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Inhalt Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 1 5 T. Weikert, S. Tremmel, S. Wartzack Gezielte Anpassung lokaler Reibungszustände unter Einsatz wolframmodifizierter amorpher Kohlenstoffschichten 12 M. Jungk, C. Kranenberg, A. Nevskaya Latest Development of Polysiloxane Structures Utilizing New Model Design 19 K. Bobzin, M. Öte, T. F. Linke, K. Malik, T. Königstein Tribologisches Verhalten von eisenbasierten Titankarbid verstärkten thermisch gespritzten Schichten 25 L. v. Husen, S. Müller, B. Reinartz, G. Knoll Berechnung von Kavitationsvorgängen in hydrodynamischen Gleitlagern auf der Basis eines blasendynamischen Modells 32 B. Pohrer, M. Zuercher, S. Tremmel, S. Wartzack, E. Schlücker Einfluss des tribochemischen Schichtaufbaus auf die Ausbildung elektrisch induzierter Wälzlagerschäden 40 T. W. Selby, S. Azid, J. C. Evans, W. VanBergen, T. Fischer Studies of Variation in the Oxidation Inhibition of Base Oils Aus Wissenschaft und Forschung 2 Veranstaltungen 3 Produktion von Ölen und Fetten 31 Impressum 45 Nachrichten Mitteilungen der GfT Mitteilungen der ÖTG 48 Patentumschau 49 Schadensanalyse / Schadenskatalog Zahnrad - Stirnradverzahnung 50 Hinweise für Autoren / Checkliste 51 Handbuch der T+S 4 Auslegung und Schmierung von Maschinenelementen 4.1 Einführung 53 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 5 16 E 6133 63. Jahrgang www.expertverlag.de Gezielte Anpassung lokaler Reibungszustände unter Einsatz wolframmodifizierter amorpher Kohlenstoffschichten Latest Development of Polysiloxane Structures Utilizing New Model Design Tribologisches Verhalten von eisenbasierten Titankarbid verstärkten thermisch gespritzten Schichten Berechnung von Kavitationsvorgängen in hydrodynamischen Gleitlagern auf der Basis eines blasendynamischen Modells Einfluss des tribochemischen Schichtaufbaus auf die Ausbildung elektrisch induzierter Wälzlagerschäden Studies of Variation in the Oxidation Inhibition of Base Oils T Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology 63. Jahrgang, Heft 5 September / Oktober 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 31 und 39) 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 50). Authors of scientific contributions are requested to submit their manuscripts directly to the editor, Prof. Bartz (see page 50 for formatting guidelines). T+S_5_16 04.08.16 12: 52 Seite 1 Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Veranstaltungen GfT ÖTG TAE * Anschriften der Veranstalter 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 Datum Ort Veranstaltung  15.09. - 16.09.16 Ljubljana, Slowenien POLYTRIB 2016: 2 nd International Conference on Polymer Tribology www.tint-polytrib.com/ en  20.09 - 22.09.16 Rheine Schmier- und Betriebsstoffe für Personen- und Nutzfahrzeuge www.uniti.de/ veranstaltungen  22.09. - 24.09.16 Galati, Rumänien ROTRIB’16 - The 13 th International Conference on Tribology www.rotrib16.ugal.ro  26.09. - 28.09.16 Göttingen Tribologie-Fachtagung GfT*  26.09. - 29.09.16 Darmstadt DGM-Tag www.dgm.de/ medien/ presse/ pressekalender/  27.09. - 29.09.16 Darmstadt Materials, Science and Engineering (MSE) www.mse-congress.de  29.09. - 30.09.16 London 18 th International Conference on Advances in Tribology and Engineering Systems (ICATES 2016) www.waset.org  03.10. - 07.10.16 Miskolc-Lillafüred, 4 th International Conference on Competitive Materials Ungarn and Technology Processes www.ic-cmtp4.eu/  04.10. - 06.10.16 Ostfildern Grundlagen der Tribologie TAE*  04.10. - 25.11.16 Ostfildern Zertifikatslehrgang Praktische Tribologie und Schmierungstechnik TAE*  09.10. - 14.10.16 Dijon, Frankreich 8 th International Conference on Multiscale Materials Modeling http: / / mmm2016.iop.org/ home  10.10. - 11.10.16 Ostfildern Condition Monitoring tribologischer Systeme TAE*  11.10. - 13.10.16 Stuttgart Seminar Tribologie www.tribologieinanwendungundpraxis.de  19.10. - 21.10.16 Bilbao, Spanien ECNF 2016: European Conference on Nanofilms www.ecnf2016.org/ en/ home  20.10. - 21.10.16 Ostfildern Tribologische Aspekte von Verbrennungskraftmaschinen TAE*  24.10. - 26.10.16 Ostfildern Schmierstoffe in technischen Anwendungen TAE*  25.10. - 26.10.16 Ostfildern Einführung in die tribologische Funktionalisierung von Oberflächen TAE*  03.11. - 04.11.16 Riga, Lettland BALTMATTRIB 2016: 25 th International Baltic Conference on Engineering Materials & Tribology http: / / baltmattrib2016.lmpb.lv/  13.11. - 15.11.16 Chicago, USA 3 rd STLE Tribology Frontiers Conference (TFC 2016) https: / / www.stle.org  14.11. - 15.11.16 Brannenburg Was können Öl-Sensoren von Heute tatsächlich? https: / / de.oildoc.com/ oildoc-fortbildungen/ symposium/  14.11. - 16.11.16 Bangkok, Thailand 10 th International Petroleum Technology Conference IPTC 2016 www.iptcnet.org/ 2016/  23.11.16 Linz ÖTG Jahressymposium 2016 ÖTG*  29.11. - 30.11.16 Esslingen 5. ATZ Fachtagung: Reibungsminimierung im Antriebsstrang 2016 www.atzlive.de/ Jahreskalender.html  29.11. - 01.12.16 Rheine Seminar „Kühlschmierstoffe“ www.vsi-schmierstoffe.de T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 2 Produktion von Ölen und Fetten Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 3 Produktion von Ölen und Fetten T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 3 Erzeugnis 2015 2016 2015 2016 Motorenöle 24.441 t 23.948 t 23.319 t 23.199 t Getriebeöl Kraftfahrzeuge 3.781 t 4.000 t 3.563 t 3.494 t Getriebeöl Industrie 3.087 t 2.253 t 2.549 t 2.029 t Turbinen-, Kompressorenöle 843 t 774 t 914 t 749 t Maschinenöle 1.339 t 4.166 t 1.566 t 2.846 t Hydrauliköl 10.152 t 10.286 t 9.457 t 9.690 t Öle für die Metallbearbeitung (n. wmb.) 1.960 t 3.188 t 1.991 t 3.289 t Öle für die Metallbearbeitung (wmb.) 1.340 t 2.153 t 1.311 t 2.139 t Weißöle (technische und medizinische) 5.846 t 5.668 t 5.186 t 4.914 t Schmierfette 2.738 t 2.543 t 2.296 t 2.484 t Basisöle 12.373 t 12.566 t 10.931 t 10.874 t Mai April Über die Inlandsablieferungen von Schmierstoffen macht das Bundesamt für Wirtschaft und Ausfuhrkontrolle (BAFA), 65760 Eschborn / Ts, für die Monate April und Mai von 2015 und 2016 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 500 800 1.100 1.400 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 1.500 2.000 2.500 3.000 3.500 4.000 4.500 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 1.000 1.500 2.000 2.500 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Öle f. d. Metallbearbeitung (wmb.) 3.000 4.000 5.000 6.000 7.000 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 4.000 8.000 12.000 16.000 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 2016 in t Werte 2015 in t Werte 2014 in t Werte 2013 in t 4 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Anzeigen CO-SPONSORED M E E T I N G GERMAN MATERIALS SOCIETY MEE T PROFESSION ALS YOU NG RESEARC HERS E Modelling and Simulation F Biomaterials D Characterisation B Structural Materials C Synthesis and Processing A Functional Materials and Devices Tribology across length-scales: experiments and simulations Session 1: from Nano to Micro Session 2: from Micro to Meso Session 3: from Meso to Macro N H er t a tional M unc A F tur truc B S es evic ials and D er ials er t a al M tur odelling and Simula E M ials er t F Bioma tion isa er t ac D Char oc r thesis and P yn C S tion odelling and Simula essing oc ession 3: fr S ession 2: fr S ession 1: fr S ibology acr r T o acr o M eso t om M ession 3: fr eso o M o t icr om M ession 2: fr o icr o M om Nano t ession 1: fr ts and simula imen xper oss length-scales: e ibology acr tions ts and simula 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 fe - Theoretisc nenelementen n - 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 tribologis 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_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 4 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 5 Aus Wissenschaft und Forschung 1 Einleitung Die Forderung nach einer immer größeren Funktionsdichte technischer Systeme bringt konventionelle Umformprozesse zur Herstellung einzelner Systemkomponenten aus Blechwerkstoffen an ihre Grenzen. Vor diesem Hintergrund verknüpft die Blechmassivumformung die Vorzüge der Operationen der Blech- und der Massivumformung und ermöglicht dadurch die Herstellung funktionsintegrierter Blechbauteile in wenigen Prozessschritten [1]. Der hierbei auftretende dreidimensionale Materialfluss stellt zugleich eine große Herausforderung bei der tribologischen Auslegung der Umformwerkzeuge dar. Neben einer hohen Verschleißbeständigkeit, um auch bei den in der Blechmassivumformung üblichen Pressungen von bis zu 2 500 MPa eine hohe Standzeit der Werkzeuge zu gewährleisten, ist insbesondere ein lokal angepasstes Reibungsverhalten in der Wirkzone zwischen Werkzeug und Blechhalbzeug zur gezielten Steuerung des Werkstoffflusses von wesentlicher Bedeutung [2]. Einen möglichen Ansatz zur Erfüllung dieser Anforderungen stellt der Einsatz tribologischer Werkzeugbeschichtungen dar. Zur Reibungsreduzierung finden in * Tim Weikert, M.Sc. Dr.-Ing. Stephan Tremmel Professor Dr.-Ing. Sandro Wartzack FAU Erlangen-Nürnberg Lehrstuhl für Konstruktionstechnik, 91058 Erlangen Gezielte Anpassung lokaler Reibungszustände unter Einsatz wolframmodifizierter amorpher Kohlenstoffschichten T. Weikert, S. Tremmel, S. Wartzack* Eingereicht: 20. 4. 2016 Nach Begutachtung angenommen: 15. 5. 2016 Bei der Herstellung funktionsintegrierter Blechbauteile mithilfe von Umformoperationen der Blechmassivumformung stellen lokal angepasste Reibungszustände eine Möglichkeit zur besseren Ausformung kompliziert geformter Bauteilgeometrien dar. Im Rahmen dieser Untersuchungen wird daher der Einsatz verschiedener Maskierungsverfahren bei der Herstellung typischer Werkzeugbeschichtungen betrachtet, um auf diese Weise tribologisch wirksame Oberflächenbereiche lokal voneinander abzugrenzen. Mithilfe starrer und flexibler Masken werden in definierten Oberflächenbereichen beschichteter Probekörper unterschiedliche funktionale Schichtlagen eines Mehrlagenschichtsystems offengelegt. Hierbei kommen funktionale Schichtlagen aus Chromnitrid (CrN) und verschiedenen Varianten wolframmodifizierter amorpher Kohlenstoffschichten (a-C: H: W) mit unterschiedlichen Reibungszahlen zum Einsatz. Dabei zeigen die durch die Maskierung entstehenden Schichtkantenbereiche Einflüsse der Maskierungsverfahren sowie der eingesetzten Masken. Für maskiert beschichtete Probekörper können in Stift-Scheibe-Versuchen unterschiedliche Reibungszustände identifiziert werden. Schlüsselwörter Lokal angepasste Reibungszustände, amorphe Kohlenstoffschichten, a-C: H: W, Blechmassivumformung, Stift-Scheibe-Versuch, Maskierungsverfahren Locally adapted friction conditions are one possibility to improve forming of sheet metal parts with complex geometries by forming operations of sheet-bulk metal forming. In the present study, rigid and flexible masks are used to reveal functional layers of multilayered coatings and therefore obtain locally different friction conditions. Chrome nitride (CrN) and variants of tungsten-modified amorphous carbon coatings (a-C: H: W) with different coefficients of friction are chosen as functional layers. The investigation of the coating’s edge zones originating from the masking reveals influences of masking procedures and the masks itself. In pin-on-disk test, different friction conditions can be observed for masked coated specimens. Keywords Locally adapted friction, amorphous carbon coatings, a-C: H: W, sheet-bulk metal forming, pin-on-disc test, masking Kurzfassung Abstract T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 5 6 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 vielen technischen Anwendungen amorphe Kohlenstoffschichten schon lange Zeit Verwendung. Die infolge ihrer hohen Härte auch als diamond-like carbon (DLC) [3] bezeichneten tribologischen Schichten werden in der Umformtechnik insbesondere durch metallische Dotierung einsetzbar [4,5]. Vor dem Hintergrund der in der Umformtechnik üblichen hohen Kontaktbeanspruchungen eignen sich insbesondere wolframmodifizierte amorphe Kohlenstoffschichten (a-C: H: W) aufgrund ihrer hohen Belastbarkeit und Wirtschaftlichkeit als Werkzeugbeschichtung [4,5]. Darüber hinaus ist es möglich, das Reibungsverhalten und die mechanischen Eigenschaften dieser Schichten durch die Wahl der Prozessparameter bei der Schichtabscheidung gezielt zu beeinflussen [6]. Zum Schutz stark beanspruchter Werkzeugoberflächen werden in der Umformtechnik verbreitet keramische Hartstoffschichten eingesetzt. Beschichtungen aus Titannitrid (TiN) und Chromnitrid (CrN), als bekannte Vertreter dieser Beschichtungsklasse, zeichnen sich vor allem durch einen hohen Verschleißwiderstand aus [7]. Das Reibungsverhalten dieser Schichten kann, ebenso wie deren mechanische und strukturelle Eigenschaften, durch zusätzliche metallische und carbidische Dotierungen [8] beeinflusst werden. Dadurch werden Hartstoffschichten auch für Anwendungen in der Umformtechnik attraktiv, wenngleich ihr Potential zur Reibungsreduzierung nicht an jenes amorpher Kohlenstoffschichten heranreicht [8]. Um die charakteristischen Vorzüge beider Schichttypen für eine gezielte Steuerung des Werkstoffflusses zu nutzen, besteht die Herausforderung darin, die Schichttypen auf der Wirkfläche des Werkzeugs synergetisch zu kombinieren. Zu diesem Zweck wird der Einsatz verschiedener Maskierungsverfahren untersucht. Ziel ist es, eine Oberfläche zu erzeugen, auf der in unterschiedlichen Bereichen verschiedene funktionale Schichtlagen eines Mehrlagenschichtsystems tribologisch wirksam werden. Als funktionale Schichtlagen werden Schichtlagen aus CrN und a-C: H: W (Schichtsystem Typ A), sowie verschiedene a-C: H: W-Schichtvarianten mit unterschiedlichen Reibungszahlen (Schichtsystem Typ B) gewählt. Untersuchungen der Haftungseigenschaften der resultierenden Schichtsysteme sowie eine Beurteilung der entstehenden Schichtkantenbereiche und des tribologischen Verhaltens geben Aufschluss über die Eignung der eingesetzten Maskierungsverfahren und Schichtsysteme zur gezielten Anpassung lokaler Reibungszustände. 2 Experimentelles 2.1 Probenherstellung und Beschichtungsprozess Als Substrate für die untersuchten Beschichtungs- und Maskierungsversuche dienten runde Flachproben (Ø 60 mm x 5 mm) aus Schnellarbeitsstahl 1.3343, die auf eine Härte von 62 HRC beschichtungsgerecht vergütet wurden. Die polierten Substratoberflächen (R a = 0,015 ± 0,001 µm) wurden vor der Beschichtung in Aceton und Isopropanol, unterstützt durch Ultraschall, gereinigt. Der Beschichtungsprozess erfolgte - bedingt durch die Applikation der Maskierungen - in zwei Teilprozessen, in denen jeweils die beiden funktionalen Schichtlagen des Mehrlagenschichtsystems abgeschieden wurden. Zur Verbesserung der Schichthaftung wurden zu Beginn des ersten Teilprozesses dünne Haftvermittlungs- und Zwischenschichten aus Chrom (Typ A) bzw. aus Chrom und Wolframcarbid (Typ B) durch Lichtbogenverdampfen und Magnetronsputtern abgeschieden. Darauf folgte die Abscheidung einer CrN-Funktionsschicht (Typ A) bzw. der a-C: H: W-Funktionsschichtvariante V01 (Typ B). Als weitere funktionale Schichtlage wurden im zweiten Teilprozess die a-C: H: W-Funktionsschichtvarianten V01 (Typ A) bzw. V02 (Typ B) abgeschieden. Bild 1 zeigt die resultierenden Schichtsysteme sowie die untersuchten Probengeometrien. Die a-C: H: W-Schichtvarianten V01 und V02 wurden mittels reaktiven Magnetronsputterns eines binderfreien WC-Targets in Argon-Ethin-Atmosphäre hergestellt. Die wesentlichen Prozessparameter zur Herstellung der Funktionsschichten können Tabelle 1 entnommen werden. Für die gewählten a-C: H: W-Funktionsschichtvarianten konnten auf Basis von [6] und [9] deutlich unterschiedliche mittlere Reibungszahlen gegen 100Cr6 angenommen werden. Aus Wissenschaft und Forschung Bild 1: Schematische Darstellung der untersuchten Schichtsysteme mit Zuordnung der Schichtlagen zu den Teilprozessen der Schichtherstellung sowie Darstellung der untersuchten Probengeometrie (beispielhaft für Typ B) T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 6 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Zur Maskierung der Probenoberflächen wurden sowohl vergleichsweise starre Masken aus dünnen Stahlblechen und Folien, als auch flexible Abdeckmittel aus Bornitrid und belichtetem Photoresist eingesetzt. Die Stahlblechmasken (Blechdicke 1 mm) wurden durch Scherschneiden hergestellt, wodurch eine ebene, scharfe Maskenkante erzeugt werden konnte. Die Fixierung der Stahlbleche erfolgte mittels einer Klemmverbindung auf der Probenoberfläche. Als Folien wurden temperaturbeständige Polyimid-Folien (Foliendicke 0,07 mm) mit einem auf Silikon basierenden Klebstoff verwendet, die sich nach der Beschichtung rückstandsfrei wieder entfernen ließen. Die zur Maskierung eingesetzte Suspension aus Bornitrid wurde mehrfach in Form dünner gleichmäßiger Schichten aufgebracht. Hierbei schützten Folien vorübergehend definierte Oberflächenbereiche vor unerwünschter Ablagerung der Suspension. Die sich bildende, geschlossene Schicht aus Bornitrid wurde nach dem Beschichtungsprozess mit Isopropanol wieder entfernt. Bei dem an die Halbleitertechnik angelehnten Maskierungsverfahren mittels eines belichteten Photoresists wurde der Negativresist DET 539.57 der Firma HiTech Photopolymere AG (HTP) verwendet. Die Applikation erfolgte im Tauchbad mit konstanter Tauchgeschwindigkeit, wodurch eine Schichtdicke von circa 10 µm erreicht wurde. Nach der Beschichtung wurde der Photoresist in einer temperierten hochalkalischen Lösung von der Probenoberfläche wieder gelöst. Applikation sowie Entfernung des Photoresists erfolgten durch die Firma HTP. Tabelle 2 fasst die untersuchten Kombinationen aus Maskierungsverfahren und Beschichtungen zusammen. Zur Vergleichbarkeit und Interpretation des tribologischen Verhaltens der maskiert beschichteten Proben wurden unmaskierte Referenzproben der Schichtsysteme Typ A bzw. Typ B hergestellt. 2.2 Charakterisierung Zur Evaluierung der Maskierungsverfahren wurde das tribologische Verhalten der beschichteten Proben im trockenen Kontakt sowie unter Schmierung mit dem Fließpressöl D IONOL ST V 1725-2 gegen 100Cr6 auf einem Stift-Scheibe-Tribometer bei konstanten klimatischen Bedingungen (relative Luftfeuchte 40 ± 5 % bei 23 ± 2 °C) untersucht. Als Gegenkörper dienten gehärtete Stahlkugeln aus 100Cr6 mit einem Durchmesser von 3,969 mm, mit denen bei einer Normalkraft von 10 N zu Versuchsbeginn eine Hertzsche Pressung von 1,9 GPa erreicht werden konnte. Es wurden insgesamt zwei Versuchsläufe je Probe auf unterschiedlichen Reibspurradien bei einer Gleitgeschwindigkeit von 0,03 m/ s durchgeführt. Das Verschleißverhalten innerhalb der unterschiedlich beschichteten Oberflächenbereiche wurde mithilfe lichtmikroskopischer Aufnahmen nach einem Gleitweg von 300 m untersucht. Darüber hinaus wurden die sich durch die Maskierung ergebenden Randbereiche mithilfe topographischer Aufnahmen mit einem Laserrastermikroskop beurteilt. Zur Bewertung der Haftfestigkeit wurden Rockwell-C-Eindrucktests nach DIN EN ISO 26443 durchgeführt und das um den Diamantkegeleindruck entstehende Schadensbild qualitativ lichtmikroskopisch beurteilt. 3 Ergebnisse und Diskussion 3.1 Schichthaftung In Bild 2 sind beispielhaft die aus den Rockwell-C-Eindrucktests resultierenden Schadensbilder der Proben P1 und P4 dargestellt und nach DIN EN ISO 26443 bewertet. Konzentrische Risse (Funktionsschicht CrN) und teilweise adhäsive Schichtablösung (Funktionsschicht V01) deuten auf eine bessere Haftung des Schichtsystem Typ A im Vergleich zu Typ B hin. Das Schichtsystem Typ B zeigt in den Bereichen der Funktionsschicht V01 7 Aus Wissenschaft und Forschung Tabelle 1: Prozessparameter zur Herstellung der Funktionsschichten Schichtbez. U Biasa / V Φ(Ar) b / sccm Φ(C 2 H 2 ) c / sccm Φ(N) d / sccm I Arc (Cr) e / A P Sputter (WC) f / W ν g / °C CrN 50 - - 150 75 - 160 V01 (a-C: H: W) 57 232 40 - - 1358 100 V02 (a-C: H: W) 130 180 7 - - 1200 100 a negative Substratvorspannung; b Argonfluss; c Ethinfluss; d Stickstofffluss; e Kathodenstrom des Cr-Targets; f Kathodenleistung des WC-Targets; g Temperatur Tabelle 2: Untersuchte Kombinationen aus Maskierungsverfahren und Schichtsystemen Proben- Schicht- Maskierungsbezeichnung system verfahren P1 Typ A Stahlblechmasken P2 Typ A Bornitrid Suspension P3 Typ B Photoresist P4 Typ B Folie P5 CrN (Typ A) - P6 V01 (Typ A) - P7 V01 (Typ B) - P8 V02 (Typ B) - T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 7 8 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 vereinzelte und im Bereich V02 vollständige adhäsive Schichtablösungen. Im Vergleich der beiden Schichtsysteme erweist sich das Schichtsystem Typ A somit als toleranter gegenüber der Unterbrechung des Beschichtungsprozesses. 3.2 Schichtkantenbereiche In Abhängigkeit des eingesetzten Maskierungsverfahrens bilden sich unterschiedliche Schichtkantenbereiche aus. Als wesentliche Ursachen hierfür können sowohl Merkmale der Masken als auch Einflüsse des Maskierungsverfahrens identifiziert werden. Bild 3 zeigt mikroskopische Aufnahmen sowie die maßstäblichen Höhenprofile der Schichtkantenbereiche. Die Profile stellen einen arithmetischen Mittelwert von einhundert senkrecht zur Schichtkante verlaufenden Einzelprofilmessungen dar. Infolge ihrer vergleichsweise hohen Blechstärke schirmen die Blechmaskierungen während der Beschichtung schichtbildende Teilchen nahe der Maskenkante ab. Der hieraus resultierende breite Übergangsbereich ist sowohl in der lichtmikroskopischen Aufnahme als auch im Verlauf des Höhenprofils deutlich zu erkennen. Die Schichtkantenbereiche der mithilfe der Bornitrid Suspension maskierten Oberflächen zeigen ein ungleichmäßiges Erscheinungsbild. Als ursächlich hierfür wird die mit der Aushärtung der Suspension verbundene Versprödung der Maskenkante angenommen. Im Verlauf der Profillinie sind zudem leichte Abschattungseffekte durch die Maske in Form einer abgerundeten Schichtkante erkennbar. Mithilfe der Maskierungstechnik des Photoresists konnten klar abgegrenzte Schichtkanten hergestellt werden. Der entsprechende Übergangsbereich weist eine steil ansteigende Profillinie auf. Kantennahe Oberflächenbereiche wurden infolge der geringen Maskendicke nicht verdeckt. Der Einsatz maskierender Folien führt zur Ausbildung definierter und klar abgegrenzter Kantenbereiche. Abschattungseffekte, wie sie insbesondere im Falle der Blechmasken zu beobachten sind, treten infolge der geringen Foliendicken nicht auf. Randnahe Schichtbereiche der zweiten funktionalen Schichtlage verlieren jedoch bei der Entfernung der Folien ihre Haftung, lösen sich aber infolge ausreichender Kohäsion nicht vollständig und verbleiben selbst nach sanfter Reinigung mit Isopropanol und weichem Tuch auf der Oberfläche. Aus Wissenschaft und Forschung Bild 2: Ergebnisse der Rockwell-C-Eindrucktests der funktionalen Schichtbereiche, bewertet nach DIN EN ISO 26443 Bild 3: Mikroskopische Aufnahmen und maßstäbliche Höhenprofile der Schichtkantenbereiche mithilfe von a) Blechmasken, b) Bornitrid Suspension, c) Photoresist und d) Folien maskierter Oberflächen T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 8 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 3.3 Reibung und Verschleiß Die aus den Stift-Scheibe-Untersuchungen resultierenden Reibungszahlverläufe der maskiert beschichteten Probekörper sind in Bild 4 und Bild 5 den Verläufen unmaskierter Referenzproben gegenübergestellt und über der Zyklenzahl aufgetragen. Infolge der horizontalen Unterteilung der Oberflächenbeschichtung übergleitet der Gegenkörper innerhalb eines Zyklus beide unterschiedlich beschichteten Oberflächenbereiche. Wie in Bild 4a,b zu sehen ist, stellt sich für die Referenzen P5 und P6 des Schichtsystems Typ A unter trockenen Bedingungen nach kurzer Einlaufphase ein stationäres Reibungsverhalten ein. Die Reibungszahlen der mit Blechmasken und Bornitrid Suspension maskierten Proben P1 bzw. P2 zeigen über die gesamte Prüfdauer ein alternierendes Verhalten zwischen zwei Verharrungsniveaus hoher (f = 0,7) und niedriger (f = 0,2) Reibungszahlen, die größtenteils gut mit den, von den Referenzen vorgegebenen Reibungsniveaus übereinstimmen. Während die niedrigen Reibungszahlen der Referenz P6 auf die Bildung eines geschlossenen graphitisierten Tribofilms [10] schließen lassen, verzögert die horizontale Unterteilung der Oberflächenbeschichtung der maskierten Proben P1 und P2 die Bildung eines Tribofilms und führt dazu, dass das durch die Referenzprobe vorgegebene untere Reibungsniveau nur näherungsweise erreicht wird. Unter Ölschmierung nähern sich die Reibungszahlverläufe der Referenzen sowie jene der maskierten Proben in einem Bereich von f = 0,07…0,13 einander an, was insbesondere auf eine bessere Trennung der Oberflächen durch den Schmierstoff im Vergleich zu den ungeschmierten Versuchsläufen zurückzuführen ist. Darüber hinaus können Wechselwirkungen der Beschichtungen mit Schmierstoffadditiven nicht ausgeschlossen werden [11]. Dies bedarf einer weitergehenden Untersuchung. Zudem fällt ein systematisch streuender Reibungszahlverlauf der Referenzprobe P5 auf. Für die maskierten Proben P1 und P2 können Reibungszahlverläufe zwischen den von den Referenzen vorgegebenen Reibungsniveaus beobachtet werden, wenngleich jedoch keine alternierenden, von Verhar- 9 Aus Wissenschaft und Forschung Bild 4: Reibungszahlverläufe der maskierten Proben P1 bzw. P2 sowie der Referenzproben P5 bzw. P6 unter trockenen Bedingungen (a, b) und unter Ölschmierung (c, d) Bild 5: Reibungszahlverläufe der maskierten Proben P3 bzw. P4 sowie der Referenzproben P7 bzw. P8 unter trockenen Bedingungen (a, b) und unter Ölschmierung (c, d) T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 9 10 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 rungszuständen geprägten Verläufe zwischen jenen Niveaus. Die Reibungszahlen der Referenzen P7 und P8 des Schichtsystems Typ B zeigen unter trockenen Versuchsbedingungen in Bild 5a,b nach einer Einlaufphase ein ähnliches Reibungsniveau (f = 0,14…0,25). Im Fall von P8 wird der Verlauf von systematischen Schwankungen überlagert. Unterschiede in den Reibungszahlen der Referenzen sind in Übereinstimmung mit [6] und [9] auf Abhängigkeiten vom Ethinfluss bei der Schichtabscheidung zurückzuführen. Die Reibungszahlen der maskiert beschichteten Proben P3 und P4 verlaufen auf einem, den Referenzen ähnlichen Niveau, jedoch ähneln ihre Verläufe dem Verlauf der Referenz P8, wodurch die Identifikation unterschiedlicher Reibungszustände nicht möglich ist. Auch unter Schmierung mit Fließpressöl ist der Reibungszahlverlauf der Referenz P8 von Schwankungen geprägt, deren Intensität während der Laufzeit mehrfach variiert. Aufgrund nicht erkennbarer Schädigungen der Schicht wird als Ursache hierfür die zeitweise Bildung und Trennung von reibungsmindernden Tribofilmen infolge von Reaktionen der Beschichtungen mit Bestandteilen des Schmierstoffs angenommen. Entgegen den Untersuchungen in [6], in denen bei zunehmender Biasspannung bei der Herstellung von a-C: H: W-Schichten eine abnehmende Reibungszahl in geschmierten Stift-Scheibe-Untersuchungen festgestellt werden konnte, zeigt die unter höherer Biasspannung abgeschiedene Referenz P8 über große Teile der Prüfdauer höhere Reibungszahlen, als die Referenz P7. Die Reibungszahlen der maskiert beschichteten Proben P3 und P4 verlaufen in einem Bereich von 0…250 Zyklen zwischen den, von den Referenzen vorgegebenen Reibungsniveaus. Hierbei sind zeitweise stationäre Reibungszustände auf den Reibungsniveaus im Verlauf der Probe P4 zu beobachten. Mit zunehmender Zyklenzahl unterschreiten die Reibungszahlverläufe der Proben P3 und P4 den Verlauf der Referenz P7, während das obere Reibungsniveau nahezu konstant bleibt. Um die Bedeutung der Schichtkantenbereiche auf das Reibungsverhalten maskiert beschichteter Oberflächen zu veranschaulichen, sind in Bild 6 beispielhaft Reibspuren der Proben P1 und P3 im Bereich der Übergänge nach 2 000 Zyklen dargestellt. Trotz guter Haftungseigenschaften und eines sanft ansteigenden Schichtkantenbereichs werden die Übergangsbereiche der Probe P1 deutlich stärker geschädigt als jene der Probe P3. Insbesondere sind Schädigungen der Übergänge von einem höherliegenden zu einem niedrigerliegenden Schichtniveau zu beobachten. Dennoch lassen sich die charakteristischen Reibungsverhalten beider Beschichtungen über große Teile der Prüfdauer lokal voneinander abgrenzen. Während unter Ölschmierung zumindest eine zeitweise Trennung der Reibungszustände mithilfe der Funktionsschichten des Schichtsystems Typ B möglich ist, führen die unter trockenen Bedingungen vermutlich ähnlich stark ausgeprägten Tribomechanismen dazu, dass eine lokale Anpassung der Reibungszustände selbst bei scharfer Abgrenzung der Funktionsschichten nicht möglich ist. 4 Zusammenfassung und Ausblick Im Rahmen dieses Beitrags wurden Kombinationen aus in der Umformtechnik häufig eingesetzten Werkzeugbeschichtungen und während des Beschichtungsprozess angewandter Maskierungsverfahren hinsichtlich ihres tribologischen Verhaltens untersucht. Ziel war es, das tribologische Verhalten einer beschichteten Oberfläche mithilfe verschiedener funktionaler Schichtlagen eines Mehrlagenschichtsystems lokal zu beeinflussen. Als funktionale Schichtlagen wurden Schichtlagen aus CrN und einer Variante einer wolframmodifizierten amorphen Kohlenstoffschicht (a-C: H: W) (Typ A) bzw. Schichtlagen zweier unterschiedlicher a-C: H: W-Varianten (Typ B) gewählt. Die Maskierung der Oberflächen erfolgte mittels starrer (Stahlblechen, Folien) und flexibler (Bornitrid, belichteter Photoresist) Masken. Zur Evaluierung ausgewählter Kombinationen aus Schichtsystemen und Maskierungsverfahren wurden Untersuchungen der Haftfestigkeit und der sich ausbildenden Schichtkantenbereiche sowie des tribologischen Verhaltens in Stift- Scheibe-Versuchen durchgeführt. Hierbei zeigte das Schichtsystem Typ A im Vergleich zu Typ B bessere Haftungseigenschaften. Während sich unter Einsatz von Aus Wissenschaft und Forschung Bild 6: Verschleißerscheinungsbild der Proben P1 (a, b) und P3 (c, d) im Bereich des Schichtübergangs nach den Stift-Scheibe-Versuchen unter trockenen Bedingungen (a, c) bzw. unter Ölschmierung (b, d) T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 10 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Photoresist und Folien klar abgegrenzte Schichtkanten herstellen ließen, konnten bei den mithilfe von Stahlblechen und Bornitrid maskierten Oberflächen abschattende Effekte der Masken im Bereich der Schichtkante beobachtet werden. Eine Identifikation unterschiedlicher Reibungszustände anhand der Verläufe der Reibungszahlen war unter trockenen Kontaktbedingungen lediglich im Fall der mithilfe von Stahlblechen und Bornitrid maskierten Beschichtungen des Typs A möglich. In den unter Ölschmierung durchgeführten Stift-Scheibe-Versuchsläufen der mithilfe von Folien und Photoresist maskierten Beschichtungen des Schichtsystem Typ B ließen sich unterschiedliche Reibungszustände nur zeitweise voneinander abgrenzen. Um die charakteristischen Reibungszustände unterschiedlicher Beschichtungen zuverlässig voneinander abzugrenzen, bedarf es weiterer Untersuchungen. Eine Möglichkeit stellt der Einsatz von Oberflächenstrukturierungen dar, die je nach Gestalt vor allem im geschmierten flächigen Kontakt eine Minderung bzw. Erhöhung der Reibungszahl ermöglichen. Um bessere Haftungseigenschaften zu erzielen, bedarf es weiterer Entwicklungen des Schichtsystems, etwa die Gestaltung geeigneter Zwischen- und Haftvermittlungsschichten. Zudem erscheint der lokale Abtrag einzelner funktionaler Schichtlagen als alternatives Herstellungsprinzip als vielversprechend. Danksagung Die Autoren danken der Deutschen Forschungsgemeinschaft (DFG) für die Förderung der vorgestellten Arbeit innerhalb des Teilprojekts B4 des Sonderforschungsbereichs/ Transregio 73 „Blechmassivumformung“ (SFB/ TR 73). Weiterhin wird Herrn G. Rabenstein für die Unterstützung bei der Herstellung der Beschichtungen sowie Frau U. Wolf bei den Probencharakterisierungen gedankt. Literatur [1] Merklein, M.; Allwood, J. M.; Behrens, B. 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Bd. 2. 22.09.- 24.09.2014, Göttingen. 2014, S. 32/ 1-32/ 10. 11 Aus Wissenschaft und Forschung 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_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 11 12 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Introduction Silicone, or as per IUPAC nomenclature polysiloxane, represents a wide variety of polymeric chains and networks constructed around a backbone of Si-O-Si atoms. Their synthesis and manufacturing process is complex, starting from the reduction of quartz with carbon to yield elemental silicon. Then using a fluid bed reaction process silicon and methylchloride form a mixture of chlorosilanes with the majority being dichlorodimethylsilane. Hydrolysis of distilled chlorosilanes and subsequent polymerization result in polysiloxanes. The Si-O bonds of siloxanes are > 30 % stronger than C-C bonds of hydrocarbons. The Si-O-Si angle is wider compared to C-C-C; this gives to the molecule great flexibility (Figure 1). The strength, length, and flexibility of silicon bonds impart many unique properties, including low melting Aus Wissenschaft und Forschung * Dr. rer. nat. Manfred Jungk Dr. rer. nat. Christian Kranenberg Aleksandra Nevskaya, Dow Corning GmbH, Rheingaustr. 34, 65201 Wiesbaden Figure 1: Structure of polydimetylsiloxane (PDMS) Latest Development of Polysiloxane Structures Utilizing New Model Design M. Jungk, C. Kranenberg, A. Nevskaya* Eingereicht: 12. 11. 2015 Nach Begutachtung angenommen: 10. 2. 2016 Siloxane finden Einsatz als Spezialschmierstoffe und haben aufgrund der limitierten Schmierwirksamkeit keine breite Anwendung im Vergleich zu den kohlenwasserstoffbasierten Grundölen. Es wurden Copolymere auf Basis von Polyaklylphenylsiloxanen und Polyalkylfluoroalkylsiloxanen synthetisiert, welche diese Limitierung überbrücken. Diese neuen Colpolymere sind synthetisierbar in verschiedenen Viskositäten um als Industrieschmierstoff Anwendung zu finden. Die Eigenschaften dieser neuen Copolymere kann durch das Verhältnis von Polyalkylphenylsiloxan zu Polyalkylfluoroalkylsiloxan variiert werden. Ferner weisen sie Löslichkeit von Additiven auf, wie sie bei Kohlenwasserstoff basierten Grundölen zum Einsatz kommen. Nach einer Einführung beschreibt dieser Artikel ein Modell zur Vorhersage von tribologischen Daten auf Basis der Siloxanmolekuelstruktur, sowie Formulierungsansätze der neuen Copolymere bis hin zu Schmierfetten. Schlüsselwörter Silikone, Siloxane, synthetische Grundoele, Phenylfluorosilikon Copolymer, Hochtemperaturschmierstoff, Modell Molekülstruktur, Rheology, Tribology Siloxanes are used as lubricants in special applications but have not found broad use due to limitation of some of their varieties with respect to lubricating properties. Newly developed copolymers of polyalkylphenyl siloxanes and polyalkylfluoroalkyl siloxanes show properties that overcome these limitations. Copolymers of polyalkylphenyl siloxanes and polyalkylfluoroalkyl siloxanes are available in viscosities that make them suitable as lubricants for industrial applications. The properties of these new copolymers can be adjusted by varying the ratio of polyalkylphenyl siloxanes and polyalkylfluoroalkyl siloxanes. Another limitation of siloxanes was their solubility of additives used in lubricant formulations based on hydrocarbon fluids. This paper describes that the newly developed copolymers are receptive to conventional lubricant additives and can also be used for preparing lubricating greases. Keywords Silicone, siloxanes, synthetic base oils, phenylfluorosilicone copolymer, high temperature lubricant, model molecular structure, rheology, tribology Kurzfassung Abstract T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 12 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 temperature, fluidity, low glass transition temperature, and increased compactness. With these properties siloxanes can find many diverse applications in different industries. For the use as lubricating base fluid their exceptional oxidative stability and temperature-viscosity indices stand out versus other synthetic lubricant base fluids such as polyalphaolefines, polyalkylenglycols, polyolor dibasic-esters. This paper describes a model that has been developed to tailor siloxane structures to tribological needs and shows results of newly developed siloxane based fluids. Model Based Siloxane Structure Design: From Molecule to Tribology Recently Dow Corning worked in cooperation with Northwestern University in USA and constructed a modeling system for designing and developing future siloxane structures with excellent lubricity characteristics such as high load carrying capacity and strong film formation capability. The objective was to identify the relationship between molecular structure and rheological/ tribological properties to find structures with superior lubricity characteristic. Figure 2 shows schematically the concept and main parameters used during the creation of the model. The first step of the model was to calculate the rheological properties using molecular parameters of the structure. For the research different siloxane structures were investigated. For their nomenclature the letters are used throughout this paper where Q is the percentage of functional branch content, L is the length of alkyl branch (carbon atoms), J is the type of branch (Alkyl, Phenyl, Cyclic, Fluoro) and Z indicates atomic Length (silicon & oxygen atoms) of the polymer. Figure 3 shows the flow of properties and equations used to calculate rheological properties: specific volume, viscosity and pressure-viscosity coefficient. Knowing molecular structure and molecular weight the Van der Waals volume ν w can be easily calculated. The molecular packing factor is the quotient of specific Van der Waals volume over measured specific volume v 0 . The specific volume at room temperature and atmospheric pressure ν 0 can be calculated using molecular packing factor. The viscosity (η 0 ) can be calculated using the structure-viscosity equation of Berry and Fox which includes the parameters of radius of gyration and monomeric friction which is described on the right hand side of Figure 3. As an outcome we have got the Tait Equation of state (v(T, P)) which best describes the pressure and temperature dependence of the specific volume and the Tait Doolittle equation (η (T, P)) which is used to calculate the temperature and pressure dependence of the viscosity. During the experimental part film thickness and film friction were measured with the PCS EHL instrument. Lubricants were tested using a ball-on-disk machine to determine the effects of molecular structure on boundary friction and wear. Total friction is the summary of two components: asperity and film friction. In hydrodynamic lubrication, viscosity alone determines the coefficient of friction and film thickness. In elastohydrodynamic lubrication, friction and film formation are decoupled and three properties become influential in optimization of lubricants, i. e. the viscosity at atmospheric pressure and the pressure-viscosity index influence overall film formation while limiting shear stress is the 13 Aus Wissenschaft und Forschung Figure 2: Modeling system: from molecule to tribology Figure 3: Modeling system: from molecular to rheological ( ) Z J L Q v , , , 0 ( Z J L Q , , , 0 η MPa P K T 1 . 0 298 = = MPa P K T 1 . 0 298 = = Molecular Structure - Specific Volume Packing Factor W v ( ) P T v , Equation of State Molecular Structure - Viscosity ( ) P T , η Viscosity (T,P) Shear Viscosity ( ) γ η ! s 0 η 0 v ( ) c X F Viscosity Variation ! " v η T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 13 Molecular properties Tribological Properties •Molecular structure •Molecular mass distribution •Asperity friction Fil f i ti •Molecular mass distribution •Film friction Rheological properties Tribological parameters •Volume structure and •Geometry Volume Pressure Temperature •Viscosity structure and Viscosity Pressure Temperature P i it i d y •Poisson ratio •Young Modulus •Load S d •Pressure viscosity index •Speed 14 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 primary contributor to the elastohydrodynamic friction coefficient. Figure 4 shoes the GUI (graphical user interface) of the algorithm that was programmed on experimental data and equations from the literature. Polydimethylsiloxane (PDMS) is the basis and as branching structure one can choose from Alk y l ( PA M S ) , F l u o r o (PFMS), Cyclohexyl (PCMS) or Phenyl (PPMS). Input variables are temperature, branch length (for Alkyl), polydisperity, load, branch content (% ), polymer length, speed, slide to roll ratio, ball and disk (disk is set at 100 to simulate infinite flat surface) diameter, Young’s Modulus of ball and disk, Poisson Ratios of ball and disk, as well as surface finish of ball and disk. The output data are the last 2 rows with 8 boxes, where molecular mass, volume, viscosity and pressure-viscosity are the molecular to rheological data and film thickness, Hertzian pressure, stress and total friction are the rheological to tribological data. Results Figure 5 shows two graphs with the film thickness values versus entrainment speed for phenylfunctional siloxane (PPMS 90) and alkylfunctional siloxane (A100-12) at different temperatures. Ring branches (aryl PPMS) show nearly Newtonian behavior. High monomeric friction allows a relatively low molecular mass (Mw = 1990 g/ mol for PPMS 90) to build viscosity, so shear thinning is low. On the right hand side of the Figure 5 we can see a different behavior for alkylfunctional fluids. Low monomeric friction requires a relatively high molecular mass (Mw = 29900 g/ mol for A100-12) to build viscosity and shear thinning is high. So, linear branches may exhibit temporary shear-thinning. Figure 6 shows the coefficient of friction versus film thickness for three different structures. Data for polycyclohexylmethylsiloxane PCMS 50, polyphenylmethylsiloxane PPMS 50 and standard polydimethylsiloxane PDMS are shown at two different temperatures. For PCMS the CoF does not change much by temperature. In case of PPMS and PDMS CoF drops down at higher temperatures. This means that cyclohexyl siloxanes have greater thermal stability in the fluid film region. As we could see from these examples siloxanes are adaptable to diverse application, e. g. cycloalkysiloxanes as traction fluid or alkylsiloxanes as energy efficiency lubricants. Phenyl- / Fluoro- Siloxane Copolymer Lubricants As shown above the chemistry of siloxanes is very diverse. The most common siloxane structure is polydi- Aus Wissenschaft und Forschung Figure 4: Graphical User Interface Figure 5: Newtonian and Non-Newtonian siloxanes PPMS: Phenyl-methyl PPMS 90 (90% Phenyl) 303 K 348 K 398 K " PAMS: Alkyl-methyl A100-12 (100% Dodecyl) " 303 K 348 K 398 K T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 14 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 methylsiloxane which finds application in lubricants as well but it has limited wear resistance. Phenyl functional group inside the siloxane molecule provides additional thermal and oxidation resistance but does not improve the lubricity. Trifluoropropyl substituted siloxanes exhibit reasonable wear protection and load carrying capacity, though their oxidation stability is not as good as that of the above mentioned phenyl substituted materials. Copolymerization technology allows to combine different siloxane monomers with specific properties to copolymer fluids. These new fluids contain properties of both siloxane monomers included in the copolymer fluid. The balance of monomer ratio allows the development of specific properties and the degree of polymerization is used to make copolymers in a broad range of viscosity. We used this technology to develop copolymers containing phenylmethyl siloxanes and trifluoropropylmethylsiloxane. These phenyl- / fluorocopolymers (Ph/ F copolymers Figure 7) combine the excellent temperature stability of polyphenylmethylsiloxane with the enhanced wear resistance properties of polytrifluoropropylmethylsiloxanes. Compared to the letter nomenclature from above, Z is the sum of x and y, Q is for the copolymer 100 % where the remainder of the balance would be methyl before and J presents 2 types of branching. Properties of Ph/ F copolymer neat fluids The thermal stability of three different ratios has been determined by thermal treatment in closed and open cups at 250 °C. We measured the viscosity on a weekly base. 15 Aus Wissenschaft und Forschung Figure 8: Thermal stability of copolymer fluids Figure 6: EHD friction for cyclic branched silicones Figure 7: Structure of Ph/ F copolymer fluid " Friction at 303 K and Σ=0.5 Friction at 398 K and Σ=0.5 $" T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 15 16 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Figure 8 shows the results which indicate, that the viscosity of Ph/ F copolymers is almost stable over a period of more than 20 days when stored in open cups. Copolymers with higher phenyl content (75: 25) demonstrate a better stability than such with higher fluoro content (25: 75). In closed cups, where no evaporation of the copolymer occurs, the viscosity is nearly stable over a period of more than 100 days. Table 1 shows the thermal stability of copolymer fluids compared to other lubricating fluids: Ph/ F copolymer fluids show viscosity indices (VI) of about 230-240, which are similar to high phenylated siloxane fluids and fluorosiloxane fluids. Compared to other lubricating fluids these values are higher than most of the hydrocarbon fluids and branched PFPE fluids. Some additional comparison tests have been made by using thermal gravimetric analysis (TGA) and differential scanning calorimetry (DSC). Both methods indicate superior thermal stability of Ph/ F copolymers compared to PAO, polyolester and fluorosiloxane fluids. Table 2 shows our investigations on wear resistance according to DIN 51350-3. We report the wear scars as average of the three steel balls after applying a load of 400 N and 800 N for 1 hour test duration. Whereas no data could be generated for phenylmethylsiloxane fluid (based on the high load), we could measure wear scars for all three investigated copolymer ratios. The results reflect the assumption that copolymer fluids with higher fluoro contents have smaller wear scars. In addition to our investigations in wear resistance we also measured the coefficient of friction (CoF) on a SRV test machine according DIN 51834-4 and compared these Aus Wissenschaft und Forschung Table 1: Comparison of Ph/ F copolymer fluids with typical lubricating fluids Fluid Ph/ F Ph/ F Ph/ F PAO Polyol- Phenylmethyl- Fluoro- PFPE PFPE 75: 25 50: 50 25: 75 ester polysiloxane silicone (branched) (linear) Viscosity Index 229 239 242 155 145 220 241 108 338 TGA* (250 °C) 98.6 % 99.0 % 99.0 % 97.4 % 96.5 % 99.1 % 97.2 % 93.4 % 99.3 % DSC** (onset temperature) 282 °C 283 °C 277 °C 205 °C 203 °C 366 °C 246 °C 348 °C 330 °C Evaporation*** Not Not (200 °C, 7d) 0.13 % 0.47 % 0.65 % 7.85 % 13.38 % 1.46 % 18.50 % tested tested * TGA: 30-500 °C, 10°/ min, Air 60 ml/ min ** DSC: 30-500 °C, 10 °C/ min, Air, 60 ml/ min *** internal test method Table 2: Wear resistance of neat copolymer fluids Fluid Ph/ F ratio 400 N load 800 N load average wear scar diameter Ph/ F copolymer fluid 75: 25 1.53 mm Not measurable 50: 50 1.48 mm 2.82 mm 25: 75 0.55 mm 1.81 mm Polyphenylmethylsiloxane Not measurable Not measurable Polytrifluoropropylmethylsiloxane 1.18 mm 1.17 mm Table 3: SRV measurement results (DIN 51834-4, T = 50 °C, Freq. = 50 Hz, Load = 300 N, Stroke = 2 mm) Fluid Ph/ F ratio µ (f15) µ (f30) µ (f90) µ (f120) Ph/ F copolymer fluid 75: 25 0.129 0.128 0.126 0.125 50: 50 0.128 0.128 0.119 0.118 25: 75 0.121 0.118 0.112 0.111 Polytrifluoropropylmethylsiloxane reference 0.109 0.104 0.098 0.096 Polyphenylmethylsiloxane reference not measurable T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 16 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 results with polyphenylmethylsiloxane and polytrifluoropropylmethylsiloxane fluids. Table 3 lists the CoF after 15, 30, 90 and 120 minutes operating time. These results demonstrate, that the CoF of copolymer fluids are slightly higher than those of polytrifluoropropylmethylsiloxane fluids. Compared to conventional polysiloxane fluids, they show much better results as we couldn’t measure polyphenylmethylsiloxane at applied loads of 300N. Ph/ F copolymer fluids with additives Further investigations with Ph/ F copolymers indicate, that the additive acceptance of this new class of lubricants is much better than with polyphenylmethylsiloxane and polytrifluoropropylmethylsiloxane fluids. Table 4 for example shows the improvements in wear resistance (DIN 51350-3) by using commercial available additives compared to the neat copolymer fluid (Ph/ F ratio: 50: 50). Greases with Ph/ F copolymers The next step was to focus further investigations on the development of greases using Ph/ F copolymer fluids. These greases can be prepared by using single and complex soap thickener systems like Li-complex-soaps, but also by using polyurea, PTFE and other kind of thickeners. As an example we show results of greases thickened by Li-complex-soaps and PTFE in Table 5. 17 Aus Wissenschaft und Forschung Table 4: Wear resistance improvements by additives (DIN 51350-3) Additivation % 400 N load 800 N load Chemistry average wear scar diameter (change compared to particular neat fluids) antimony o,o-dialkylphoshorodithionate 2.5 % 0.55 mm (- 69 %) 1.03 mm (- 59 %) zinc diamyldithiocrbamate 2.5 % 0.51 mm (- 71 %) 1.07 mm (- 57 %) 1.0 % 0.66 mm (- 55 %) 1.29 mm (- 54 %) dithiocarbamate, ashless 2.5 % 0.62 mm (- 58 %) 1.16 mm (- 59 %) 1.0 % 0.65 mm (- 56 %) 1.98 mm (- 30 %) dialkylpentasulfide 2.5 % 0.82 mm (- 45 %) 2.07 mm (- 27 %) 1.0 % 0.76 mm (- 49 %) 1.21 mm (- 57 %) zinc dialkyldithiophosphate 2.5 % 0.66 mm (- 55 %) 1.16 mm (- 59 %) 1.0 % 1.48 mm (± 0 %) 1.89 mm (- 33 %) amin alkylisooctylphosphate 2.5 % 1.22 mm (- 18 %) 1.98 mm (- 30 %) Table 5: Copolymer grease properties Characteristic Test method Li-complex grease PTFE grease Ph/ F ratio 50 / 50 50 / 50 Base oil viscosity (40°C) 246 cSt 790 cSt Additives No additives No additives Penetration DIN ISO 2137 258 / 261 / 282 / 303 324 / not tested (unworked / 60 / 10k / 100k strokes) Bleed / Evaporation (24 h / 200 °C) ASTM D 6184 0.46 % / 1.17 % 4.58 % / 0.44 % Dropping point IP 396-2 340 °C 332 °C Flow pressure DIN 51805 925 mbar (-35 °C) 1125 mbar (- 40 °C) Emcor corrosion (7d) DIN 51802 0 4 Water resistance (3 h, 90 °C) DIN 51807 1 0 DIN 4 ball test (ok load) DIN 51350 1700 N 1900 N DIN 4 ball test (wear scar 400N, 1 h) DIN 51350 1.05 mm 1.02 mm FE 9 (F10 / F50) DIN 51821-2 Not tested 52 h / 69 h (B, 6000 rpm, 1500 N, 220 °C) T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 17 18 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Ph/ F-copoylmer greases show excellent high temperature resistance and are suitable in applications where a broad service temperature range is needed. Their preparation is similar to process of greases using polydimethylsiloxanes, polyphenylmethylsiloxanes or polytrifluoropropylmethylsiloxanes. Non additivated Li-complex greases based on Ph/ F copolymer show low bleeding behavior and already good corrosion protection at high temperatures. The wear resistance of copolymer greases is much better compared to other siloxane based grease. Similar to the neat Ph/ F copolymer fluids their performance can be increased by adding appropriate additives. Applications Polydimethylsiloxane based greases and compounds find use as O-ring and valve lubricant, damping grease, plastic gear lubricant or brake caliper grease. Phenyl groups on the siloxane molecule provide additional thermal and oxidation resistance but do not improve lubricity. Polyphenylmethylsiloxane based greases are used in metalto-metal applications requiring high temperatures such as clutch release bearings or requiring slip prevention such as overrunning clutches. Trifluoropropyl substituted siloxanes exhibit reasonable wear protection and load carrying capacity, though their oxidation stability is not as good as that of the above mentioned phenyl substituted materials. Typical applications of polytrifluoropropylmethylsiloxanes are for pumps, mixers or valves in the chemical industry and circuit breakers. Ph/ F copolymer based greases thickened with PTFE show good results (as shown in table 5) at high temperatures (220 °C) in FE 9 bearing application tests. Based on this characteristic, bearings running at high and/ or broad temperature ranges might be an interesting application for this kind of greases. Outlook Newly synthesized temporary shear thinning polyalkylmethylsiloxanes, high traction polycyclohexylmethylsiloxanes and the high temperature Ph/ F copolymer siloxanes are examples for the trobological potential of siloxanes beyond the specialty use of polydimethylsiloxanes, polyphenylmethylsiloxanes, polytrifluoropropylmethylsiloxanes. The model in form of the graphical user interface and its algorithm can be used to optimize the chemical structure for a specific tribological need. Besides tailoring siloxane fluids for specific tribological challenges as described above, the researcher could extend the model to other types of chemical structures besides silicones, explore the impact of mixtures and additives to the model or introduce functional groups (S, N, P) to the side groups. Ph/ F siloxane copolymer greases are defining a new class of lubricating siloxane fluids which solve some limitations of the current used polysiloxanes. Their flexible structure defined by the ratio of phenyl and fluoro functional groups allows the design of specific fluids at high thermal stability and improved wear resistance. The good solubility of commercial available additives allows to create lubricants for a broad range of applications. References [1] Zolper, T.J., Li, Z., Chen, C., Jungk, M., Marks, T.J., Chung, Y.-W., Wang, Q.: Lubrication properties of polyalpha-olefin and polysiloxane lubricants: molecular structure-tribology relationships. Tribol. Lett. 48, 355- 365 (2012) [2] Zolper, T.J., Li, Z., Jungk, M., Stammer, A., Stoegbauer, H.,Marks, T.J., Chung, Y.-W., Wang, Q.: Traction characteristics of siloxanes with aryl and cyclohexyl branches. Tribol. Lett 49, 301-311 (2013) [3] Zolper, T.J., Seyam, A.M., Chen, C., Jungk, M., Stammer, A., Stoegbauer, H., Marks, T.J., Chung, Y.-W., Wang, Q.: Energy efficient siloxane lubricants utilizing temporary shear-thinning. Tribol. Lett. 49, 525-538 (2013) [4] Zolper, T.J., Seyam, A.M., Chen C., Jungk, M., Stammer, A., Chung, Y.-W., Wang, Q.: Friction and Wear Protection Performance of Synthetic Siloxane Lubricants. Tribol. Lett. 51, 365-376 (2013) [5] Zolper, T.J., Jungk, M., Marks, T.J., Chung, Y.-W., Wang, Q.: Modeling polysiloxane volume and viscosity variations with molecular structure and thermodynamic state. Journal of Tribology 136(1), 011801/ 1-011801/ 12 (2014). [6] Nevskaya, A., Jungk, M., Kranenberg, C., Weber, V.: Silicone base fluids for high temperature lubricants. EU- ROGREASE 3, 15-23 (2014). Aus Wissenschaft und Forschung Anzeige Nutzen Sie auch unseren Internet-Novitäten-Service: www.expertverlag.de mit unserem kompletten Verlagsprogramm, über 800 lieferbare Titel aus Wirtschaft und Technik T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 18 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Einleitung Die Entwicklung von Verschleißschutzschichten ist eine wichtige und zugleich hoch-komplexe Aufgabe. Die Anwendungsbereiche solcher Beschichtungen werden immer vielfältiger. Bedingt dadruch steigt auch die Variantenvielfalt an Belastungskollektiven, die auf Komponenten wirken. Neben der Variantenvielfalt werden zugleich immer höhere Anforderungen an Werkstoffe gestellt, um Applikationen effizienter und langlebiger zu gestalten. Diesem Trend kann die Oberflächentechnik nur mit gezielter Werkstoff- und Schichtentwicklung folgen, in dem der Fokus auf einen konkrekten Anwendungsfall bzw. ein bestimmtes Belastungskollektiv reduziert wird. Dabei muss zum Teil auf sehr kostspielige Legierungselemente zurückgegriffen werden, um den Anforderungen des Systems gerecht zu werden. Aus ökonmischen und ökologischen Gründen wird über den Ersatz dieser Werkstoffe diskutiert, um die Wettbewerbsfähigkeit weiter sicherzustellen. Ein Lösungsansatz sieht vor, bestehende Verschleißschutzschichten durch eisenbasierte Werkstoffe zu ersetzten, in die Hartphasen eingebettet sind. 19 Aus Wissenschaft und Forschung * Prof. Dr.-Ing. Kirsten Bobzin Mehmet Öte, M.Sc. Dipl.-Ing. Thomas Frederik Linke Dipl.-Chem. Katarzyna Malik Dipl.-Ing. Tim Königstein, M.Sc. Institut für Oberflächentechnik der RWTH Aachen University, 52072, Aachen Tribologisches Verhalten von eisenbasierten Titankarbid verstärkten thermisch gespritzten Schichten K. Bobzin, M. Öte, T. F. Linke, K. Malik, T. Königstein* Eingereicht: 1. 12. 2015 Nach Begutachtung angenommen: 15. 12. 2015 WC-Co-Cr und Hartchrom sind etablierte Schichtsysteme für Hydraulikanwendungen, die jedoch Defizite aufweisen, wie z. B. hohe Materialkosten und schlechte Nachbearbeitbarkeit. Aus diesem Grund werden verstärkt eisenbasierte Schichtsysteme als Ersatz diskutiert. Für das in der vorliegenden Ausarbeitung diskutierte Forschungsprojekt wurde dem eisenbasierten Spritzzusatzwerkstoff Titankarbid als Hartphase hinzulegiert, wodurch die Verschleißbeständigkeit der Beschichtung gesteigert werden soll. Die Schichtsysteme wurden mit dem Hochgeschwindigkeitsflammspritzen aufgetragen, einer Verfahrensvariante des Thermischen Spritzens. Anschließend wurden die Schichtsysteme sowohl im Schwing-Verschleiß Tribometer als auch in einem realtitätsnahen Hydraulikprüfstand untersucht. Als Referenz wurden die zwei Werkstoffsysteme WC-Co-Cr und Hartchrom der gleichen Versuchsmethodik unterzogen. Im Vergleich zu den Referenzschichten haben die eisenbasierten Schichtsysteme vergleichbare Ergebnisse geliefert, einzelne Fe/ TiC-Beschichtungen waren sogar besser als WC-Co-Cr. Schlüsselwörter Hydraulik, Thermisches Spritzen, Eisenbasierte Verschleißschutzschichten Although WC-Co-Cr and hard chorme are established coating systems for hydraulic applications, these coatings have specific disadvantages, especially with regard to material costs and machinability. To overcome these, alternative material concepts, such as iron based carbide reinforced coatings are discussed as possible replacements in order to improve the wear resistance of the coatings. This study focuses on a titanium carbide reinforced iron base matrix material. Therefore the coatings were manufactured by HVOF, a thermal spraying process, and tested in a reciprocating sliding test and in a realistic hydraulic test bench. As reference systems the established coating systems WC-Co-Cr and hard chrome were considered. In comparison to the references the Fe/ TiC coatings generated comparable results, a few Fe/ TiC coatings performed even better than WC-Co-Cr. Keywords tribology, coatings, thermal spraying, iron base material, hard phase reinforcements, hydraulic applications, water based fluids Kurzfassung Abstract T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 19 20 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Eisenbasierte Beschichtungswerkstoffe sind gegenwärtig Forschungsschwerpunkt für verschiedene Anwendungen mit dem Ziel, bereits bestehende Schichtsysteme, wie z. B. WC-Co-Cr oder Hartchrom, zu ersetzen. Ein industrielles Beispiel sind Hydraulikanwendungen, die je nach Einsatzort nur unter besonderen Auflagen betrieben werden dürfen. Ein Beispiel stellen Anwendungen im Untertagebau dar, wo wegen des Gefahrenpotentials nur mit schwer entflammbaren Arbeitsstoffen gearbeitet werden darf. Diese Arbeitsstoffe weisen einen sehr hohen Wassergehalt auf, der bis zu 80 % betragen kann. Untersuchungen von Jones et al. und Bobzin et al. haben bereits den Einsatz von Titankarbid verstärkten Schichtsystemen (Fe/ TiC) als Ersatz für etablierte Schichtsysteme diskutiert [1, 2]. Dabei zeigte sich ein nahezu identisches Verschleißverhalten zum Referenzwerkstoff Cr 3 C 2 / NiCr. Der Einsatz von Fe/ TiC-Beschichtungen für Hydraulikanwendungen an Orten mit erhöhten Sicherheitsanforderungen stellt auf Grund des vorherschenden Belastungskollektiv neue Anforderungen an das Werkstoffsystem. In dieser Arbeit wird der Fokus auf die Erfassung der tribologischen Eigenschaften von Fe/ TiC-Beschichtungen unter systemrelevanten Bedingungen gelegt. Versuchsdurchführung Ziel dieser Studie ist es, Fe/ TiC-Schichtsysteme herzustellen und diese in tribologischen Tests gegenüber den Referenzmaterialien WC-Co-Cr und Hartchrom zu vergleichen. Hierfür wurden sowohl die Fe/ TiC-Beschichtungen als auch die Referenzschichten auf C45 (1.0503) Substrat hergestellt. Der experimentelle Spritzzusatzwerkstoff für die Fe/ TiC-Beschichtungen wurde von Oerlikon Metco WOKA GmbH (Barchfeld) hergestellt und hinsichtlich Partikelgrößenverteilung und Partikelmorphologie untersucht. Anschließend wurden basierend auf diesen Ergebnissen die Parameter für den Spritzprozess ausgewählt. Als Beschichtungstechnologie wurde die Hochgeschwindigkeitsflammspritzen (HVOF) ausgewählt, eine Verfahrensvariante des Thermischen Spritzens (TS). Bei diesem Verfahren wird ein Gemisch aus flüssigem oder gasförmigen Brennstoff zusammen mit Sauerstoff verbrannt, um die in die Brennkammer zugeführten Pulverpartikel anzuschmelzen. Die angeschmolzenen Partikel werden durch den hohen Volumenstrom in Richtung des Substrats beschleunigt, wo diese auf eine zuvor präparierte Oberfläche treffen und eine Beschichtung bilden. Der mit flüssigem Brennstoff betriebene HVOF-Prozess wird grundsätzlich bei einem überstöchiometrischen Verbrennungsluftverhältnis (λ) betrieben, wohingegen beim gasförmigen Prozess auch unterstöchiometrische Verbrennungen realisiert werden können. Um den Einfluss der Ströchiometrie in die Versuche zu intergrieren, wurden mit beiden Verfahrensvarianten Beschichtungen hergestellt. Im Nachfolgenden werden die Referenzschichten WC-Co-Cr und Hartchrom sowie die drei zu untersuchenden Fe/ TiC-Beschichtung (S1 - S3) beschrieben. Für die Fe/ TiC-Schichten werden zusätzlich alle relevanten Prozessparameter in Tabelle 1 zusammengefasst. • WC-Co-Cr: Hergestellt am Institut für Oberflächentechnik der RWTH Aachen mit dem High-Velocity- Air-Fuel Spraying und dem Anlagentyp AcuKote von der Firma Kermetico (USA) • Hartchrom: Hergestellt von der Firma Pallas Oberflächentechnik GmbH & Co. KG (Würselen) mittels galvanischer Abscheidung • Beschichtung S1 und S2: Hergestellt am Institut für Oberflächentechnik der RWTH Aachen mit dem Anlagentyp K2 von GTV Verschleißschutz GmbH (Luckenbach) • Beschichtung S3: Hergestellt von Rybak + Hofmann rhv-Technik GmbH & Co. KG (Waiblingen) mit dem Anlagentyp DJ2700 von Oerlikon Metco Europe GmbH (Kelsterbach) Aus Wissenschaft und Forschung Tabelle 1: Prozessparameter für Fe/ TiC- Beschichtungen mit HVOF Schichtbezeichnung S1 S2 S3 O2-Flussmenge [l/ min] 870 220 Kraftstoffflussmenge [l/ h] 18 (Kerosin) 20 (Kerosin) 115 (Ethen) Sauerstoffverhältnis 1,4 1,26 0,86 Spritzabstand [mm] 300 260 Robotergeschwindigkeit [mm/ s] 1.000 1.000 Pulverförderrate [g/ min] 29 26 Alle Beschichtungen wurden vor den tribologischen Untersuchungen metallographisch analysiert und die Mikrohärte mit einer Prüflast von 0,3 kg (HV0,3) ermittelt. Des Weiteren wurden Untersuchungen mittels Elektronenstrahlmikroanalyse (ESMA) durchgeführt, um die Elementzusammensetzung und die Verteilung und Einbindung der Hartphasen in der Metallmatrix beurteilen zu können. Die tribologische Untersuchung erfolgte in einem Schwing-Verschleiß-Tribometer (SVT) vom Anlagentyp SVT-1000-P von der Firma Wazau GmbH (Berlin). Um möglichst realitätsnahe Umgebungsbedingungen zu simulieren, wurden die beiden wasserbasierten Hydraulikfluide HFA mit einem Wassergehalt von über 80 % und HFC mit einem Wassergehalt zwischen 35 % und 55 % als Schmierstoff eingesetzt. Als Material für den Gegenkörper wurde das glasfaserverstärkte Polyamid PA 6.6 ausgewählt. Dieses T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 20 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Material wird als Werkstoff für Dichtungen verwendet und bildet zusammen mit weiteren Dichtungen ein Dichtungspaket in realen Hydrauliksystemen. Der ausgewählte Dichtungstyp ist auf Grund der hohen Härte und der zusätzlichen Faserverstärkung in hohem Maße für den Verschleiß im tribologischen System verantwortlich. Die Prüfdauer für den Test wurde über die Strecke s = 1.000 m definiert. Weitere Größen, die für den Test definiert wurden, sind: der Hub h = 8 mm, die Schwingfrequenz f = 8 Hz, die Temperatur T = 60 °C und die Normalkraft, die vom Gegenkörper auf die beschichtete Probe ausgeübt wird F = 100 N. Zur Auswertung wurden mikroskopische Aufnahmen mit Hilfe des konfokalen Lasermikroskops VK-X 210 der Firma Keyence (Japan) angefertigt. Aus den Aufnahmen kann mittels Profillinienmessung ermittelt werden, wie tief die Verschleißspur auf der Oberfläche ist. Nach Abschluss dieser Modelluntersuchungen wurden vier Schichtsysteme, die die vielversprechendesten Resultate erzielt haben, auf Kolbenstangen aufgetragen, welche anschließend in einem Hydraulikprüfstand am Institut für fluidtechnische Antriebe und Steuerungen der RWTH Aachen geprüft wurden. Hierbei wurden zwei Prüfläufe durchgeführt, einer unter der Verwendung des Hydraulikfluids HFA und einer mit HFC. Die Geschwindigkeit, mit denen die Kolbenstangen verfahren wurden, betrug v = 0,075 m/ s und die Prüftemperatur T = 60 °C. Die Prüfdauer betrug 14 Tage, was einer Laufstrecke von ca. 90 km entspricht. Im Gegensatz zum Modelltest handelt es sich beim Hydraulikprüfstand um ein Dichtungskonzept, in dem mehrere reale Dichtungen verbaut sind, die unterschiedliche Funktionen haben. Nach den Untersuchungen wurden der Gewichtsverlust der Dichtungen, die Verschleißerscheinungen auf der Oberfläche der Kolbenstange sowie vermeintliche Reaktionsprodukte auf der Oberfläche ausgewertet, letzteres mittels Röntgenphotoelektronenspektroskopie (XPS). Pulvercharakterisierung Als Ausgangswerkstoff für die Beschichtungsversuche wurde ein agglomeriert gesintertes Spritzpulver verwendet, siehe Bild 1. Das massenbezogen Verhältnis zwischen den matrixbildenden Elementen und den Hartphasen betrug ca. 2: 1. Der geringe Anteil von Hartphasen ist für Verschleißschutzschichten ungewöhnlich, jedoch konnten für diesen Werkstoff in vorangegangen Untersuchungen sehr gute tribologische Eigenschaften ermittelt werden [1]. Schichtcharakterisierung Für die gespritzten Fe/ TiC-Beschichtungen und für die Referenzschichten wurden zunächst die Härtewerte nach Vickers ermittelt, siehe Bild 2. Aus dem Diagramm ist abzulesen, dass die Referenzschichten höhere Härtewerte besitzten als die Fe/ TiC-Beschichtungen. Dennoch sind die Resultate der Fe/ TiC-Beschichtungen mit Werten zwischen 700 und 750 HV0,3, gemessen am niedrigen Anteil der Hartphasen, als hoch einzustufen. Für die Charakterisierung der Beschichtungen wurden zusätzlich Querschliffe angefertigt, um die Morphologie zu beschreiben. Die Porosität wurde mit Hilfe der Bildanalyse ermittelt. Dabei konnte für die Beschichtung, die mit dem Flüssigbrennstoff betriebenen Verfahren aufgebracht wurden, eine Porositäten unter 2 % gemes- 21 Aus Wissenschaft und Forschung 10 µm 20 µm Bild 1: REM Aufnahmen; Links: Draufsicht agglomeriert gesinterte Pulverpartikel; Rechts: Querschliff der Pulverpartikel Bild 2: Vergleich der Härtewerte zwischen Fe/ TiC- Beschichtungen und den Referenzen 0 250 500 750 1.000 1.250 1.500 Mikrohärte [HV 0,3] S1 λ=1,26 S2 λ=1,4 S3 λ=0,86 WC-Co-Cr Hartchrom Substrat C45 T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 21 22 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 sen werden, was einer dichten Beschichtung entspricht. Des Weiteren wurden ESMA-Analysen an den Fe/ TiC- Beschichtungen durchgeführt. Bei diesem Verfahren wird über Intensitätsmessungen die Häufigkeit von Elementen aus einem zuvor definierten Probenausschnitt ermittelt. Durch die Überlagerung von verschiedenen Messungen ist es somit möglich, Rückschluss auf Verbindungen zu schließen. So lassen sich Titanoxid, Titankarbid, Chromkarbid und die Metallmatrix anschaulich nachweisen, siehe Bild 3. In Bild 4 ist der schematische Aufbau des SVT, die Geometrie des Gegenkörpers und das Arbeitsprinzip des Tribometers dargestellt. Der Gegenkörper, ein tropfenförmiger Pin, wird dabei in den oberen Holm eingespannt. Vom oberen Holm wird, wie im Arbeitsprinzip dargestellt, die Kraft auf den Grundkörper ausgeübt und die Relativbewegung ausgeführt. Aus Bild 5 können die Ergebnisse bezüglich der SVT- Untersuchungen mit dem Schmierstoff HFA in Form von Oberflächenaufnahmen und Profillinienmessungen entnommen werden. Unter diesen Bedingungen zeigt die WC-Co-Cr-Beschichtung, nach dem Substrat, den größten Verschleiß. Alle Fe/ TiC-Beschichtungen und die Hartchrom Schicht haben nahezu horizontal verlaufende Profillinien, was auf eine hohe Verschleißbeständigkeit schließen lässt. Im direkten Vergleich der Fe/ TiC- Beschichtungen untereinander lassen sich minimale Unterschiede erkennen. Die mit dem gasförmigen Brennstoff hergestellte Beschichtung S3 zeigt tendenziell niedrigere Ausschläge in der Messung der Profillinie, was auf eine noch bessere Verschleißbeständigkeit zurückzuführen ist. Im Vergleich der beiden Schmierstoffe fallen vor allem das unbeschichtete Substrat und die WC-Co-Cr- Beschichtung mit unterschiedlichen Ergebnissen auf, vergleiche Bild 5 und Bild 6. Die Verschleißspur des Substrats ist für das HFA Hydraulikfluid tiefer, was durch den höheren Wassergehalt des Schmierstoffs begründet werden kann. Die ausgeprägtere Verschleißspur Aus Wissenschaft und Forschung Bild 3: ESMA-Untersuchungen von Fe/ TiC-Beschichtung S3, λ = 0,86 Bild 4: Links: SVT (schematisch); Mitte: Geometrie des Gegenkörpers; Rechts: Arbeitsprinzip des Tribometers T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 22 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 bei der WC-Co-Cr-Referenzschicht lässt sich ebenfalls auf diese Weise begründen. Hinzu kommt, dass dieses Schichtsystem in Verbindung mit HFA bei den Korrosionsuntersuchungen besonders schlechte Ergebnisse erzielt hat. Es ist nicht auszuschließen, dass sich die tribologischen und korrosiven Effekte überlagern, was wiederum zu einem erhöhten Materialabtrag führen kann. Alle Fe/ TiC-Beschichtungen und die Hartchromschicht zeigen keine Veränderung im Verschleißverhalten in Abhängigkeit vom Schmierstoff. Im Anschluss an den Modelltest wurden ausgewählte Schichtsysteme im Hydraulikprüfstand am Institut für fluidtechnische Antriebe und Steuerungen der RWTH Aachen geprüft. Hierfür wurden die Fe/ TiC-Beschichtungen S2 und S3 und Hartchrom als Referenz ausgewählt. Wie die Auswertung der Untersuchungen aus den Modelltests gezeigt hat, haben die Beschichtungen, die mit dem gasbetriebenen HVOF-Prozess hergestellt wurden, tendenziell bessere Ergebnisse geliefert. Aus diesem Grund wurde neben der Beschichtung S3 mit λ = 0,86 ein zusätzliches Fe/ TiC- Beschichtung mit λ = 1,0 (S4) von der Firma Pallas Oberflächentechnik GmbH & Co. KG hergestellt und im Hydraulikprüfstand untersucht. Alle Werkstoffsysteme wurden auf Kolbenstangen mit den Maßen 600 mm Länge und 40 mm Durchmesser aufgebracht. In Bild 7 ist der Aufbau des Prüfstands schematisch dargestellt. Es können vier Kolbenstangen parallel untersucht werden. Alle Kolbenstangen werden zentral von einem Arbeitszylinder angetrieben. Die Dichtungen, die für den Verschleiß verantwortlich sind, werden in einer entsprechenden Aufnahme verbaut und verhindern, dass das in der Prüfkammer befindliche Hydrauliköl in die Umwelt gelangt. Die Kolbenstangen wurden nach 14-tägiger Laufzeit entnommen und hinsichtlich möglicher Schäden an der Oberfläche untersucht. Dabei konnten keine Schäden ausgemacht werden. Alle Schichtsysteme, insbesondere die neuartigen Fe/ TiC-Schichtsysteme, zeigen jedoch eine gewisse Verfärbung an der Oberfläche, die auf chemische Reaktionen an der Oberfläche zurückzuführen sind, siehe Bild 8. Nach dem Prüflauf wurde die Reaktionsschicht, die sich auf allen Kolbenstangen gebildet hat, exemplarisch an der Kolbenstange S2 in Verbindung mit HFC mittels 23 Aus Wissenschaft und Forschung Bild 5: Ergebnisse der SVT-Untersuchungen; Schmierstoff: HFA; Gegenkörper: glasfaserverstärktes PA 6.6 Bild 6: Ergebnisse der SVT-Untersuchungen; Schmierstoff: HFC; Gegenkörper: glasfaserverstärktes PA6.6 Bild 7: Schematischer Aufbau des Hydraulikprüfstands (Quelle: Institut für fluidtechnische Antriebe und Steuerungen der RWTH Aachen) T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 23 24 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 XPS untersucht. Hier wurde die stärkste Verfärbung festgestellt. Das Ergebnis der Messung ist in Bild 9 dargestellt. Neben den Schichtelementen wurden Elemente nachgewiesen, wie z. B. Zink und Calcium, die höchstwahrscheinlich aus den Additiven des Schmierstoffs stammen und eine Schutzschicht gebildet haben. Daraus lässt sich ableiten, dass die Auswahl des Schmierstoffs zur Fe/ TiC-Beschichtung gut zueinander abgestimmt war. Während der Untersuchungen im Hydraulikprüfstand konnte außerdem die Bildung schwarzer Ablagerungen auf den Kolbenstangen beobachtet werden, die unter der Verwendung von HFA-Hydrauliköl bereits nach einigen Tagen und bei HFC-Hydrauliköl nach ca. einer Woche auftraten. Durch die Bestimmung des Gewichtsverlusts der Dichtungen, gemessen vor und nach der Versuchsdurchführung, konnten die Ablagerungen dem Dichtungsmaterial zugeordnet werden. Der höhere Wassergehalt von HFA sorgt vermutlich für einen höheren Verschleiß der Dichtungen, als bei HFC. Im Vergleich zur Hartchromschicht konnte für die Fe/ TiC-Beschichtungen S2 und S4, bei vergleichbaren Rauheitswerten, unter Verwendung des Hydraulikfluids HFC teilweise eine Verringerung des Verschleißes am Dichtungsmaterialen beobachtet werden. Zusammenfassung und Ausblick In umfangreichen Untersuchungen wurden Fe/ TiC- Beschichtungen in tribologischen Prüfverfahren gegenüber etablierten Schichtsystemen vergleichend getestet. Dabei wurde festgestellt, dass alle Fe/ TiC-Beschichtungen den Modelltest mit nahezu verschleißfreien Ergebnissen abgeschlossen haben und somit identische, teilweise sogar bessere Resultate erzielt haben als die Referenzschichten. Im Hydraulikprüfstand konnte ebenfalls kein Schichtversagen festgestellt werden. Jedoch konnte bei allen Proben ein starker Verschleiß der Dichtungsmaterialien beobachtete werden, der bei den Fe/ TiC-Beschichtungen zum Teil niedriger ausgefallen ist als bei der Hartchromschicht. Des Weiteren konnten chemische Veränderungen der Oberfläche beobachtet werden, die mit hoher Wahrscheinlichkeit mit der Additivierung des Schmierstoffs zusammenhängen und eine Schutzschicht bilden. Die tribologischen Untersuchungen bestätigen das hohe Potential von eisenbasierten Verschleißschutzschichten als Ersatzwerkstoff zu etablierten Schichtsystemen. Danksagung Das IGF-Vorhaben 17701 N/ 1 der Forschungsvereinigung Schweißen und verwandte Verfahren e.V. des DVS, Aachener Straße 172, 40223 Düsseldorf wurde über die AiF im Rahmen des Programms zur Förderung der Industriellen Gemeinschaftsforschung (IGF) vom Bundesministerium für Wirtschaft und Energie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages gefördert. Die Autoren bedanken sich an dieser Stelle für die Förderung, die das Forschungsvorhaben ermöglicht hat. Des Weiteren Bedanken sich die Autoren beim Institut für fluidtechnische Antriebe und Steuerungen der RWTH Aachen für die Durchführung der Untersuchungen im Hydraulikprüfstand. Literatur [1] Jones, M., Horlock, A. J., Shipway, P. H., McCartney. D. G., Wood, J. V.: Micro-Structure and Abrasive Wear Behaviour of FeCr-TiC Coatings Deposited by HVOF Spraying of SHS Powders, Wear 249 (2001, pp. 246-253 [2] Bobzin, K., Ernst, F., Richardt, K., Warda, T., Reisel, G.: HVOF-Sprayed TiC-Strengthened Fe-Coatings as Alternative to Conventional Carbide Materials, ITSC 2008, Maastricht Aus Wissenschaft und Forschung Hartchrom S4 gasbetrieben λ = 1 S2 flüssig betrieben λ = 1,26 S3 gasbetrieben λ = 0,86 Bild 8: Kolbenstangen nach Prüflauf: Hydraulikfluid HFC, Temperatur: 60 °C Bild 9: XPS-Messung an Kolbenstange (λ = 1,26) nach dem Hydrauliktest mit HFC T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 24 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Einführung Im Schmierfilm eines Gleitlagers kann es aufgrund dynamischer Prozesse zu einem derart schnellen Druckabfall unterhalb des Dampfdrucks kommen, dass das Schmiermittel mit seinem Übergang in die Dampfphase nicht direkt folgen kann. In diesem Zeitraum des Nichtgleichgewichts treten Zugspannungen im Lager auf, die allmählich durch das Blasenwachstum abgebaut werden. Das von Geike und Popov [3] entwickelte Kavitationsmodell für Schmierfilmkontakte basiert auf einem dynamischen Blasenmodell nach Sauer [6] und ist in der Lage, die auftretenden Zugspannungen während des dynamischen Prozesses zu berechnen. Aufgrund des rechenzeitintensiven Lösungsalgorithmus mittels Linienmethode (Method of Lines) ist das Kavitationsmodell bisher nur für einen radialsymmetrischen (1D) Testfall validiert worden. Im Rahmen dieser Arbeit wird eine Finite-Elemente-Diskretisierung des Modells vorgestellt und anhand des radialsymmetrischen Testfalls validiert. Anschließend wird der Algorithmus zur Berechnung eines zweidimensionalen dynamischen Gleitschuhtests angewendet und mit dem Kavitationsmodell von Kumar [4] verglichen. Physikalische Modellbildung Aus den Erhaltungsgleichungen für Masse, Impuls und Energie kann mit den in der Lagertechnik üblichen physikalischen Vereinfachungen die Reynoldssche Differentialgleichung (DGL) für die Druckverteilung p bei zeitlich variabler Spaltweite h in folgender Form hergeleitet werden [4] (1) Die kompressible Form der Gleichung ist hier gewählt worden, da die Dichte ρ und die Viskosität η vom Volumenanteil α des Dampfs in dem ansonsten flüssigen Schmiermittel abhängig sind. Für die Zweiphasenströmung gilt: 25 Aus Wissenschaft und Forschung * Lukas van Husen, M.Sc. Prof. Dr. rer. nat. Siegfried Müller Institut für Geometrie und Praktische Mathematik, RWTH Aachen, 52062 Aachen Dr.-Ing. Birgit Reinartz Prof. Dr.-Ing. habil.Gunter Knoll IST GmbH, Schloss-Rahe-Str. 12, 52072 Aachen Berechnung von Kavitationsvorgängen in hydrodynamischen Gleitlagern auf der Basis eines blasendynamischen Modells L. v. Husen, S. Müller, B. Reinartz, G. Knoll* Eingereicht: 25. 9. 2015 Nach Begutachtung angenommen: 30. 10. 2015 Ein Finite Elemente Algorithmus zur Berechnung von Kavitation in Gleitlagern wird vorgestellt. Der dynamische Kavitationsvorgang wird beschrieben durch die zweidimensionale Reynoldssche Differentialgleichung für den Druck im Schmierfilm-Dampf Gemisch. Die Reynoldssche Gleichung wird gekoppelt mit einer partiellen Differentialgleichung für den Dampfanteil, welche auf einem dynamischen Blasenmodell basiert. Das Verfahren wird anhand einer eindimensionalen Vergleichsrechnung validiert und für eine zweidimensionale Gleitschuhsimulation mit dem Modell nach Kumar verglichen. Schlüsselwörter Kavitation, Gleitlager, Reynolds Gleichung, Blasendynamik, FEM, Zugspannungen A Finite Element algorithm for the simulation of cavitation in lubrication flows is presented. The dynamic cavitation model is based on the two-dimensional Reynolds’ differential equation and coupled to a relation for vapor change due to bubble growth. The method is validated using a one-dimensional test case from literature and computed results of a two-dimensional lubrication flow are compared to the cavitation model by Kumar. Keywords Cavitation, lubrication flows, Reynolds equation, bubble growth, FEM, tension Kurzfassung Abstract ( ∇ · ( ρ(α) h 3 12 η(α) ∇p ) = ∇ · (ρ(α) hU) + ∂ ∂t (ρ(α) h) . T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 25 26 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 (2) Als Zwischenergebnis der Herleitung der Reynoldsschen Gleichung ergibt sich aus der Impulserhaltung die Gleichung für die über die Spalthöhe gemittelte Geschwindigkeit in folgender Form [4]: (3) wobei U sich aus der Relativgeschwindigkeit der Lagerseiten zueinander ergibt. Im Rahmen einer reduzierten Modellbildung werden die für den Kavitationsprozess benötigten Keime als Mikroblasen idealisiert, die einen mittleren Radius R 0 und eine homogene Verteilungsdichte n 0 aufweisen [5]. Dabei ist die Stoffkonstante n 0 definiert als Anzahl Kavitationskeime pro Volumen Flüssigkeit. Bei Unterschreiten des Kavitationsdrucks wachsen alle Blasen gleichförmig und unabhängig voneinander aus den Mikroblasen. Diese vereinfachte Modellannahme gilt nur zu Beginn des Blasenwachstums und ist für große Kavitationsgebiete nicht zulässig, da sich hier Dampfblasen verbinden [3]. Um ein dynamisches Modell für den Kavitationsdruck zu Beginn der Ablösung zu erhalten, wird nach Sauer [5] eine Transportgleichung für den Dampfanteil α formuliert, die sowohl die Änderung von α aufgrund von Konvektion als auch durch Blasenwachstum bzw. -kollaps berücksichtigt. Um die Ableitung von α in Strömungsrichtung zu beschreiben, wird die substantielle Ableitung von α mit der konvektiven Geschwindigkeit u aus (3) formuliert: (4) Die substantielle Zeitableitung kann durch die Änderung des Blasenradius R ausgedrückt werden. Ausgehend von der Definition von α als Dampfanteil und der Stoffkonstanten n 0 findet sich: (5) Die zeitliche Ableitung ergibt für die Änderung des Dampfanteils nur eine Abhängigkeit von der zeitlichen Änderung des Blasenradius: (6) Geike und Popov [2] folgend wird das Blasenwachstum durch die Rayleigh-Plesset Gleichung angenähert, die für die hier analysierte Initialphase des Blasenwachstums gültig ist [6]. Vereinfachend wird der Einfluss der Oberflächenspannung sowie die zeitliche Ableitung zweiter Ordnung vernachlässigt und nur die Wechselwirkung von Trägheit, Viskosität und Druck berücksichtigt. Aus der so vereinfachten quadratischen Rayleigh-Plesset Gleichung ergibt sich die Änderung des Blasenradius zu [7]: (7) wobei p v der Kavitationsdruck ist und der letzte Term die Annährung an den Kavitationsdruck und den Abbau der Zugspannungen aufgrund des Blasenwachstums ausdrückt. Anschließend werden die Gleichungen (3), (6) und (7) nacheinander in die Transportgleichung für den Dampfanteil (4) eingesetzt und somit eine zweite Differentialgleichung erzeugt, die gemeinsam mit der Reynoldsschen Gleichung (1) sowie Anfangs- und Randbedingungen für die zeitliche Entwicklung des Drucks im kavitierenden Lager gelöst werden kann: (8) Hierin ist η(α) durch (2) bestimmt und aus (5) erhält man Damit ergeben sich folgende Abhängigkeiten aus den beiden DGLen (1) und (8): Numerisches Verfahren Die beiden DGLen (1) und (8) werden vor der Diskretisierung noch in eine dimensionslose Form gebracht. Dabei werden als Referenzgrößen die charakteristische Länge L, die Referenzzeit T ref = η liq / p amb , der Umgebungsdruck p amb sowie die Stoffwerte der Flüssigkeit ρ liq und η liq herangezogen. Weitere dimensionslose Variablen sind: Für Gleichung (7) findet sich folgende dimensionslose Darstellung: Die zu diskretisierenden Gleichungen in dimensionsloser Form ergeben sich wie folgt: Aus Wissenschaft und Forschung ( η(α) = αη vap + (1 − α)η liq . ( ρ(α) = αρ vap + (1 − α)ρ liq ( u = − h 2 12 η(α) ∇p + U , ( dα dt = ∂α ∂t + u · ∇α . . ( α = V vap V = n 0 V liq 43 πR 3 V = n 0 (1 − α) 4 3 πR 3 . ( dα dt = 3α(1 − α) 1 R dR dt , ( dR dt = − 8η liq 6ρ liq R + √ 64η 2 liq 36ρ 2liq R 2 + 2(p v − p) 3ρ liq ∂α ∂t = 3α(1 − α) 1 R(α) [ − 8η liq 6ρ liq R(α) + √ 64η 2 liq 36ρ 2 liq R(α) 2 + 2(p v − p) 3ρ liq ] + h 2 12η(α) ∇p · ∇α − U · ∇α . . R(α) = ( 3 4π n 0 · α 1 − α ) 1/ 3 L p (α, p; h, U, η liq , η vap , ρ liq , ρ vap ) = 0 L α (α, p; h, U, η liq , η vap , ρ liq , p v , n 0 ) = 0 . ¯ u = u T ref L , ¯ n 0 = n 0 L 3 , φ : = 8η 2 liq 3ρ liq p amb L 2 . ψ(¯ p, α) : = 1 ¯ R(α) d ¯ R(α)) d¯ t . = − φ 2 ¯ R(α) 2 + 1 2 ¯ R(α) √ φ 2 ¯ R(α) 2 + ( ¯ p v − ¯ p)φ T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 26 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 (9a) (9b) Dieses Problem muss durch geeignete Anfangs- und Randbedingungen geschlossen werden: (10a) (10b) (10c) wobei ∂ Ω_ den Einströmrand beschreibt und Ω das Berechnungsgebiet. Das Problem (9), (10) ist ein zeitabhängiges Problem, bei dem in jedem Zeitschritt der Dampfanteil berechnet werden muss. Da bei jeder Auswertung der rechten Seite in (9a) das Druckfeld p- benötigt wird, muss dazu die DGL (9b) gelöst werden. Da dabei aber wiederum der Dampfanteil eingeht, ist das Problem nichtlinear gekoppelt. Zum Zeitpunkt t - = 0 wird ausgehend von der Anfangsbedingung (10a) für den Dampfanteil das Druckfeld durch Lösen von (9b) und (10c) bestimmt. Zur Durchführung eines Zeitschritts werden nachfolgend die Teilprobleme (9a), (10a, b) und (9b), (10c) alternierend gelöst. Dampfanteil: Für die Diskretisierung der zeitlichen Ableitung von α in (9a) wird ein implizites Crank-Nicolson Verfahren verwendet. Dabei wird die daraus resultierende zeitlich semi-diskrete nichtlineare Transportgleichung in jedem Zeitschritt mittels einer Picard-Iteration (Fixpunktiteration mit dem Index k) gelöst und die Druckverteilung während der Iteration konstant gehalten. Als Startwert für die Picard-Iteration wird im ersten Zeitschritt ein konstanter Dampfanteil α 0 nahe Null vorgegeben und danach wird jeweils die α-Verteilung des vorangegangenen Zeitschritts gewählt. Als Abbruchkriterium wird eine Toleranz für die Differenz von α in der L 2 - Norm vorgegeben: Druckfeld: Die nichtlineare Druckgleichung wird mit einem Newton-Verfahren gelöst. Als Startwert für das Newton-Verfahren bietet sich im ersten Zeitschritt der konstante Umgebungsdruck p amb an, während in den folgenden Zeitschritten jeweils die Funktion des vorherigen Zeitschritts als Startwert verwendet wird. Als Abbruchkriterium wird analog zur Picard-Iteration eine Toleranz Tol new für p- in der L 2 -Norm vorgegeben: Diese beiden Iterationsprozesse werden solange alternierend durchgeführt, bis die Differenz der Druckfelder zweier aufeinanderfolgender alternierender Iterationen in der L 2 -Norm unter eine vorgegebene Toleranz Tol ges fällt. Zur räumlichen Diskretisierung der DGLen für den Druck und den Dampfanteil wird die Finite Elemente Methode angewendet. Zu diesem Zweck werden die Gleichungen in ihre schwache Formulierung überführt. Als Ansatzraum wird der Raum der stückweise linearen Elemente verwendet und die Lösung als Linearkombination der Elementknotenwerte konstruiert. Eine detaillierte Darlegung des Algorithmus findet sich bei van Husen [7]. Ergebnisse Das instationäre Kavitationsmodell soll nun anhand von zwei verschiedenen Konfigurationen getestet werden. Zunächst wird eine radialsymmetrische Konfiguration mit einer negativen Pressbewegung, wie sie bei Geike und Popov [3] Verwendung findet, betrachtet. Aufgrund der Symmetrie der Konfiguration können die Gleichungen unter Verwendung von Polarkoordinaten zu einem eindimensionalen Modell vereinfacht werden. Danach wird die Druckverteilung im Schmierspalt eines zweidimensionalen Gleitschuhs betrachtet. Radialsymmetrische Negative Pressung Es werden zwei Platten betrachtet, die durch einen Schmierfilm der Höhe h getrennt sind. Die untere Platte ist statisch, während die obere kreisrunde Platte (Radius L) mit konstanter Geschwindigkeit v t in Normalenrichtung bewegt wird, siehe Bild 1. 27 Aus Wissenschaft und Forschung ∂α ∂¯ t = ( 3α(1 − α)ψ(¯ p, α) + ¯ h 2 12 ¯ η(α) ∇¯ p · ∇α − ¯ U · ∇α ) ∇ · ( (α( ¯ ρ vap − 1) + 1)¯ h 3 12 ¯ η(α) ∇¯ p ) = ∇ · ( (α( ¯ ρ vap − 1) + 1)¯ h ¯ U ) ( ¯ h 2 ( ( ) ) +(α( ¯ ρ vap −1)+1) ¯ V +¯ h( ¯ ρ vap −1) ( 3α(1 − α)ψ(¯ p, α) + ¯ h 2 12 ¯ η(α) ∇¯ p · ∇α − ¯ U · ∇α ) . α(0, ¯ x) = α 0 (¯ x) , ¯ x ∈ ¯ Ω α(¯ t, ¯ x) = α R (¯ t, ¯ x) , ¯ x ∈ ∂ ¯ Ω − = {¯ x ∈ ∂ ¯ Ω − : ∇α(¯ t, ¯ x) · n(¯ x) < 0} ¯ p(¯ t, ¯ x) = p R (¯ t, ¯ x) , ¯ x ∈ ¯ Ω , . ‖α n+1 k+1 − α n+1 k ‖ L 2 (Ω) < T ol pic . ‖ ¯ p n+1 j+1 − ¯ p n+1 j ‖ L 2 (Ω) < T ol new Bild 1: Aufbau der radialsymmetrischen Konfiguration, entnommen aus [3] . T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 27 28 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Aufgrund der Aufwärtsbewegung entsteht ein Unterdruck im Schmierfilm und die Kavitationskeime beginnen mit der Zeit zu wachsen. Die eindimensionale Form der Gleichungen in Polarkoordinaten ergibt: wobei das Berechnungsgebiet gewählt ist als Ω- = [0,1]. Es werden folgende Rand- und Anfangsbedingungen gestellt: und die Gleichungen mit folgenden Parametern entsprechend [3] gelöst: Ausgangspunkt sind die Ergebnisse von Geike und Popov [3], die mittels Finiter Differenzen (FD) berechnet wurden. Diese wurden hier reproduziert, diesmal mit einer äquidistanten Einteilung der Stützstellen anstatt eines Gauss-Lobatto-Gitters. Dabei wurden 50 Stützstellen verwendet und die Parameter für den ODE-Löser von Matlab aus [3] übernommen. Bei der hier vorgestellten neuen Methode wird die räumliche Diskretisierung mit der Finite Elemente Methode (FEM) durchgeführt. Es wurden 64 Gitterpunkte verwendet. Die resultierenden linearen Gleichungssysteme wurden dabei mit einem direkten Gleichungssystemlöser für dünn besetzte Matrizen basierend auf einer LU-Zerlegung gelöst. Bild 2 zeigt die zeitliche Entwicklung des radialen Druckverlaufs. In Bild 2b ist jeder zehnte Zeitschritt dargestellt, beginnend mit dem grünen Graphen zum Zeitpunkt t- = 0 bis zum roten Graphen für t- = 0.1. Man erkennt einen ähnlichen zeitlichen Verlauf wie in Bild 2a für das Finite Differenzen Verfahren nach Geike und Popov dargestellt. Abgesehen vom Randbereich befindet sich der Druck im gesamten Berechnungsgebiet unterhalb des Dampfdrucks, wodurch das Blasenwachstum angeregt wird. In Bild 3 ist der Dampfanteil α zum Endzeitpunkt t-= 0.1 dargestellt. Man erkennt, dass entsprechend der Druckverteilung in Bild 2 der Blasenanteil insbesondere zur Plattenmitte hin stark angestiegen ist. Um die beiden unterschiedlichen Lösungsverfahren zu vergleichen, ist in Bild 3b Aus Wissenschaft und Forschung ¯ h(0) = 10 −2 , ¯ η liq = 1 und ∆¯ t = 0.001 ¯ ρ vap = 0, ¯ p v = 0, α 0 = 10 −8 , ¯ V = 10 −4 , ¯ n 0 = 10 9 , φ = 3 · 10 −8 , ∂α ∂¯ t = 3α(1 − α)ψ(¯ p, α) + ¯ h 2 12¯ η(α) ∂ ¯ p ∂ ¯ r ∂α ∂ ¯ r in ¯ Ω und ( ) 1 ¯ r ∂ ∂ ¯ r ( ¯ r ¯ ρ(α)¯ h 3 12¯ η(α) ∂ ¯ p ∂ ¯ r ) = ¯ h ∂ ¯ ρ(α) ∂¯ t + ¯ ρ(α) ¯ V t , in ¯ Ω f¨ ur ¯ t ∈ (0, ¯ T end ] ¯ p(¯ t, 1) = 1 f¨ ur ¯ t ∈ [0, ¯ T end ] α(¯ t = 0, ¯ r) = α 0 ∀¯ r ∈ Ω α(¯ t, 1) = α 0 , falls − ∂α(¯ t, 1) ∂ ¯ r < 0 Bild 2: Vergleich des zeitlichen Verlaufs der eindimensionalen Druckverteilung im Zeitinterval [0; 0.1], links: FD analog zu [3], rechts: FEM Bild 3: Eindimensionaler Dampfanteil zum Zeitpunkt t- = 0.1; links: radialer Verlauf für FD und FEM, rechts: Differenz in α zwischen FD- und FEM-Lösung a b a b T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 28 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 die Differenz Δ α der beiden Lösungen aufgetragen. Dabei ist die FEM-Lösung an den Gitterpunkten der FD-Lösung ausgewertet. Zusammenfassend lässt sich feststellen, dass sich eine gute Übereinstimmung zwischen dem neu entwickelten Finite Elemente Verfahren und der validierten Lösung aus [3] ergibt. Zweidimensionale Gleitschuhlagerung In der zweidimensionalen Konfiguration, siehe Bild 4, werden zwei quadratische Platten der Länge L betrachtet, wobei die untere sich mit konstanter Geschwindigkeit in x-Richtung bewegt und die obere unbeweglich ist. Die Höhe des Schmierspalts ist nur abhängig vom Ort x und nicht mehr von der Zeit. Es wird ein stationäres parabelförmiges Spaltprofil angesetzt: Das dimensionslose Gleichungssystem (9) wird mit folgenden Anfangs- und Randbedingungen: sowie folgenden Parametern ergänzt: Für die Simulation ist das Berechnungsgebiet Ω = {(x,y); x ∈ [0,L],y ∈ [0,L]} in 4096 quadratische Zellen unterteilt worden. Die aus der FEM-Diskretisierung resultierenden linearen Gleichungssysteme werden mit einem iterativen Löser [1] basierend auf einem stabilisierten Gradientenverfahren biorthogonaler Richtungen (BiCGStab) mit Vorkonditionierung (SSOR) gelöst. Aufgrund des konvergenten Spaltverlaufs im Modell aus Bild 4 steigt der Druck erst an und fällt danach im divergenten Teil unter den Kavitationsdruck p v - = 0 (vgl. Bild 6). Im Unterschied zum eindimensionalen Modell gibt es Bereiche, in denen der dimensionslose Druck so groß ist, dass aufgrund des Modells der Dampfanteil α stark fällt. Physikalisch ist nur ein Dampfanteil α > 0 sinnvoll. Um dies sicherzustellen, wird die Ungleichung 29 Aus Wissenschaft und Forschung z A P h(x) = 4 h 1 − h 0 L 2 x 2 + 4 h 0 − h 1 L x + h 1 Bild 4: Parabelförmiges Gleitschuhprofil über bewegter, quadratischer Patte 1e-5 2e-5 3e-5 4e-5 1.000e-14 4.893e-05 20 40 60 -3.283e-01 7.158e+01 20 40 60 -3.283e-01 7.158e+01 1e-5 2e-5 3e-5 4e-5 1.000e-14 4.893e-05 Bild 5: Druckverteilung (unten) und Dampfanteil (oben) innerhalb des Spalts zum Zeitpunkt t- =10 Bild 6: Druckverteilung entlang der Mittellinie (y- =1⁄2) für verschiedene Zeitpunkte und im Vergleich zum Modell von Kumar [2] A P ¯ p(¯ t, ¯ x, ¯ y) = 1 f¨ ur (¯ x, ¯ y) ∈ ∂ ¯ Ω, ¯ t ∈ [0, ¯ T end ] P α(0, ¯ x, ¯ y) = α 0 f¨ ur (¯ x, ¯ y) ∈ ¯ Ω A P α(¯ t, ¯ x, ¯ y) = α 0 , falls (¯ x, ¯ y) ∈ ∂ ¯ Ω − , ¯ t ∈ [0, ¯ T end ], P mit: ∂ ¯ Ω − : = {(¯ x, ¯ y) ∈ ∂ ¯ Ω : −∇α(¯ t, ¯ x, ¯ y) · n < 0} A P α 0 = 10 −8 , ¯ U x = 2, 325 · 10 −6 , A P ¯ U y = 0, ¯ n 0 = 10 12 , φ = 3 · 10 −10 , ¯ ρ vap = 0, P ¯ p v = 0, ¯ h 0 = 10 −4 , ¯ h 1 = 2 · 10 −4 , A P p ¯ η liq = 1 und ∆¯ t = 0.01 . T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 29 30 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 nach jeder Picard-Iteration für alle Freiheitsgrade α i überprüft. Falls sie nicht erfüllt ist, wird lokal α > 0 gesetzt. Bild 5 zeigt die Verteilung des dimensionslosen Drucks und Dampfanteils zum Zeitpunkt t - =10 im Spalt in der Länge und Tiefe. Da die Verteilung symmetrisch ist, werden beide Größen jeweils auf der unteren bzw. oberen Hälfte dargestellt. Bild 6 zeigt die dimensionslose Druckverteilung entlang y- = 1 ⁄ 2 zu verschiedenen Zeitpunkten. Man erkennt deutlich zum Startzeitpunkt die typische Lösung der Reynoldsschen Differentialgleichung für einen konstanten Dampfanteil α 0 und somit für eine konstante Dichte. Der Druck steigt im zeitlichen Verlauf an und strebt im Kavitationsgebiet (p- < 0) gegen 0. Zum Vergleich ist eine Lösung mit dem kommerziellen Programm FIRST [2] berechnet worden. FIRST verwendet einen Kavitationsalgorithmus, der auf Kumar [5] basiert. Die zeitliche Konvergenz der Lösung des Drucks gegen die Lösung aus FIRST ist deutlich zu erkennen. Für den Dampfanteil konnte jedoch keine zeitlich stationäre Lösung nachgewiesen werden. Mit fortlaufender Zeit steigt α im Kavitationsgebiet immer weiter an, während sich der Druck kaum noch ändert. Die gewählte Transportgleichung (8) für α ist nicht konservativ formuliert; durch den konvektiven Term wird ein vom Druck unabhängiger Quellterm für α generiert. Eine mögliche Verbesserung könnte sein, dass man für die Druckdifferenz zum Kavitationsdruck eine Toleranz vorgibt, ab der p- = p v - gesetzt wird. Damit wird das Blasenwachstum gestoppt, und es findet in diesem Bereich nur noch Transport statt. Anderseits ist die Formulierung des Kavitationsmodells bewusst nur für den Inertialbereich des Schmierfilmabriss formuliert worden. Hier müsste ggf. eine Erweiterung der Modellierung erfolgen. Der Algorithmus von Kumar [5] löst im Kavitationsgebiet die Reynoldssche Differentialgleichung (1) nach der Dichte anstatt des Drucks auf und erhält damit eine Volumenfraktion für die Dichte, welche für den vorliegenden Fall konvergiert und eine stationäre Lösung liefert. Dabei muss jedoch ständig das Kavitationsgebiet neu bestimmt werden, was rechenzeittechnisch aufwendig ist. Umso bemerkenswerter ist, dass das hier vorgestellte Modell einen zu Kumar ähnlichen Druckverlauf zeigt, ohne eine derartige Einteilung vorzunehmen. Ein weiterer Vorteil des hier vorgestellten Modells ist der zeitliche Verlauf der Lösung. Während der Algorithmus nach Kumar nur die Gleichgewichtslösung für das Flüssigkeits-Dampf-Gemisch zu jeden Zeitpunkt ermittelt, ist hier eine in der zeitlichen Entwicklung physikalisch plausible Lösung vorhanden, bei der die berechneten negativen Drücke im Kavitationsgebiet als Zugspannungen interpretiert werden. Durch das zeitliche Wachsen der Blasen steigt der Druck im Kavitationsgebiet an. In dem hier vorgestellten Modell hängt die Geschwindigkeit des Wachstums maßgeblich von der Druckdifferenz ab. Aber auch komplexere Modelle, bei denen das Wachstum mit von der Oberflächenspannung oder der Umgebungstemperatur abhängen, sind prinzipiell möglich. Die benötigte Rechenzeit für das zweidimensionale Problem lag bei 300 Sekunden und entspricht der CPU-Zeit der Vergleichsrechnung von FIRST. Allerdings kann der vorgestellte FEM-Algorithmus ohne großen Aufwand durch Einführung von Schrittweitensteuerung im Iterationsalgorithmus noch weiter beschleunigt werden. Des Weiteren ist die Berechnung des ersten Druckfelds, ausgehend von α 0 , noch sehr zeitintensiv im Vergleich zu den weiteren Iterationen. Dieses muss aber nicht, wie bisher geschehen, auskonvergiert werden, da es sich nur um eine Startlösung handelt. Zusammenfassung Im Rahmen dieser Arbeit wurde ein Verfahren zur Simulation von kavitierenden Strömungen vorgestellt und die dazugehörigen Gleichungen wurden mittels der Finite Elemente Methode diskretisiert. Das Verfahren wurde anhand eines eindimensionalen Modells von Geike und Popov [3] verifiziert. Für eine zweidimensionale Gleitschuhlagerung wurden Berechnungen durchgeführt und mit Ergebnissen des Algorithmus von Kumar [4] verglichen. Für die Lösung des Drucks konnte eine gute Übereinstimmung mit der Lösung von Kumar festgestellt werden, während für die Volumenfraktion die Ergebnisse nicht mit denen der Dichte aus Kumar vergleichbar waren. Mögliche Ursachen dafür ergeben sich aus der physikalischen Modellierung, insbesondere der nicht-konservativen Formulierung der Transportgleichung für den Dampfanteil sowie der Verwendung einer reduzierten Rayleigh-Plesset Gleichung für das Blasenwachstum. Der vorgestellte FEM-Algorithmus bietet jedoch die Möglichkeit entsprechende Modellerweiterungen einfach zu integrieren. Damit steht ein effizientes und flexibles Verfahren zur Verfügung, das für diverse Anwendungen eingesetzt werden kann. Im nächsten Schritt soll das Verfahren anhand von lagerspezifischen Belastungen, wie z. B. zeitlich veränderlichen Lasten und umlaufenden Bohrungen, bezüglich seiner physikalischen Modellierung und seiner rechenzeittechnischen Leistungsfähigkeit analysiert werden. Literaturverzeichnis [1] Bangerth, W., Heister, T., Heltai, L., Kanschat, G., Kronbichler, M., Maier, M., Turchsin, B., Young T.: „The deal.II library, Version 8.2“, Archive of Numerical Software, 3, 2015. [2] FIRST Simulationstool für elasto-hydrodynamische Mehrkörpersysteme, Benutzerhandbuch, IST Ingenieurgesellschaft für Strukuranalyse und Tribologie mbH (www.ist-aachen.com), 2015. [3] Geike, T., Popov, V.: „A Bubble Dynamics Based Approach to the Simulation of Cavitation in Lubricated Contacts“, Journal of Tribology, 131: 011704, 2009. Aus Wissenschaft und Forschung T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 30 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 [4] Kumar A.,: „Mass Conservation in Cavitating Bearings: A Finite Element Approach“, PhD Thesis, Cornell University, 1991. [5] Lang, R., Steinhilper, W.: „Gleitlager“, Springer-Verlag, 1. Edition, 1978. [6] Sauer, J.: „Instationär kavitierende Strömungen - Ein neues Modell, basierend auf front Capturing (VoF) und Blasendynamik“, Doktorarbeit, Universität Karlsruhe, 2000. [7] Van Husen, L.: „Finite Elemente Diskretisierung der Reynoldschen Differentialgleichung unter Berücksichtigung eines blasendynamischen Kavitationsmodells“, Masterarbeit, IGPM, RWTH Aachen, 2015. 31 Aus Wissenschaft und Forschung Impressum 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. 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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. 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Klassische Lagerströme treten in Elektromotoren beispielsweise infolge von Asymmetrien im Magnetfluss oder unzureichender Verkabelung auf. Als weitere Quelle potentiell schädlicher Lagerströme sind in den letzten Jahrzehnten drehzahlgeregelte Asynchronmotoren hinzugekommen. Besonders beim Betrieb von Motoren oder Generatoren mit schnell schaltenden Frequenzumrichtern kann es aufgrund steiler Spannungsflanken am Wechselrichterausgang zu hochfrequenten Lagerströmen und in der Folge zu kapazitiven Entladungen über den Schmierspalt kommen [1]. Abhängig von der im Kontakt wirksamen Stromdichte kann dies zu punktuellen Aufschmelzungen in der Laufbahnoberfläche und bei längerer Belastung zur Ausbildung von Riffelmarken führen. Darüber hinaus ist bei Stromdurchgang infolge der hohen lokalen Temperaturen mit einer beschleunigten Alterung und einer deutlich verkürzten Lebensdauer des Schmierstoffes zu rechnen [2]. In diesem Zusammenhang werden Stromdichten kleiner 0,1 A/ mm 2 in der Literatur allgemein als unkritisch eingestuft [3-5]. Neuere Untersuchungen zeigen jedoch, dass auch bei geringeren Stromdichten (0,04 A/ mm 2 ) bereits Stromdurchgangsschäden auftreten können [6]. Bisher kaum untersucht sind die Zusammenhänge zwischen Wälzlagerschäden und geringen Gleichstrombelastungen, wie sie beispielsweise infolge elektrostatischer Aufladungen an Riementrieben oder Walzen auftreten können. Aktuellen Studien zufolge kann es bereits bei extrem geringeren Stromstärken (< 100 µA) unter vermeintlich unkritischen Bedingungen zu frühzeitigen Lagerausfällen und Gefügeveränderungen in Zusammenhang mit White Structure Flaking kommen [7, 8]. Die bisherigen Untersuchungen belegen, dass die genannten Grenzwerte aus der Literatur unter derartigen Bedingungen nicht anwendbar sind. Im Rahmen dieser Arbeit wird erstmals untersucht, inwieweit der Aufbau von tribochemischen Oberflächenschichten mit der Ausbildung solcher elektrisch induzierter Lagerschäden in Zusammenhang steht. Aus Wissenschaft und Forschung * Dr.-Ing. Benjamin Pohrer Technische Fakultät, Friedrich-Alexander-Universität Erlangen-Nürnberg (FAU) Manuel Zürcher Prof. Dr.-Ing. Eberhard Schlücker Lehrstuhl für Prozessmaschinen und Anlagentechnik 91058 Erlangen Dr.-Ing. Stephan Tremmel Prof. Dr.-Ing Sandro Wartzack Lehrstuhl für Konstruktionstechnik, 91058 Erlangen Einfluss des tribochemischen Schichtaufbaus auf die Ausbildung elektrisch induzierter Wälzlagerschäden B. Pohrer, M. Zuercher, S. Tremmel, S. Wartzack, E. Schlücker* Eingereicht: 13. 9. 2015 Nach Begutachtung angenommen: 1. 11. 2015 Gleichstrombelastete Wälzlager zeigen bereits bei sehr geringen Stromdichten unter bestimmten Bedingungen Schädigungen der Laufbahnoberflächen oder Veränderungen des Gefüges. Erste Untersuchungen deuten darauf hin, dass diese Phänomene im Zusammenhang mit der Ausbildung isolierend wirkender, tribochemischer Schichten im Wälzkontakt stehen. Dieser Schichtaufbau kann anhand der elektrischen Eigenschaften des Prüflagers und einer begleitenden in-situ IR-Analyse des Schmierstoffs während des Betriebs nachvollzogen werden. Schlüsselwörter IR-Spektroskopie, Schmierstoffe, Additive, Wälzlagerschäden, Tribochemie, Schichtaufbau Under specific conditions, rolling bearings exposed to direct currents show surface damages on the raceway or microstructural changes even at very low current densities. Initial investigations indicate that these phenomena are related to the formation of insulating tribochemical layers in the rolling contact. These surface processes can be understood with reference to the electrical properties of the bearing and an accompanying in-situ IR analysis of the lubricant. Keywords IR-Spectroscopy, Lubricants, Additives, Roller bearing failures, Tribochemistry, Tribolayers, White Structure Flaking Kurzfassung Abstract T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 32 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 2 Material und Methoden Für die Untersuchungen an gleichstrombelasteten Lagern wurde ein eigens hierfür konstruierter Wälzlagerprüfstand eingesetzt. Vor jedem Versuchslauf werden zwei Rillenkugellager vom Typ 6203 mit Hilfe von Tellerfedern mit einer Last von 1.200 N axial gegeneinander vorgespannt und bei Drehzahlen bis maximal 5.500 min -1 unter kontrollierten Bedingungen gefahren. Die Prüflager werden während des Versuchslaufs über eine Druckumlaufschmierung mit Öl versorgt. Der Schmierstoff wird über eine Dosierpumpe durch eine Öffnung im Lagerträger direkt in den Hohlraum zwischen die Prüflager gefördert. Von dort aus verteilt sich das Öl weitgehend gleichmäßig auf beide Prüflager und fließt anschließend zurück in den Ölsumpf. Sowohl Prüflager als auch der Schmierstoff können während der Versuche unabhängig voneinander temperiert werden. Bild 1 zeigt einen schematischen Überblick des Schmierstoffkreislaufs und das Schaltbild der elektrischen Zusatzbelastung. Zur Überwachung der Prüflager können Lagertemperatur, Axialkraft, das resultierende Drehmoment sowie Beschleunigungswerte erfasst werden. Das Schmiersystem kann darüber hinaus anhand der Messwerte des Volumenstroms, der Temperatur und der Viskosität überwacht werden. Zusätzlich wurde eine ATR-Infrarot-Sonde zur Online-Analyse der chemischen Zusammensetzung des Schmierstoffs im Kreislauf installiert. Die Sonde befindet sich unmittelbar am Ölaustritt des vorderen Prüflagers, so dass der Schmierstoff direkt nach Verlassen des Kontakts analysiert werden kann. Dies ist notwendig, da mögliche Reaktionsprodukte oder minimale Veränderungen der Schmierstoffzusammensetzung bei Rückvermischung im Ölsumpf oft nicht mehr nachgewiesen werden können. Um neben der mechanischen Belastung auch eine elektrische Belastung der Prüflager zu ermöglichen, sind beide Lageraußenringe über elektrische Kontakte mit einer Gleichstromquelle verbunden (Bild 1b). Der resultierende Stromkreis wird über die Innenringe und die Welle geschlossen. Zwischen dem stirnseitigen Lager und dem Minuspol wurde zusätzlich ein 500 kΩ-Widerstand installiert um die Stromstärke im Stromkreis zu begrenzen. Sowohl die an den Prüflagern als auch die am Widerstand abfallende Spannung werden während der Versuche aufgezeichnet. Darüber hinaus besteht die Möglichkeit, den Spannungsverlauf am Lager über ein Oszilloskop zu verfolgen. Der Widerstand wurde so gewählt, dass die maximale Stromstärke einen Wert von 10 µA nicht überschreitet. Auf diese Weise können direkte Stromschäden durch Aufschmelzen der Laufbahnoberflächen infolge kapazitiver Entladungen ausgeschlossen werden. Um elektrische Einflüsse aus dem Antriebsstrang auszuschließen, ist der Servomotor über eine berührungslose Magnetkupplung mit der Antriebswelle gekoppelt. Während der Versuchsläufe wurde den Lagern ein Schmierstoffvolumen von 60 ml/ min bei einer Temperatur von 40 °C zur Verfügung gestellt. Nach Abschluss jedes Versuchslaufs wurden die Prüflager ausgebaut, Wälzkörper und Lagerkäfig entfernt, die Lagerringe halbiert, gereinigt und die Laufflächen begutachtet. Im Anschluss wurden die Lagersegmente durch einen weiteren Umfangsschnitt geteilt und das Gefüge unterhalb der Laufbahn metallografisch untersucht. Die Lagersegmente wurden hierfür in Kunststoff eingebettet, geschliffen, poliert und nach dem Anätzen mit Nital lichtmikroskopisch begutachtet. IR-Spektroskopie des Schmierstoffes Als Schmierstoff wurde ein handelsübliches teilsynthetisches Schaltgetriebeöl eingesetzt. Dieses enthält neben mineralischen und synthetischen Basisölen VI- Improver und eine Reihe weiterer funktionsgebender Additive. Durch den Einsatz der IR-Spektroskopie können auch geringfügige Veränderungen der Schmierstoffzusammensetzung nachvollzogen werden. Die folgenden 33 Aus Wissenschaft und Forschung Bild 1: Schematischer Aufbau des Wälzlagerprüfstands (a) und elektrische Schaltung der Gleichstromquelle (b) T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 33 34 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Untersuchungen beziehen sich auf die Aktivität der, an der tribochemischen Schichtbildung beteiligten, Zinkdialkyl-dithiophosphate (ZDDP) und basischen Kalziumsulfonate sowie auf die chemische Alterung des Schmierstoffes. Diese können anhand der beteiligten funktionellen Gruppen in charakteristischen Wellenzahlbereichen des Infrarotspektrums nachgewiesen werden. Bild 2 zeigt das Extinktionsspektrum des eingesetzten Schmierstoffs. Zinkdialkyldithiophosphate werden heutzutage aufgrund ihrer sehr guten Antiwear- und milden Extreme-Pressure- Eigenschaften sowie ihrer guten Antioxidanswirkung in sehr vielen kommerziell verfügbaren Schmierstoffen als multifunktionale Additive eingesetzt [9]. Sie führen bei thermischer oder mechanischer Aktivierung zur Ausbildung schützender, glasähnlicher Schichten und wirken im Misch- und Grenzreibungsbereich verschleißmindernd. Auch Kalziumsulfonate, welche hauptsächlich als Detergent- und Korrosionsschutzadditive wirken, besitzen gute Extreme-Pressure-Eigenschaften und sind am Schichtaufbau im Kontakt beteiligt [10]. Neben diesen schichtbildenden Additiven ist der Spektralbereich der Carbonylbande von besonderem Interesse, da dieser Rückschlüsse auf die Ölalterungsprozesse im Tribokontakt zulässt [11]. Sind die metallischen Oberflächen durchgängig mit schützenden Schichten bedeckt, stehen kaum katalytisch wirksame, freie Oberflächen zur Verfügung, so dass es nur in geringem Umfang zu Ölalterungsprozessen kommt. Stehen jedoch ausreichend freie Oberflächen und Energie zur Verfügung, können Alterungsprozesse anhand der Carbonylbande nachvollzogen werden. Zur Auswertung der Infrarotspektren wurden die jeweiligen Flächensummen der Absorptionsbanden im Bereich von 966-1.020 cm -1 (ZDDP), von 1.100-1.200 cm -1 (Sulfonate) und von 1.700-1.800 cm -1 (Carbonylbande) auf eine Referenzbande (1.400-1.490 cm -1 ) bezogen und über der Laufzeit dargestellt. Hierdurch werden zeitliche Veränderungen der funktionalen Gruppen im Schmierstoff am Ausgang der Kontaktzone sichtbar. 3 Ergebnisse Im Folgenden wird zunächst auf den Aufbau tribochemischer Schichten beim Einlauf eines Wälzlagers und das Verhalten der Additive bei Drehzahlwechseln eingegangen. Im Anschluss wird das Verhalten der Prüflager bei elektrischer Zusatzbelastung dargestellt und dessen Einfluss auf die Ausbildung von Wälzlagerschäden beispielhaft anhand von zwei Versuchsläufen aufgezeigt. Additivverhalten während des Einlaufs eines Rillenkugellagers In Bild 3 sind die zeitlichen Verläufe der ZDDP-Bande, der Sulfonatbande und der Carbonylbande während der tribochemischen Einlaufphase eines Prüflagers dargestellt. Die Prüflager wurden ohne Vorbehandlung bei maximaler Drehzahl (5.500 min -1 ) über einen Zeitraum von 300 Stunden betrieben. Während des gesamten Versuchslaufs befinden sich die lasttragenden Kontakte zwischen den Wälzkörpern und Laufbahnen im Bereich der Vollschmierung bei einem Viskositätsverhältnis von ca. κ = 4,7, so dass Festkörperkontakte der Oberflächen weitestgehend ausgeschlossen werden können. Anhand der gemessenen IR-Spektren lässt sich der Versuchsablauf in drei verschiedene Phasen einteilen. In der ersten Phase (1) werden die vom Lagerhersteller ab Werk aufgetragenen Korrosionsschutzschichten zunächst abgetragen und im Anschluss durch stabilere tribochemische Schichten ersetzt. In diesem Zeitraum ist am Prüflager ein starker Abfall der lokalen Konzentration schichtbildender Additive festzustellen, während das Niveau der Carbonylbande und somit der Ölalterung aufgrund der vermehrt zur Verfügung stehenden freien Oberflächen langsam ansteigt. Nach einem Zeitraum von ca. 25 Stunden ist die ursprüngliche Korrosionsschutzschicht weitestgehend abgetragen und die darauffolgende zweite Phase (2) wird durch den Aufbau einer neuen, scherstabileren Triboschicht bestimmt. In diesem Versuchsabschnitt steigt die lokale Konzentration der Zinkdithiophosphate wieder an, bis sich nach ca. 140 Stunden ein Aus Wissenschaft und Forschung Bild 2: Infrarotspektrum des Schmierstoffes mit charakteristischen Banden T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 34 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 näherungsweise konstantes Niveau ausgebildet hat. Da im weiteren Verlauf das Niveau der Carbonylbande nicht weiter ansteigt, kann ab diesem Zeitpunkt davon ausgegangen werden, dass sich eine geschlossene Schicht auf den Oberflächen ausgebildet hat. In der anschließenden dritten Phase (3) kommt es zu keinen weiteren Veränderungen im zeitlichen Verlauf der Additivbanden. Da das ursprüngliche Konzentrationsniveau von ZDDP und Sulfonaten im Kontakt nicht mehr erreicht wird, kann davon ausgegangen werden, dass die Additive in geringem Umfang weiterhin an tribochemischen Reaktionen im Kontakt beteiligt sind und die Schichtbildung verlangsamt fortschreitet. Additivverhalten bei variierender Drehzahl Bild 4 zeigt das Verhalten der schichtbildenden Additive bei einer gezielten Änderung des Kontaktzustandes. Nach einer 250-stündigen Einlaufphase, wie sie im vorangehenden Versuch diskutiert wurde, wird nun der Reibungszustand der Prüflager durch eine zeitweise Absenkung der Drehzahl verändert. Hierbei wurde die Drehzahl alle zwei Stunden schrittweise bis auf 1.500 min -1 abgesenkt, bis die Prüflager im moderaten Mischreibungsbetrieb arbeiten (κ = 2,5). Anschließend wurde die Drehzahl wieder schrittweise bis auf den Ausgangswert erhöht. Die Reaktion der ZDDP- und der Carbonylbande 35 Aus Wissenschaft und Forschung Bild 4: Charakteristischer zeitlicher Verlauf der Drehzahl und der Intensitäten der ZDDP- und der Carbonylbande im Infrarotspektrum bei schrittweiser Drehzahländerung Bild 3: Charakteristischer zeitlicher Verlauf der ZDDP-Bande, der Sulfonatbande und der Carbonylbande während des tribochemischen Einlaufs der Prüflager T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 35 36 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 im IR-Spektrum des Schmierstoffes während des gezielt herbeigeführten Mischreibungsbetriebs sind in Bild 4 dargestellt. Der rechnerische Übergang von Vollschmierung in den Mischreibungsbereich und umgekehrt bei κ = 4 wurde durch Markierungen gekennzeichnet. Zu Beginn des Versuchs zeigt sich ein hohes Konzentrationsniveau an ZDDP und eine geringe Intensität der Carbonylbande im Schmierstoff. Dies spricht dafür, dass im Kontakt vollständig ausgebildete Oberflächenschichten vorliegen und zu diesem Zeitpunkt kaum schichtbildende Additive verbraucht werden. Bei fallender Drehzahl kommt es zur Absenkung des ZDDP-Konzentrationsniveaus, während die Bildung ölalterungsbedingter Carbonylverbindungen im Kontakt immer weiter zunimmt. Erst kurz nach Durchfahren der geringsten Drehzahl kommt es erstmals zu einer Abnahme des Additivverbrauchs im Kontakt und zu einer Verringerung der gemessenen Alterungsprozesse. Obwohl sich beide Konzentrationsniveaus in der Folge wieder ihrem Ausgangswert annähern, wird der ursprüngliche Zustand vor dem Mischreibungsbetrieb nicht wieder erreicht. Dies ist darauf zurückzuführen, dass die tribochemischen Oberflächenschichten infolge vermehrter Festkörperkontakte während des Mischreibungsbetriebs stark geschert und teilweise abgetragen werden. Hieraus erklärt sich auch der begleitende Anstieg der Carbonylbande, da es infolge teilweise freigelegter Oberflächen zu einer verstärkten katalytischen Ölalterung kommt. Auch nach der Rückkehr zur Vollschmierung verharren die Konzentrationsniveaus der schichtbildenden Additive auf einem mittleren Niveau, während die Ölalterung nach dem Durchschreiten eines kurzzeitigen Minimums einen sehr hohen Wert einnimmt. Die erhöhte Aktivität der schichtbildenden Additive und die starke Ausschüttung von Carbonylverbindungen bei der Rückkehr zu hohen Drehzahlen sind vermutlich auf den damit verbundenen erhöhten Energieeintrag zurückzuführen. Am Verlauf der IR-Banden ist klar ersichtlich, dass sich bereits bei kurzfristigem Mischreibungsbetrieb messbare Änderungen in der tribochemischen Aktivität des Wälzkontaktes ergeben und dieser folglich in verändertem Zustand vorliegt. Elektrisches Verhalten der Prüflager Bei zusätzlicher Belastung der Lager mit Gleichstrom kommt es infolge der Ausbildung eines trennenden Schmierfilms und der tribochemischen Isolationsschichten auf den Laufbahnoberflächen zu einem elektrischen Potentialaufbau zwischen den Lagerringen und den Wälzkörpern. Ist ein ausreichend hohes Potential vorhanden, so kann dies zur Ionisierung des Schmierstoffs und nachfolgend zur elektrischen Entladung über den Schmierspalt führen. Um das Spannungsverhalten der Prüflager während des Betriebs zu analysieren, werden daher wiederholt elektrische Kennfelder aufgenommen. Hierbei wird die Spannung am Netzteil alle 10 Sekunden schrittweise um 0,2 V erhöht und das Spannungsverhalten an den Lagern aufgezeichnet (Bild 5a). Zu Beginn steigt die Spannung an den Lagern linear mit der angelegten Versorgungsspannung an. Die Differenz aus angelegter Netzspannung und Lagerspannung fällt vollständig am Widerstand ab. Ab dem Erreichen einer Grenzspannung treten erste Entladungen über den Schmierspalt auf. In diesem Bereich kommt es zu relativ wenigen Entladungen mit vergleichsweise hohen Spannungsamplituden. Bei weiterem Spannungsanstieg erhöht sich die Frequenz der Entladungen, während die Spannungsamplitude und somit die Stärke der einzelnen Entladungen abnimmt. Dieses Verhalten wurde bereits wiederholt in der Literatur beschrieben [7, 8]. Die Höhe der Grenzspannung, ab der erste Entladungen auftreten können, ist einerseits von Schmierstoffparametern wie der chemischen Struktur, Viskosität, Dichte und den zugesetzten Additiven abhängig. Zum anderen besitzen auch Systemgrößen wie Drehzahl, Art des Wälz- Aus Wissenschaft und Forschung Bild 5: Darstellung eines elektrischen Kennfeldes mit Oszilloskopaufnahmen (a) und zeitlicher Verlauf der gemessenen Durchlagsspannung (b) T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 36 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 lagers oder anliegende Pressung einen großen Einfluss [2]. So bewirkt z. B. ein Anstieg der Drehzahl auch einen Anstieg der Filmdicke und erhöht somit die Isolationswirkung des Schmierfilms. Jedoch ist in einem realen System auch bei Konstanz aller genannten Einflussfaktoren während des Betriebs eine Verschiebung der Durchschlagspannung zu beobachten. Dies ist wahrscheinlich auf den fortlaufenden Auf-, Ab- und Umbau tribochemischer Schichten an den Laufbahnoberflächen zurückzuführen. Bild 5b zeigt den zeitlichen Verlauf der gemessenen Grenzspannung während eines einfachen tribochemischen Lagereinlaufs analog zu dem in Bild 3 dargestellten Versuch. Der Anstieg des gemessenen Durchschlagspunktes ist auf die zunehmende Ausbildung isolierender Reaktionsschichten im Kontakt zurückzuführen. Zum Vergleich sind Messdaten zweier weiterer Versuchsläufe mit erhöhter Schmierfilmdicke (geringere Last) und Basisöl ohne Additivzusätze (Basisöl) dargestellt. Es zeigt sich, dass bei den Versuchen mit vollständig formuliertem Öl erwartungsgemäß höhere Grenzspannungen erzielt werden. In allen drei Fällen ist jedoch ein deutlicher Anstieg der Durchschlagsspannung infolge sich ausbildender Reaktionsschichten festzustellen. Im Fall des Basisöls kann dieser Anstieg vermutlich auf Ölalterungsprodukte und im System verbliebene Additivreste zurückgeführt werden, die beim Spülen des Rohrleitungssystems nicht vollständig entfernt wurden. Auswirkung des tribochemischen Schichtaufbaus bei elektrischer Zusatzbelastung Um den Einfluss und die Auswirkungen des tribochemischen Schichtaufbaus bei elektrischer Zusatzbelastung darzustellen, werden im Folgenden zwei Versuchsläufe verglichen. Bei beiden Läufen wurden mit Ausnahme des gefahrenen Drehzahlprofils die gleichen Versuchsparameter eingehalten und eine konstante Spannung von 6,5 V an die Prüflager angelegt. In der Folge unterscheiden sich beide Versuchsläufe lediglich durch den unterschiedlichen Aufbau tribochemischer Reaktionsschichten. Im ersten Versuch (Bild 6) wurden die Prüflager einer sehr schnellen Abfolge von Drehzahlwechseln mit hohen Sprüngen unterzogen. Hierbei wiederholt sich eine bestimmte Drehzahlfolge mehrfach, unterbrochen durch Phasen in denen der Prüfstand bei maximaler Drehzahl betrieben wurde. Die Zeitspanne bis zum Aufbau einer geschlossenen Oberflächenschicht ist mit (1) gekennzeichnet. In dieser Phase kommt es laufend zu kapazitiven Entladungen über den Schmierfilm, da die Grenzspannung des Systems überschritten wird. Erst in der zweiten Versuchsphase (2) nach ca. 130 Stunden hat sich eine geschlossene Schicht aufgebaut, so dass die kombinierte Isolationswirkung des Schmierspalts und der Oberflächenschichten ausreicht um kapazitive Entladungen zu verhindern. Der Aufbau einer stabilen tribochemischen Reaktionsschicht kann auch anhand der Ölalterung im Kontakt nachvollzogen werden. Während die Menge an gebildeten Carbonylverbindungen mit zunehmender Ausbildung der tribochemischen Schichten immer weiter abnimmt, kommt es in den Phasen maximaler Drehzahl aufgrund des hohen Energieeintrags immer wieder zu erhöhter Carbonylausschüttung. Erst nach der Ausbildung geschlossener Oberflächenschichten in Abschnitt (2) ist bei hohen Drehzahlen keine erhöhte Ölalterung mehr zu verzeichnen. Im zweiten Versuch (Bild 7) wurde bei gleichen Bedingungen ein ähnliches Profil gefahren, das sich jedoch durch deutlich längere Haltezeiten der einzelnen Drehzahlen auszeichnet. Aufgrund der stabileren Schmier- 37 Aus Wissenschaft und Forschung Bild 6: Charakteristischer zeitlicher Verlauf der Drehzahl, der Intensität der Carbonylbande im IR-Spektrum und der Spannung am Prüflager bei schnellen Drehzahlwechseln T+S_5_16 29.07.16 11: 27 Seite 37 38 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 verhältnisse am Lager kann sich unter diesen Bedingungen bereits nach weniger als 30 Stunden (1) eine vergleichbare isolierende tribochemische Schicht ausbilden. Im Anschluss kommt es in der zweiten Phase des Versuchs (2) zu einem Betriebszustand in dem sich die Lager kontinuierlich im Bereich der Grenzspannung bewegen und sich längere Phasen ohne Entladung mit Phasen seltener, jedoch intensiverer Entladungen abwechseln. Bild 8 zeigt Aufnahmen der metallografischen Schliffe der Versuchslager. Das Prüflager aus dem ersten Versuch (Bild 8a), das dem anspruchsvollen, schnellen Drehzahlprofil ausgesetzt war und dadurch nur sehr langsam eine vermeintlich schützende tribochemische Schicht aufbauen konnte, zeigt nur geringfügige Laufspuren. Trotz der zahlreichen elektrischen Entladungen während der ersten 130 Stunden des Versuchs sind weder am Innenring noch am Außenring klassische Stromdurchgangsschäden, Pittings oder anderweitige Schäden aufgetreten und lediglich eine leichte Laufspur ist in der Lastzone feststellbar. Auch bei der anschließenden Untersuchung konnten keine Gefügeveränderungen festgestellt werden. Im Gegensatz hierzu musste der zweite Versuchslauf mit dem moderaten Drehzahlprofil (Bild 8b) bereits nach 90 Stunden infolge massiver Lagerschäden abgebrochen werden. Die nachfolgende Untersuchung ergab starke Laufspuren an beiden Lagerringen sowie großflächige Ausbrüche und Schälungen Aus Wissenschaft und Forschung Bild 8: Aufnahmen der Laufbahnoberflächen und metallografischen Schliffe der Prüflager (a) Versuchslauf mit anspruchsvollem Drehzahlprofil aus Bild 6 (b) Versuchslauf mit langsamen Drehzahlwechseln aus Bild 7 Bild 7: Zeitlicher Verlauf der Drehzahl und der Spannung am Prüflager bei gemäßigtem Drehzahlprofil T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 38 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 am hochbelasteten Innenring. Darüber hinaus zeigten sich weiß anätzende Strukturen, sogenanntes White Structure Flaking, im Gefüge unterhalb der Lastzone. Diese Ergebnisse deuten darauf hin, dass die Ausbildung isolierend wirkender tribochemischer Schichten mit dem Auftreten dieser Schadensbilder in Verbindung steht. 4 Zusammenfassung Erstmals konnte der Aufbau tribochemischer Reaktionsschichten in einem Wälzlager während des Betriebs indirekt anhand der chemischen Zusammensetzung des Schmierstoffes im Kontakt in-situ verfolgt werden. Obwohl die maximale Stromdichte mit weniger als 10 µA/ mm 2 während der Versuche weit unter den in den Literatur genannten Grenzwerten lag, konnten Schadensbilder nachgewiesen werden, die nicht auf klassische Stromdurchgangsschäden zurückzuführen sind. Darüber hinaus konnte gezeigt werden, dass der Aufbau isolierender Schichten einen enormen Einfluss auf die Ausfallwahrscheinlichkeit gleichstrombelasteter Lager besitzt und es starke Hinweise darauf gibt, dass schichtbildende Additive wie Zinkdithiophosphate und Kalziumsulfonate an der Ausbildung von Gefügeschäden wie White Structure Flaking beteiligt sind. Besonders massive Schäden und Gefügeveränderungen konnten bei Betriebszuständen beobachtet werden, bei denen der Aufbau isolierender Schichten auf den Laufbahnoberflächen nachgewiesen werden konnte. Literatur [1] A. Muetze, Bearing Currents in Inverter-Fed AC Motors. Dissertation, Darmstadt, 2003. [2] H. Prashad, Tribology in Electrical Enviroments. Elsevier, Amsterdam, 2006. [3] H. Pitroff, Wälzlager im elektrischen Stromkreis. Elektrische Bahnen 1965, 39, 54-61. [4] FAG, Stromisolierende Lager, TPI 206, Schweinfurt, 2011. [5] G. Kure, W. Palmetshofer, Stromisolierte Wälzlager, Evolution 1996, 3, 22-24. [6] S. Noguchi, A. Korenaga, T. Kanada, Occurrence Condition of Electric Current Density in Electrical Pitting, Journal of Advanced Mechanical Design, Systems and Manufacturing 2010, 4 (2), 469-479. [7] B. Pohrer, M. Zürcher, W. Holweger, Y. Korth, M. Wolf, M. Goss, E. 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Trans. 2006, 49 (3), 410-418. 39 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 Coupon an: expert verlag, Abonnenten-Service, Ort/ Datum, Unterschrift: Postfach 2020, 71268 Renningen (ggf. Firmenstempel) oder per Fax an: (0 71 59) 92 65-20 T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 39 Aus der Praxis für die Praxis 1 Brief Background The present civilization’s dependence on motorized transportation has been very evident for a number of years. It is difficult to conceive life today without this aspect. With the comparatively rapid development of this dependence over the last century has come a technical need. That is, the need to assure that the automotive engine - the heart of this mode of life - and its ‘life blood’ - the engine lubricant - is capable of meeting the highly variable uses of today’s societies throughout the world. Although such need has generated a rich technology associated with understanding lubrication, the rapidly changing complexities of civilization has generated even more need for knowledge. A major area of this need is to protect the engine lubricant from the ever more strenuous usage to which it is put and one of the more important aspects of this protection is in improving the oxidation resistance of the lubricant. 40 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 * Theodore W. Selby, BS, MS Savant Group; Midland, Michigan, USA Samina Azid, BS, PhD Savant Laboratories; Midland, Michigan, USA Jonathan C. Evans, BS, PhD Savant Group; Midland, Michigan, USA William VanBergen, AS Savant Laboratories; Midland, Michigan, USA Thomas Fischer, BS, PhD OelCheck, GmbH; Brannenburg, Germany Studies of Variation in the Oxidation Inhibition of Base Oils T. W. Selby, S. Azid, J. C. Evans, W. VanBergen, T. Fischer* Als Reaktion auf die weltweiten Bemühungen die Kraftstoffeffizienz und die Haltbarkeit zu verbessern, haben die Betriebsbeanspruchungen der Automobilmotoren in Folge von Konstruktionsänderungen an diesen Motorenzugenommen. Eine der Folgen ist, dass die Oxidationsbeständigkeit des Motoröls zunehmend an Bedeutung gewonnen hat. Mit diesem Anreiz wurde eine Studie auf einer grundlegenden Ebene mit drei ausgewählten Oxidationsinhibitoren initiiert, die jeweils in drei Konzentrationen einem Basisöl mit der natürlichen Oxidationsbeständigkeit der Gruppe II beigemischt wurden. Diese grundlegende Studie wurde in einem speziellen Hochdruck, iso-thermischen Reaktor, in dem in zukünftigen Studiendie Oxidationshemmung von Basisöl durchgeführt werden und Proben zur Analyse des Fortschritts der Reaktion des Testöls auf Oxidation genommen werden können. Das erste Papier zum Thema Mineralöl Oxidationsreaktion präsentiert die Grundlage in einer laufenden Studie über die Unterschiede in der Oxidationsreaktion mit Oxidationsinhibitoren, abhängig vom Basisöl und der Inhibitorkonzentration. Schlüsselwörter Basisöl , Oxidation, Oxidationsbeständigkeit , Antioxidationsmittel , D2272 In response to the world-wide efforts to improve fuel efficiency and durability, automotive engine operating stresses have increased with the changing design of these engines. One of the consequences is that engine oil oxidation resistance has become increasingly important. With this incentive, a study has been initiated at a basic level of the response of three selected oxidation inhibitors, each at three concentrations, in a base oil of Group II natural oxidation resistance. This basic study was conducted in a special high pressure, isothermal reactor within which, for contemplated future studies, the oxidation-inhibited base oil could be sampled at will for analysis of the progress of the response of the test oil to oxidation. This initial paper on the subject of mineral oil oxidation response presents groundwork in an ongoing study of the differences in oxidation response among oxidation inhibitors used depending on base oil and inhibitor concentration. Keywords Base oil, oxidation, oxidation resistance, antioxidant, D2272 Kurzfassung Abstract T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 40 Aus der Praxis für die Praxis 1.1 Purpose of Study The authors of this paper are well aware of the increasing level of concern regarding lubricant oxidation. At the same time, it is also apparent to many of how much more basic knowledge is needed to further improve its technical understanding. As a consequence, with the availability of a relatively new isothermal instrument, the authors have mounted a study to evaluate the essential performance and associated chemistry of oxidation of selected oxidation inhibitors. This paper is the first of several and will present a portion of the experimental approach to be applied at an introductory level. With this in mind, the authors thought it worthwhile to first mount a simple study of the basic responses of a selected base oil to two or three oxidation inhibitors in a simple isothermal environment to measure and compare their oxidation response. Studies that followed could be built on this preliminary investigation. 2 Instrument, Test Method and Fluids The choice of the appropriate instrument for the present and planned studies was important. Essentially, the instrument must have both the ability to conduct the experiments in a highly repeatable manner under different test conditions but should also be relatively simple to operate such that complex controls do not add a level of potential error from test to test. Lastly, if possible, the instrument should provide a way of both analyzing and altering the conduct of the experiment during tests. 2.1 Isothermal Reactor To keep the experimental conditions as simple and straightforward as possible, the authors selected the isothermal instrument known as the Quantum which was originally developed to include such studies [1, 2]. Because of its precision and freedom from need for a liquid bath, the instrument has also been included in ASTM Test Method D2272 [3] for turbine oil oxidation standards and has been applied in other such applications. The instrument is shown in Graphic 1 and its cut-away is sketched in Graphic 2 to show the manner in which experiments may be conducted using its isothermal, nonbath design. Whatever operating temperature is selected by the operator is precisely provided for the length of the test. In the experiments to be reported in the present work, the operating conditions were those of the ASTM Test Method D2272. This is a test condition familiar to many to measure the oxidation resistance of turbine engine lubricants. If and when desired, the Quantum instrument permits small samples of the test oil to be taken without significant interference with the progress of the test. In this initial study, however, only the pressure response under consistent temperature control was sought to establish the foundation of the study. Both the pressure and temperature of the pressure chamber are electronically measured and conveyed to a computer program for later analysis. 2.2 Data Collection and Analysis As in ASTM D2272, oxidation of the test oil ultimately leads to the exhaustion of the oxidation inhibitor additive. This produces a pressure trace reflecting the response of the test fluid to such oxidation. The pressure and temperature data collected with a computer program also permitted simultaneously computing another piece of information regarding the time at which the oxidation inhibitor was essentially completely ex- Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 41 Graphic 1: Quantum isothermal reactor Graphic 2: Internal lay-out of Quantum iso-thermal test instrument. T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 41 Aus der Praxis für die Praxis hausted. As will be later shown in Graphic 3, this exhaustion point becomes the peak of the recorded pressure-time derivative and was termed the end of reaction or EOR. 2.3 Test Fluids To simplify this first portion of the projected study, one base oil was evaluated. This base oil was representative of today’s commonly used Group II class of more highly refined base oils. This oil was individually blended with three antioxidants, each at three concentrations - 0.20 %, 0.65 % and 1.10 %. Considerable care was taken to assure that the antioxidants were well solvated in the base oil and carefully maintained for experiment. 3 Experimental Technique 3.1 Set-up Expediently, the isothermal test technique of the Quantum was set up in the manner of ASTM D2272. Specifically, 50 ±0.5 grams of the test fluid plus the indicated percent content of the antioxidant are weighed into the glass sample cup and the copper-wire catalytic coil of the method properly cleaned and inserted into the test oil as shown in Graphic 2. As in ASTM D2272, in each test 5 mL of water are put in the sample cup and 5 mL of water are added to the pressure chamber outside of the glass cup. The glass cup is then placed in the magnetic cup holder shown in Graphic 2 and the assemblage put into the pressure chamber and the pressure chamber sealed appropriately. At this point, the pressure chamber is flushed with 99.5 % pure oxygen at 90 PSI (pounds per square inch) three times before final filling to 90 ±0.2 PSI according to ASTM D2272 [3]. Test temperature is set at 150 ±0.1 °C and recorded continuously together with the pressure in the chamber during the test. 3.2 Operation After pressure and temperature connections are made, the test is begun. Since a test can take from less than 100 minutes to several thousand minutes, reasonably close attention is paid to the pressure recording to be sure to obtain the full data from a test without letting the test run unnecessarily long after completion of oxidation response. However, for full information and understanding of the influence of oxidation on the pressure in the chamber, the pressure recording is continued for about an hour after it drops to equilibrium at the lowest recorded value. An example of the record from a test run is shown in Graphic 3. In addition to the traces for temperature and pressure is a trace showing the derivative, ΔPressure/ - ΔTime, which relates to the end of antioxidant function, termed ‘EOR’. 3.2.1 Oxidation and Generation of the EOR The end of typical pressure trace in Graphic 3 shows a point of time at which the test fluid rapidly loses its resistance to oxidation. Consequently, the oxygen pressure begins to fall more and more rapidly as the fluid is oxidized until much of the mass of test fluid has reacted. At this stage, the reaction reaches its peak and begins to wane and this point has been termed the end of reaction, EOR. It is also at this point that the derivative of pressure reaches its highest value as evident in Graphic 3. 4 Experimental Results The Group II base oil alone and as modified by the three antioxidants, each at three concentrations, were tested in the Quantum instrument using the test protocol of ASTM Method D2272 previously described. 4.1 Base Oil Graphic 4 shows the response of the base oil used in these first tests (a common Group II base oil). Without an antioxidant, oxidation was rapid and the base oil had an EOR of only 30 minutes. From experience in application of the Quantum isothermal instrument to base oils with and without antioxidant protection, this response was typical. 42 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Graphic 3: Example of a test fluid analysis in the Quantum instrument. T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 42 Aus der Praxis für die Praxis 4.2 Response of Base Oil to Antioxidant A As previously noted, three increasing levels of Antioxidant A were made using the Group II Base Oil. These concentrations of 0.20 %, 0.65% and 1.10 % antioxidant were used in all subsequent blends of each antioxidant. Graphic 5 shows the progressive response of the Group II base oil to increasing content of Antioxidant A. Values of EOR for these tests are given in the Legend for the graphic. Although each increase in concentration improves the base oil’s oxidation resistance and related EOR somewhat, the overall comparative level of resistance is not impressive. 4.3 Response of Base Oil to Antioxidant B Antioxidant B was next used to add oxidation resistance to the Group II base oil and results are shown in Graphic 6. In comparison to the previous results with Antioxidant A, Antioxidant B is much more effective, at least at the levels of 0.65 % and 1.10 %. 4.3.1 Pressure Constancy during Test An interesting observation was that both antioxidants seem to be effective at holding oxidation to a minimum during the period of test. This was evidenced by the comparatively small change in oxygen pressure until just before the onset of high rate of oxidation with the exhaustion of the antioxidant’s protection. 4.4 Response of Base Oil to Antioxidant C In view of the widely different responses of Antioxidants A and B in the Group II base oil, it was of evident interest to evaluate another identified for this study as Antioxidant C. It is apparent from Graphic 7 that Antioxidant C is similar in effectiveness to Antioxidant B at the highest concentration of 1.10 %. However, at the lower concentrations of 0.20 % and 0.65 %, Antioxidant C is shown to be markedly more effective than Antioxidant B. Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 43 Graphic 4: Response of chosen Group II base oil to oxidation test conditions Graphic 7: Effect of Antioxidant C on Base Oil Graphic 5: Effect of Antioxidant A on Base Oil Graphic 6: Effect of Antioxidant B on Base Oil T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 43 Aus der Praxis für die Praxis This is shown more clearly in Graphic 8, a comparison of EOR versus concentration for the three antioxidants tested. 5 Discussion and Conclusions This initial study of the effects of three antioxidants on a single Group II base oil was made to improve the extraction of oxidation information on lubricants. The technical procedure used at this stage was that applied to oxidation tests of turbine lubricants, namely ASTM Method D2272. At the heart of this opening study was the application of the isothermal Quantum instrument for the tests generating and analyzing relevant oxidation response of nine simple formulations of the base oil and three antioxidants. This first study was surprisingly informative concerning the similarities and differences in just these three additives made for a common purpose. One of the benefits of the precision with which these tests were run (the authors replicated a number of the results and power curves) was that calculation of the defined End of Reaction (EOR) pressure/ time derivative value gave a clear comparison of the true antioxidation contribution of the additive, particularly when combined with concentration effects. The information and techniques presented in this study suggest that a broad study of antioxidants and their chemistries and reactions under various conditions might be helpful in sharpening both their present applications and, particularly, clarifying the direction that should be taken in forthcoming chemistry. References [1] T.W. Selby, S.W. Froelicher, J. Secrist: Studies of the Oxidation Dynamics of Turbine Oils - A New Form of the Rotating Pressure Vessel Oxidation Test, ASTM International Symposium on Oxidation and Testing of Turbine Oils, ASTM STP1489, Published: 2008, Pages: 9 [2] T.W. Selby: Modern Instrumental Method of Accurately and Directly Measuring the Useful Life of Turbine Oils, OilDoc Conference of 2011 [3] ASTM Method of Test D2272, Oxidative Stability of Steam Turbine Oils by Rotating Pressure Vessel, Published: 2011 44 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Graphic 8: Contrast in oxidation resistance and concentration of three antioxidants Im expert verlag erscheinen Fachbücher zu den Gebieten Weiterbildung - Wirtschaftspraxis - EDV-Praxis - Elektrotechnik - Maschinenwesen - Praxis Bau / Umwelt/ Energie sowie berufs- und persönlichkeitsbildende Audio-Cassetten und -CDs (expert audio ) und Software (expert soft ) Themenverzeichnisse Tribologie · Schmierungstechnik Konstruktion · Maschinenbau · Tribologie · Verbindungstechnik · Oberflächentechnik · Werkstoffe · Materialbearbeitung · Produktion · Verfahrenstechnik · Qualität Fahrzeug- und Verkehrstechnik Elektrotechnik · Elektronik · Kommunikationstechnik · Sensorik · Mess-, Prüf-, Steuerungs- und Regelungstechnik · EDV-Praxis Baupraxis · Gebäudeausrüstung · Bautenschutz · Bauwirtschaft/ Baurecht Umwelt-, Energie- Wassertechnik · Hygiene / Medizintechnik Sicherheitstechnik Wirtschaftspraxis Bitte fordern Sie unser Verlagsverzeichnis auf CD-ROM an! expert verlag Fachverlag für Wirtschaft & Technik Wankelstraße 13 · D-71272 Renningen Postfach 20 20 · D-71268 Renningen Telefon (0 71 59) 92 65-0 · Telefax (0 71 59) 92 65-20 E-Mail expert@expertverlag.de Internet www.expertverlag.de Anzeige T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 44 Nachrichten Vom 26. bis 28. September 2016 bietet die 57. Fachtagung der Gesellschaft für Tribologie e. V. (GfT) in Göttingen auch in diesem Jahr wieder neueste Erkenntnisse aus Forschung und industrieller Anwendung auf dem Gebiet der Tribologie. 70 Vorträge in 5 Parallelsitzungen behandeln die Themen „Tribologische Systeme“, „Zerspanungs- und Umformtechnik“, „Maschinenelemente und Antriebstechnik“, „Tribometrie“, „Dichtungstechnik“, „Werkstoffe und Werkstofftechnologien“, „Dünne Schichten und Oberflächentechnologien“, „Schmierstoffe und Schmierungstechnik“ und „Fahrzeugtechnik“. Dadurch hat jeder Teilnehmer die Wahl, eine auf seine Interessen zugeschnittene Veranstaltung zu erleben und in den Zeiten zwischen den Sitzungen Gespräche zu spezifischen Fachthemen zu führen oder die erstmals stattfindende wissenschaftliche Posterausstellung zu besuchen. Am Mittwochvormittag wird es zusätzlich in kleinerem Rahmen die neue Session „Short presentations in English - special for young scientists“ geben. Tribotalk und Plenarvortrag drehen sich dieses Jahr um das Thema „Additive Fertigung“. Der Plenarvortrag, gehalten von Peter Sander aus dem Hause Airbus Emerging Technologies & Concepts, hat den Titel „On the way to Additive Layer Manufacturing: Chances & Challenges for the future industrial production“. Der „Tribo-talk“ am Abend des 26. September steht unter dem Motto „Additive Fertigung für tribologisch beanspruchte Bauteile - Sinn oder Unsinn“. Fachleute aus Hochschulen und der Industrie diskutieren mit Ihnen über Ihre Erfahrungen zu diesem Thema. Ein Seminar zum Thema „Tribologische Schichten “ am Montag (26. September) von 13 Uhr bis 17 Uhr, gehalten von Timo Brögelmann, RWTH Aachen, Institut für Oberflächentechnik, rundet die Veranstaltung ab. Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 45 Mitteilungen der GfT 57. Tribologie-Fachtagung 2016 in Göttingen Tribologie-Fachtagung 2016 mit internationaler Beteiligung Reibung, Schmierung und Verschleiß Forschung und praktische Anwendungen 26. - 28. September 2016 in Göttingen GfT - Gesellschaft für Tribologie e.V. Löhergraben 33-35, D-52064 Aachen Telefon: (0241) 400 66 55, Telefax: (0241) 400 66 54 E-Mail: tribologie@gft-ev.de, Internet: http: / / www.gft-ev.de T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 45 Nachrichten 46 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Die Persönlichkeit, die den Begriff „Tribologie“ prägte, weltweit bekannt machte und unermüdlich die Bedeutung der Tribologie für die Forschung, für die Wirtschaft, aber auch für die Gesellschaft propagierte, ist tot. Der langjährige Präsident des International Tribology Council - ITC (internationaler Dachverband der Tribologie- Gesellschaften und -Verbände) starb nach kurzer Krankheit am 7. Juni 2016 im 96. Lebensjahr. Es war ihm noch vergönnt, im März dieses Jahres das 50-Jahr-Jubiläum der Tribologie im Rahmen einer Festveranstaltung der ImechE (Institution of Mechanical Engineers) und vor allem durch einen von ihm für einen Kreis von Tribologen aus aller Welt bis ins Kleinste vorbereiteten Festempfang durch HRH Prince Philip im Buckingham Palace, London, zu feiern (http: / / www.oetg.at/ uploads/ media/ 02-March-2016_BP_Reception_Report_01.pdf). H. Peter JOST bildete im Auftrag der britischen Regierung 1964 ein Komitee, das zum Thema „Schmierung“ einen Lagebericht („Jost-Report“) bezüglich Ausbildung, Forschung und industrieller Erfordernisse erstellte. In diesem Bericht - von der britischen Regierung am 9. März 1966 veröffentlicht - weist erstmals den Begriff „Tribologie“ für ein umfassendes Konzept bezüglich der „Wissenschaft und Technik der in Wechselwirkung stehenden Oberflächen unter Relativbewegung - unter Berücksichtigung der damit zusammenhängenden Methoden“ auf und setzte die Anfänge für eine eigenständige physikbasierte, multidisziplinäre Wissenschaft von Reibung und Verschleiß. H. Peter JOST absolvierte ein maschinentechnisches Studium an den renommierten Universitäten in Liverpool und Manchester und wurde bereits mit 29 Jahren Geschäftsführer bzw. Direktor einer internationalen Schmierstofffirma in London und war hernach als Konsulent für schmiertechnische Fragestellungen in verschiedenen operativen bzw. leitenden Funktionen, zuletzt als Präsident der K.S. Paul Gruppe, Spezialschmierstoffe, (1974 -2000); Präsident der Eley Estate Company Ltd., Schmiertechnische Geräte und Anlagen, (1986 -2001) sowie der Engineering & General Equipment Ltd., Schmiersysteme, (1977-2006) in der Industrie tätig. Seine Mission, die Aufgaben der Tribologie in der Öffentlichkeit (v. a. in Politik und Wirtschaft) bekannt zu machen, sie in der Industrie zu implementieren sowie in der wissenschaftlich-technischen Ausbildung zu vermitteln, hat Prof. JOST in einer Reihe von öffentlichen Funktionen, sei es als Gründungsmitglied, Ratsmitglied oder Vorsitzender einschlägiger Arbeitsgruppen und Komitees, konsequent verfolgt. Er war auch in einer Mitteilungen der ÖTG Mitteilungen der ÖTG „Vater der Tribologie“ Prof H. Peter JOST CBE verstorben Prof. Dr. H. Peter JOST anlässlich des „20. Kolloquiums Tribologie“ an der Technischen Akademie Esslingen (Jänner 2016), beim Blättern in dem historischen „blue book“, dem 1966 vorgestellten „Jost-Report“ (o. l.) sowie im Gespräch mit F. Franek (o.r.) und A. Pauschitz (u. l.) - Fotos: © ÖTG, F. Franek T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 46 Nachrichten Reihe von Fachgesellschaften und Institutionen in bedeutenden Funktionen tätig. Für sein herausragendes berufliches Schaffen und vor allem für die „Prägung“ der Tribologie erhielt H. P. JOST eine Reihe von Auszeichnungen, wie etwa das Komturkreuz des britischen Weltreiches (Commander of the Order of the British Empire - CBE, 1969) und das österreichische Ehrenkreuz für Wissenschaft und Kunst 1.Klasse (2001). P. JOST wurde überdies mit zahlreichen akademischen Auszeichnungen bedacht, z. B. mit der Ehrendoktorwürde (Universitäten von Salford, Bratislava, Leeds, Bath, Budapest, Manchester und Sofia sowie der Akademie der Wissenschaften Weißrusslands) sowie mit der Professorenwürde (Universitäten von Liverpool und Wales). Eine Reihe von wissenschaftlichen Akademien, Ingenieurgesellschaften und insbesondere nationale Tribologie-Vereinigungen aus Europa und Übersee haben die Verdienste Prof. JOSTS mit Ehrenmitgliedschaften oder Preisen gewürdigt, so auch die deutsche Gesellschaft für Tribologie e.V. im Jahre 1979 mit dem Georg-Vogelpohl-Ehrenzeichen. Zum Zeichen für das einzigartige Engagement von H. Peter JOST, als Beispielwirkung und im Sinne der Nachhaltigkeit von Ausbildungsinitiativen sind einige akademische Institutionen nach ihm benannt: das Peter Jost Unternehmens-Zentrum (Liverpool John Moores University, 1995), das Jost-Institut für Tribotechnologie (University of Central Lancashire, 2002) sowie der Jost- Lehrstuhl für Ingenieur-Tribologie (University of Leeds, 2003). H. Peter JOST nahm seinerzeit am 10-Jahres-Symposium der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft in Wien (1986) teil und führte den Ehrenvorsitz des 2. Tribologie-Weltkongresses 2001 in Wien. Er hat mit besonderem Interesse und mit bewundernswerter Vitalität und Rüstigkeit bis zuletzt die Entwicklung der Tribologie in Österreich verfolgt, insbesondere den Aufbau und die Aktivitäten des Österreichischen Kompetenzzentrums für Tribologie in Wiener Neustadt, die er wiederholt als beispielgebend herausgestellt hat. Seine stets aufmunternden, anspornenden, ja drängenden Äußerungen zu dem „österreichischen Weg der Tribologie“ werden uns fehlen ! F. Franek Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 47 Am 21. Juni 2016 wurde anlässlich einer Festveranstaltung im Landtagssitzungssaal des Niederösterreichischen Landhauses in St. Pölten unserem Präsidenten, Univ.-Prof. DI. Dr. Friedrich FRANEK, durch den Niederösterreichischen Landeshauptmann Dr. Erwin PRÖLL das Große Goldene Ehrenzeichen für Verdienste um das Bundesland Niederösterreich überreicht. Prof. FRANEK leitet die Österreichische Tribologische Gesellschaft, die heuer im Herbst das 40-Jahr-Jubiläum ihrer Gründung begeht, seit nunmehr fast 30 Jahren als Präsident (Obmann). Prof. FRANEK, der sich selbst als „akademischer Maschinenbau-Ingenieur“ bzw. Konstrukteur mit starkem Bezug zur Werkstofftechnik versteht, ist seit fast 44 Jahren als Universitätslehrer an der Technischen Universität Wien tätig und konnte ab 2002 als Gesellschafter, Geschäftsführer und Wissenschaftlicher Leiter den Aufbau des Österreichischen Kompetenzzentrums für Tribologie (AC2T research GmbH) in Wiener Neustadt zu einem national und international geschätzten Forschungspartner auf dem Gebiet der Tribologie maßgeblich mitgestalten. Wir gratulieren sehr herzlich und wünschen Prof. Franek noch weiterhin beruflich und privat viel Freude, Gesundheit und noch viele verschleißfreie Jahre mit spannenden Aufgaben in der Tribologie ! Martina GANTAR-HOFINGER Ehrung für Univ.-Prof. Dr. Friedrich Franek Der Landeshauptmann von Niederösterreich, Dr. Erwin PRÖLL (rechts) übergibt die Urkunde der Ehrenzeichenverleihung an Univ.-Prof. Dr. Friedrich FRANEK (links). Quelle: Amt der NÖ Landesregierung T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 47 Patentumschau 48 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Lubricants for power transmission system. Tamoto, Yoshitaka; Hata, Hitoshi; Fujinami, Yukitoshi (Idemitsu Kosan Co., Ltd., Japan) Eur. Pat. Appl. EP 1,717,297 (Cl. C10M105/ 38), 02.11.2006 (145: 474372f) Lubricant formulation based on metallic nanoparticles for electric contacts and preparation method thereof. Sanchez Lopez, Juan Carlos; Kolodziejczyk, Lukasz; Martinez Martinez, Oiego; Fernandez Camacho, Maria Asuncion; Rojas Ruiz, Teresa Cristina; Litran Ramos, Rocio (Consejo Superior De Investigaciones Cientiticas, Spain) PCT Int. Appl. WO 206 114,469 (Cl. C10M125/ 04), 02.11 .2006 (145: 474376k) High-temperature, bio-based engine lubricating oils containing glyceride base oils and boron nitride. Garmier, William W. (Renewable Lubricants, Inc., USA) PCT Int. Appl. WO 2006 116,502 (Cl. C10M169/ 04), 02.11.2006 (145: 474377m) Lubricant oils and greases containing nanoparticle additives. Waynick, John A. (Southwest Research Institute, USA) PCT Int. Appl. WO 2006 119,502 (Cl. C10M159/ 24), 09.11.2006 (145: 474378n) Lubricating composition having improved storage stability. Zakarian, John A.; Haire, Michael J. (Chevron U. S. A. Inc., USA) U. S. Pat. Appl. Publ. US 2006 252,657 (Cl. 508-159; C10M141/ 12), 09.11.2006 (145: 474380g) Lubricating agent composition, stamperfor molding substrate for optical disk, molding device for molding substrate, and method for molding substrate and for lubricating film formation. Gouko, Takeshi; Echizen, Kenji, Sato, Mikio; Koshita, Akio (Sony Corporation, Japan) PCT Int. Appl. WO 2006 118,348 (Cl. C10M107/ 48), 09.11.2006 (145: 474381h) Lubricating oil composition for industrial machinery parts or household appliances. Kawahara, Yasuyuki; Takahashi, Koji, Tsujimoto, Shinya; lshibashi, Yoshihiro (New Japan Chemical Co., Ltd., Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 306,986 (Cl. C10M105/ 38), 09.11.2006 (145: 474382j) Perfluoro(polyether) compounds having cyclotriphosphazene moities, lubricants therewith, and magnetic disk therewith. Kobayashi, Nagamasa; Wakabayashi, Akinobu (Matsumura Oil Research Corporation, Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 307,123 (Cl. C08G65/ 335), 09.11.2006 (145: 482489q) Fire-resistant fibers with improved mechanicalspinnability, comprising fibers coated on the surface with lubricants containing specified surfactant components. Kuwashima, Tornio; Hosohara, Sadao; Toba, Tadashi (Toray Industries, Inc., Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 274,507 (Cl. DO1F9/ 22), 12.10.2006 (145: 420621t) Method for automatically controlling density of rolling oil, especially measuring the density of rolling il in real time. Noh, Ho Seop (Posco, S. Korea) Repub. Korean Kongkae Taeho Kongbo KR 2004 108,422 (Cl. G05D11/ 00), 24,12.2004 (145: 422107d) Grease composition for automobile constant velocity joints improving extreme pressure and frictional reduction. Cho, Won Oh; Jeong, Chang Goo (korea Flange Co., Ltd., S Korea) Repub. Korean Kongkae Taeho Kongbo KR 2005 31,258 (Cl. C10M169/ 06), 06.04.2005 (145: 422108e) Method for manufacturing extreme pressure antiwear agent sulfurized isobutylene by anhydrous dechlorination. Meng, Xiangru (Peop. Rep. China) Faming Zhuanli Shenqing Gongkai Shuomingshu CN 1,834,086 (Cl. C07C319/ 22), 20.09.2006 (145: 422109f) Seizing inhibitor for hot plastic working of steel. Hori, Hirofumi; Nakanishi, Tetsuya; Onozawa, Teruo; lmoto, Yoshimi (Sumitomo Metal Industries, Ltd., Japan) PCT Int. Appl. WO 2006 106,637 (Cl. C10M173/ 02), 12.10.2006 (145: 422110z) Lubricant for agricultural and silvicultural equipments. Suda, Satoshi; Yokota, Hideo; Ibi, Masanori (Nippon Oil Corporation, Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 274,036 (Cl. C10M105/ 42), 12.10.2006 (145: 422111a) Lubricating oil for wire ropes. Abe, Takashi; Matsuoka, Hideyoshi; Ota, Akira; Hachisuka, Shunji (Hitachi Ltd., Tokyo Rope Mfg. Co., Ltd., Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 274,037 (Cl. C10M169/ 04), 12.10.2006 (145: 4221122b) Lubricant for agricultural and silvicultural equipments. Suda, Satoshi; Yokota, Hideo; Ibi, Masanori (Nippon Oil Corporation, Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 274,058 (Cl. C10M105/ 38), 12.10,2006 (145: 422113c) The lubricating agents and the machine and apparatus using them. Shibahara, Takashi; Sakane, Genta; Taki, Masayasu (Okayama Prefecture Industrial Promotion Foundatiion, Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 274,109 (Cl. C10M173/ 02), 12.10.2006 (145: 422115e) Refrigerator oil composition. Tagawa, Kazuo; Sawada, Takeshi (Nippon Oil Corporation, Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 274,177 (Cl. C10M169/ 04), 12.10.2006 (145: 422117g) Patentumschau T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 48 Schadensanalyse / Schadenskatalog Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 0/ 2016 49 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 Zahnrad - Stirnradverzahnung 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 Oberbegriff: Sonstige Schäden Unterbegriff: Stromdurchgang Beschreibung des Schadensbildes Krater auf den Zahnflanken, häufig mit Anlassfarben um die Kraterränder. In der Regel ist der Ursprungszustand des Schadens durch nachfolgende Relativbewegungen der Flanken verrieben und damit nicht mehr erkennbar. Schadensursache Schadensverursachende elektrische Ströme können z. B. durch fehlerhafte Kabelanschlüsse der elektrischen Versorgung entstehen, wobei besonders der hohe Strom beim Anlassen kritisch sein kann. Mit freundlicher Genehmigung der ZF AG T+S_5_16 29.07.16 11: 39 Seite 49 Hinweise für unsere Autoren 50 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 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_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 50 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 51 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik W. J. Bartz, Denkendorf 4 Auslegung und Schmierung von Maschinenelementen 4.1 Einführung Grundlage eines langzeitigen und störungsfreien Betriebs von Maschinen und Maschinenanlagen ist die tribologisch optimale, unter Berücksichtigung des Schmierstoffs und seiner Eigenschaften erfolgte Auslegung und Schmierung der verschiedenen Maschinenelemente. Für Reibpaarungen, die unter hydrodynamischen Bedingungen laufen, ist die Viskosität des Schmierstoffs seine wichtigste Eigenschaft, welche bei der Auslegungs- und Lebensdauerberechnung berücksichtigt werden muss. Liegt jedoch überwiegend Mischreibung vor, ist das oberflächenaktive Verhalten des Schmierstoffs bzw. ein Maß für diesen Eigenschaftskomplex zugrunde zu legen. Unter diesen Gesichtspunkten sollen in den nächsten Abschnitten die wichtigsten Maschinenelemente wie Gleitlager, Wälzlager und Zahnradpaarungen behandelt werden. Bild 4.1 zeigt die wichtigsten Reibungen, während in Bild 4.2 das Verhalten der unterschiedlichen Gleitlagerbauarten dargestellt wird. Bild 4.1: Kriterium Reibung Bild 4.2: Verhalten unterschiedlicher Lagerungen T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 51 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik 52 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 4.2 Kraftübertragung durch Lagerungen Zunächst ist die Art der Belastung - eine Kraft oder ein Moment - zu definieren. Danach ist festzulegen, ob es sich um eine stationäre oder instationäre Belastung handelt. Bild 4.3 charakterisiert diese unterschiedlichen Belastungszustände. Von großer Bedeutung ist auch, ob es sich um eine Gleit- oder eine Rollbzw. Wälzbewegung handelt. Die unterschiedliche Beanspruchung geht aus Bild 4.4 hervor. Die unterschiedliche Beanspruchung dieses Tribosystems sowie einer Zahnradpaarung wird schematisch in Tabelle 4.1 gezeigt. Bild 4.3: Belastungsarten - Belastungszustand Bild 4.4: Schematische Darstellung der Beanspruchung der Reibpartner bei Gleit- und Roll-/ Wälz-Bewegung Tabelle 4.1: Beanspruchung von Tribosystemen bei Gleit- und Roll-/ Wälzbewegung T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 52 Normen 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen Z DIN EN ISO 4263-3: 2011-02 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung des Alterungsverhaltens von inhibierten Ölen und Flüssigkeiten unter Anwendung des TOST-Verfahrens - Teil 3: Wasserfreies Verfahren für synthetische Druckflüssigkeiten (ISO 4263-3: 2010); Deutsche Fassung EN ISO 4263-3: 2010 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 4263-3: - 2016-05 DIN EN ISO 4263-3: 2016-05 Print: 102,30 EUR/ Download: 94,10 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung des Alterungsverhaltens von inhibierten Ölen und Flüssigkeiten unter Anwendung des TOST-Verfahrens - Teil 3: Wasserfreies Verfahren für synthetische Druckflüssigkeiten (ISO 4263-3: 2015); Deutsche Fassung EN ISO 4263-3: 2015 Petroleum and related products - Determination of the ageing behaviour of inhibited oils and fluids using the TOST test - Part 3: Anhydrous procedure for synthetic hydraulic fluids (ISO 4263-3: 2015); German version EN ISO 4263-3: 2015 Ersatz für DIN EN ISO 4263-3: 2011-02 Gegenüber DIN EN ISO 4263-3: 2011-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Überarbeitung der Berechnung in Abschnitt 9; b) Aufnahme von HETG in den Anwendungsbereich; c) Entfernung von HFDR aus dem Anwendungsbereich. Dieser Teil von ISO 4263 legt ein Verfahren zur Bestimmung des Alterungsverhaltens von synthetischen Druckflüssigkeiten der Klassen HFDU, HEES, HEPG und HETG, die z. B. in ISO 12922 und ISO 15380 definiert sind, fest. Die Alterung wird beschleunigt durch die Anwesenheit von Sauerstoff und Metall-Katalysatoren bei erhöhten Temperaturen, und die Alterung der Flüssigkeit wird über die Änderung der Säurezahl verfolgt. Andere Teile von ISO 4263 legen ähnliche Verfahren für die Bestimmung des Alterungsverhaltens von Mineralöl und spezifizierten Klassen von schwerentflammbaren Flüssigkeiten fest, die in hydraulischen und anderen Anwendungen eingesetzt werden. Z DIN EN 12916: 2006-08 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung von aromatischen Kohlenwasserstoffgruppen in Mitteldestillaten - HPLC- Verfahren mit Brechzahl-Detektor; Deutsche Fassung EN 12916: 2006 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 12916: 2016-06 DIN EN 12916: 2016-06 Print: 80,30 EUR/ Download: 73,90 EUR Mineralölerzeugnisse - Bestimmung von aromatischen Kohlenwasserstoffgruppen in Mitteldestillaten - Hochleistungsflüssigkeitschromatographie-Verfahren mit Brechzahl-Detektion; Deutsche Fassung EN 12916: 2016 Petroleum products - Determination of aromatic hydrocarbon types in middle distillates - High performance liquid chromatography method with refractive index detection; German version EN 12916: 2016 Ersatz für DIN EN 12916: 2006-08 Gegenüber DIN EN 12916: 2006-08 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) der Anwendungsbereich umfasst nun Dieselkraftstoffe mit bis zu 30 % (V/ V) Fettsäuremethylester (FAME); b) die Möglichkeit, die Säule rückzuspülen, wurde aufgenommen. Diese Europäische Norm legt ein Prüfverfahren zur Bestimmung des Gehaltes an mono-aromatischen, di-aromatischen und tri+-aromatischen Kohlenwasserstoffen in Dieselkraftstoffen fest, die bis zu 30 % (V/ V) Fettsäuremethylester (FAME) und Mineralöldestillate im Siedebereich zwischen 150 °C und 400 °C enthalten dürfen. Der Gehalt an polycyclischen aromatischen Kohlenwasserstoffen wird als Summe der Gehalte an di-aromatischen und tri+-aromatischen Kohlenwasserstoffen berechnet. Der Gesamtgehalt an aromatischen Kohlenwasserstoffen errechnet sich aus der Summe der individuellen aromatischen Kohlenwasserstofftypen. Z DIN 51554-1: 1978-09 Prüfung von Mineralölen; Prüfung der Alterungsbeständigkeit nach Baader, Zweck, Probenahme, Alterung Zurückgezogen; kein Bedarf mehr. Z DIN 51554-2: 1978-09 Prüfung von Mineralölen; Prüfung der Alterungsbeständigkeit nach Baader, Prüfung bei 110 °C Zurückgezogen; kein Bedarf mehr. Z DIN 51554-3: 1978-09 Prüfung von Mineralölen; Prüfung der Alterungsbeständigkeit nach Baader, Prüfung bei 95 °C Zurückgezogen; kein Bedarf mehr. Z DIN 51575: 2011-01 Prüfung von Mineralölen - Bestimmung der Sulfatasche Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 51575: 2016-06 DIN 51575: 2016-06 Print: 43,50 EUR/ Download: 40,00 EUR Prüfung von Mineralölen - Bestimmung der Sulfatasche Testing of mineral oils - Determination of sulfated ash Ersatz für DIN 51575: 2011-01 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 53 Normen T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 53 Normen 54 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 Gegenüber DIN 51575: 2011-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Einschränkung des Anwendungsbereichs von etwa 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. 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen ZE prEN ISO 3924: 2015-06 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung der Siedebereichsverteilung - Gaschromatographisches Verfahren (ISO/ - DIS 3924: 2015) Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN ISO 3924: 2016- 04 E FprEN ISO 3924: 2016-04 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Siedeverlaufs - Gaschromatographisches Verfahren (ISO/ FDIS 3924: 2016) Petroleum products - Determination of boiling range distribution - Gas chromatography method (ISO/ FDIS 3924: 2016) Ersatz für prEN ISO 3924: 2015-06 1.2.2 ISO-Normen ZE ISO/ DIS 3924: 2015-06 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung der Siedebereichsverteilung - Gaschromatographisches Verfahren Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 3924: 2016-04 E ISO/ FDIS 3924: 2016-04 134,00 EUR Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Siedeverlaufs - Gaschromatographisches Verfahren Petroleum products - Determination of boiling range distribution - Gas chromatography method Vorgesehen als Ersatz für ISO 3924: 2010-02; Ersatz für ISO/ DIS 3924: 2015-06 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen Z DIN ISO 10076: 2001-01 Metallpulver - Ermittlung der Teilchengrößenverteilung durch Schwerkraftsedimentation in einer Flüssigkeit und Messung der Abschwächung (ISO 10076: 1991) Zu Grunde liegende ISO 10076 wurde zurückgezogen, entsprach nicht mehr dem Stand de Technik. Siehe folgenden Beschluss: Resolution 4 - Los Angeles 2015 ISO/ TC 119/ SC 2 unanimously agreed to withdraw ISO 10076 since it is not used in the required number of countries Es sind keine entgegenstehenden Einsprüche zur Zurückziehung der DIN ISO 10076 eingereicht worden. Z DIN 30912-5: 1990-10 Sintermetalle; Sint-Richtlinien (SR); Fügen von Sinterteilen Zurückgezogen; kein Bedarf mehr. E DIN 65122: 2016-06 Print: 72,90 EUR/ Download: 67,00 EUR Luft- und Raumfahrt - Pulver zur Verwendung für die additive Fertigung mit dem Pulverbettverfahren - Technische Lieferbedingungen Aerospace series - Powder for additive manufacturing with powder bed process - Technical delivery specification Erscheinungsdatum: 2016-05-20 Einsprüche bis 2016-07-20 Diese technische Lieferbedingung legt für Anwendungen in der Luft- und Raumfahrt Anforderungen an Metallpulver zur Verwendung für die additive Fertigung mit dem Pulverbettverfahren fest. Diese Norm kann auch für andere Anwendungsgebiete verwendet werden, sofern dies vertraglich geregelt ist. Diese Norm muss in Verbindung mit materialspezifischen Vorschriften angewendet werden, außer wenn in der Bauunterlage, Bestellung oder Vertragsdokumenten andere Festlegungen getroffen sind. 2.1.1.1 Übersetzungen VDMA 23902: 2014-07 42,80 EUR Guideline for fracture mechanical strength assessment of planet carriers made of nodular cast iron EN-GJS- 700-2 for wind turbine gear boxes Leitlinie für den bruchmechanischen Nachweis von Planetenträgern aus EN-GJS-700-2 für Getriebe von Windenergieanlagen 2.1.2 VDI-Richtlinien VDI 2039: 2016-06 199,30 EUR Drehschwingungen im Antriebsstrang - Berechnung, Messung, Reduzierung Torsional vibration of drivelines - Calculation, measurement, reduction Z VDI 2729: 1995-04 Modulare kinematische Analyse ebener Gelenkgetriebe mit Dreh- und Schubgelenken Zurückgezogen, ersetzt durch VDI 2729 Blatt 1: 2016-06 VDI 2729 Blatt 1: 2016-06 174,80 EUR Modulare Analyse ebener Gelenkgetriebe mit Dreh- und Schubgelenken - Kinematische Analyse T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 54 Normen Modular analysis of planar linkages with rotating and sliding joints - Kinematic analysis Ersatz für VDI 2729: 1995-04 Z VDI 3333: 1977-09 Wälzfräsen von Stirnrädern mit Evolventenprofil 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen keine 2.2.2 ISO-Normen ZE ISO 1219-1 DAM 1: 2015-01 Fluid power systems and components - Graphical symbols and circuit diagrams - Part 1: Graphical symbols for conventional use and data-processing applications; Amendment 1 ISO 1219-1 AMD 1: 2016-04 18,20 EUR Fluid power systems and components - Graphical symbols and circuit diagrams - Part 1: Graphical symbols for conventional use and data-processing applications; Amendment 1 Änderung von ISO 1219-1: 2012-06 Z ISO 1340: 1976-08 Stirnräder; Angaben des Bestellers für das gewünschte Zahnrad an den Hersteller Z ISO 1341: 1976-08 Geradkegelräder; Angaben des Bestellers für das gewünschte Zahnrad an den Hersteller E ISO/ DIS 6626-3: 2016-04 65,90 EUR Internal combustion engines - Piston rings - Part 3: Coil-spring-loaded oil control rings made of steel Vorgesehen als Ersatz für ISO 6626-3: 2008-06; Ersatz für ISO/ DIS 6626-3: 2015-04 Z ISO 8579-2: 1993-02 Abnahmebedingungen für Zahnradgetriebe; Teil 2: Begriffsbestimmungen der Schwingungsmessung an Getrieben bei der Abnahme ZE ISO/ DIS 12829: 2014-10 Hydraulic spin-on filters with finite lives - Method for verifying the rated fatigue life and the rated static burst pressure of the pressure-containing envelope Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 12829: 2016- 04 E ISO/ FDIS 12829: 2016-04 65,90 EUR Hydraulic spin-on filters with finite lives - Method for verifying the rated fatigue life and the rated static burst pressure of the pressure-containing envelope Ersatz für ISO/ DIS 12829: 2014-10 E ISO/ FDIS 16656: 2016-04 43,20 EUR Hydraulic fluid power - Single rod, short-stroke cylinders with bores from 32 mm to 100 mm for use at 10 MPa (100 bar) - Mounting dimensions Vorgesehen als Ersatz für ISO 16656: 2004-06 E ISO/ DIS 20015: 2016-04 65,90 EUR Gelenklager - Verfahren für die statische und dynamische Tragzahlberechnung Spherical plain bearings - Method for the calculation of static and dynamic load ratings Einsprüche bis 2016-07-20 3 Vorhaben 3.1 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Mineralölerzeugnisse - Schmierfett und Petrolatum - Bestimmung der Konuspenetration (ISO 2137: 2007); (DIN ISO 2137: 1997-08); NA 062-06-62 AA <06234948> Das Dokument beschreibt mehrere Verfahren zur empirischen Bestimmung der Konsistenz von Schmierfetten und Petrolatum durch Messung der Penetration mit einem Standardkonus und enthält Festlegungen zur Berechnung von Ergebnissen, Angaben zur Präzision und den Prüfbericht. 3.1.1 Zurückziehung: DIN-Normenausschuss Wälz- und Gleitlager (NAWGL) Wälzlager - Wälzlagertoleranzen - Teil 4: Radiale Lagerluft; (DIN 620-4: 2004-06); NA 118-01-04 AA <11800384> 3.1.2 Zurückziehung: DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Prüfung von Schmierstoffen - Gebrauchtfett-Analytik - Anforderungen und Prüfverfahren; NA 062-06-62 AA <06234447> Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Vanadium- und Nickelgehaltes - Wellenlängendispersive Röntgenfluoreszenz-Analyse; (DIN EN ISO 14597: 1999-03); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-12 AA <06234592> 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 Bildungsein- Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 55 T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 55 Normen 56 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 5/ 2016 richtungen (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) 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 T+S_5_16 29.07.16 11: 28 Seite 56