eJournals

Inhalt 1 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 5 V. Krasmik, A. Seibel, J. Schlattmann Tribologische Ordnungsschemata und deren Anwendung (Teil 1) 16 S. Slacik Aircraft turbine engines and helicopter gearboxes wear debris morphology via analytical ferrograph 26 C. Brecher, A. Bartelt, M. Fey, A. Hassis, B. Lehner Einflussfaktoren auf das Reibmoment Öl-Luft-geschmierter Spindellager 31 U. Witzel Biotribologie im Spannungsfeld des Vorbilds natürlicher gleitender Oberflächen und ihrem Ersatz bei technischen Implantaten 38 V. Bouillon Overview of oxidation laboratory tests on industrial lubricants 47 J.C. Evans, T.W. Selby, M. Manning, W. VanBergen An in situ Sampling Study of the Chemistry of Oxidation of an Antioxidant-Treated Base Oil in an Isothermal Bench Test 54 A. Frick, V. Muralidharan, M. Borm Ein neuartiges Kegel-Rotationstribometer zur Untersuchung des Reibverhaltens polymerer Werkstoffe im Linienkontakt 62 R. Bartsch, J. Sumpf, A. Bergmann Grenzbelastung von thermoplastischen Gleitkontakten am Beispiel von POM - PE Paarungen Aus Wissenschaft und Forschung 2 Veranstaltungen 3 Produktion von Ölen und Fetten 53 Impressum 69 Nachrichten Mitteilungen der GfT Mitteilungen der ÖTG 76 Patentumschau 77 Schadensanalyse / Schadenskatalog Zahnräder - Vergütetes Stirnrad 78 Hinweise für Autoren / Checkliste 79 Handbuch der T+S 4.4.4 Schmierung von Wälzlagern 81 Normen Rubriken Aus der Praxis für die Praxis Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Tribologie und Schmierungstechnik 2 18 E 6133 65. Jahrgang www.expertverlag.de Tribologische Ordnungsschemata Aircraft turbine engines and helicopter gearboxes wear debris morphology via analytical ferrograph Einflussfaktoren auf das Reibmoment Öl-Luft-geschmierter Spindellager Biotribologie im Spannungsfeld natürlicher gleitender Oberflächen bei technischen Implantaten Overview of oxidation laboratory tests on industrial lubricants An in situ Sampling Study of the Chemistry of Oxidation of an Antioxidant-Treated Base Oil in an Isothermal Bench Test Ein neuartiges Kegel-Rotationstribometer zur Untersuchung des Reibverhaltens polymerer Werkstoffe im Linienkontakt Grenzbelastung von thermoplastischen Gleitkontakten am Beispiel von POM - PE Paarungen Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology 65. Jahrgang, Heft 2 März / April 2018 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 53 und 37) 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 78). Authors of scientific contributions are requested to submit their manuscripts directly to the editor, Prof. Bartz (see page 78 for formatting guidelines). T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 34 Seite 1 Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Veranstaltungen AC 2 T GfT ÖTG TAE * Anschriften der Veranstalter Austrian Center of Competence for Tribology Viktor-Kaplan-Str. 2, 2700 Wiener Neustadt / ÖSTERREICH, Tel. (+43 26 22) 8 16 00-10, Fax (+43 26 22) 8 16 00-99; E-Mail: office@ac2t.at; www.ac2t.at 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 ► 15.04. - 19.04.18 Phoenix Arizona, USA Corrosion 2018 http: / / nacecorrosion.org/ ► 17.04. - 18.04.18 Stuttgart UNITI Mineralöltechnologie-Forum 2018 http: / / www.uniti.de ► 18.04. - 19.04.18 Kaiserslautern 3 rd Hybrid Materials & Structures 2018 - International Conference on Hybrid Materials and Structures https: / / hybrid2018.dgm.de/ ► 18.04. - 20.04.18 Istanbul TURKEYTRIB’18 2 nd INTERNATIONAL CONFERENCE ON TRIBOLOGY http: / / turkeytribconferences.com/ index.php/ en/ ► 25.04. - 26.04.18 Potsdam Fachtagung Werkstoffe und Additive Fertigung https: / / additive-fertigung-2018.dgm.de ► 14.05. - 18.05.18 Irsee 2 nd HTSMAs 2018 - High Temperature Shape Memory Alloys https: / / htsmas2018.dgm.de/ ► 15.05. - 16.05.18 Györ HU 4. Györer Tribologietagung http: / / www.gytt.hu/ de ► 16.05. - 17.05.18 Ostfildern Kalkulation und Auslegung von Werkzeugen zur Blechbearbeitung TAE* ► 20.05. - 24.05.18 Minneapolis USA STLE 73 rd Annual Meeting & Exhibition http: / / www.stle.org ► 05.06. - 06.06.18 San Sebastián Spanien LUBMAT 2018 www.lubmat.org ► 18.06. - 21.06.18 Uppsala Schweden The 18 th Nordic Symposium on Tribology - NORDTRIB 2018 http: / / nordtrib2018.angstrom.uu.se/ ► 24.06. - 29.06.18 Lewiston ME, USA Gordon Research Conference 2018: Progress in Tribology at the Interface Between Disciplines https: / / www.grc.org/ tribology-conference/ 2018/ ► 26.06. - 28.06.18 Ostfildern Grundlagen der Schmierstoffe und ihre Anwendungen TAE* ► 09.09. - 13.09.18 Wien 12 th European Fluid Mechanics Conference http: / / www.euromech.org/ conferences/ EFMC/ EFMC12 ► 17.09. - 20.09.18 Kuching Sarawak, 6 th Asia International Conference Malaysia on Tribology Asiatrib 2018 http: / / asiatrib2018.mytribos.org/ ► 24.10. - 26.10.18 Bad Staffelstein 5 th CellMat 2018 - Cellular Materials https: / / cellmat2018.dgm.de/ T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 20.03.18 10: 48 Seite 2 Produktion von Ölen und Fetten 3 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Produktion von Ölen und Fetten T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 34 Seite 3 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 6.000 8.000 10.000 12.000 14.000 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 3.000 3.500 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 Öle f. d. Metallbearbeitung (n. wmb.) Maschinenöle 2016 2017 2016 2017 Motorenöle 21.256 t 21.134 t 23.519 t 22.353 t Getriebeöl Kraftfahrzeuge 3.416 t 4.074 t 3.883 t 3.879 t Getriebeöl Industrie 1.789 t 1.845 t 2.162 t 1.997 t Turbinen-, Kompressorenöle 689 t 730 t 662 t 667 t Maschinenöle 1.740 t 2.572 t 2.624 t 2.296 t Hydrauliköl 7.244 t 8.658 t 9.172 t 9.504 t Öle für die Metallbearbeitung (n. wmb.) 3.157 t 3.273 t 4.621 t 3.539 t Öle für die Metallbearbeitung (wmb.) 2.521 t 2.651 t 2.681 t 2.996 t Weißöle (technische und medizinische) 4.961 t 5.008 t 4.313 t 5.279 t Schmierfette 2.742 t 2.548 t 2.909 t 2.619 t Basisöle 14.173 t 13.763 t 11.221 t 13.989 t November Oktober Über die Inlandsablieferungen von Schmierstoffen macht das Bundesamt für Wirtschaft und Ausfuhrkontrolle (BAFA), 65760 Eschborn / Ts, für die Monate Oktober und November von 2016 und 2017 folgende Angaben: Erzeugnis 1.500 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 1.000 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 3.000 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 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 Basisöle Schmierfette wmb. = wassermischbar n. wmb = nicht wassermischbar Werte 2017 in t Werte 2016 in t Werte 2015 in t Werte 2014 in t Werte 2013 in t Anzeigen 4 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Hier könnte auch IHRE Firmen-Information zu finden sein! Wenn auch Sie die Leser von T + S über Ihre aktuellen Broschüren und Kataloge informieren möchten, empfehlen wir Ihnen, diese Werbemöglichkeit zu nutzen. Für weitere Informationen - wie Gestaltung, Platzierung, Kosten - wenden Sie sich bitte an Frau Sigrid Hackenberg, die Ihnen jederzeit gerne mit Rat und Tat zur Verfügung steht. Telefon (0 71 59) 92 65-13 Telefax (0 71 59) 92 65-20 E-Mail: anzeigen@expertverlag.de Internet: www.expertverlag.de Prof. Dr.-In Einführ und Sch Tribologi 2010, 372 (expert Büc Die Einführu Probleme. S Anwender, s optimalen S die Wahl de Inhalt : Allgemeine Zusammenh Schmierstof von Maschi Bedingunge versorgung geschmierte ng. Dr. h. c. W ung in die hmierungs e - Schmiers S., 294 Abb., cherei) ISBN ung in die Tribo Sie wendet sic sondern vor alle chmierstoff aus r Werkstoffpaar Fragen der hänge zwische ffe - Theoretisc nenelementen en - Schmierun und -entsorg en Maschinenele Wilfried J. Ba e Tribolog stechnik stoffe - Anw 142 Tab., 66, 978-3-8169-2 ologie und Schm ch daher nicht em auch an Kon szuwählen, sond rung unter tribol Tribologie n Reibung, Ve che Grundlagen - Schmierung ng 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 Maschinen 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_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 34 Seite 4 1 Problematik und Zielsetzung Im Rahmen der Entwicklung von (komplexen) technischen Produkten wird den tribologischen Aspekten häufig nur eine untergeordnete Beachtung geschenkt. Hierbei wird oft von vornherein auf Standardlösungen/ Fertiglösungen oder auf aus der Vergangenheit bewährte Lösungen zurückgegriffen. Dies kann zur Folge haben, dass die Lösungsvielfalt bereits im Vorfeld eingeschränkt und dadurch gegebenenfalls vorhandenes Potential nicht gänzlich ausgeschöpft wird. Um jedoch der immer stärker zunehmenden Forderung nach energieeffizienten und zuverlässigen Produkten gerecht zu werden, ist es erforderlich, bei der Entwicklung von Lösungen auch alle in diesem Zusammenhang relevanten tribologischen Aspekte sowie Beeinflussungsmöglichkeiten zu betrachten bzw. einzubeziehen. Reibung und Verschleiß sind bekanntlich Systemgrößen und keine Werkstoffeigenschaften, wie zum Beispiel der E-Modul oder die Zugfestigkeit. Typischerweise erfordert jedes tribologische Problem eine gesonderte Betrachtung. Unerfahrenen Produktentwicklern/ Konstrukteuren fehlt oft das Wissen oder die Erfahrung, um beurteilen zu können, welche Einflussfaktoren bei einem tribologischen System besonders wichtig sind bzw. sein können. Daher wären universelle und gleichzeitig ausreichend detaillierte Ordnungsschemata (Systematiken) an Möglichkeiten zur Beschreibung und Beeinflussung der tribologischen Eigenschaften (in erster Linie Reibung und Verschleiß) wünschenswert. Mit solch einem Werkzeug ließen sich dann beispielsweise Lösungsfelder für Teilbereiche konkreter tribologischer Problemstellungen systematisch generieren. In diesem Beitrag soll ein erster Ansatz zur ganzheitlichen Betrachtung und systematischen Auseinandersetzung mit tribologischen Systemen unter Zuhilfenahme von Ordnungsschemata geschaffen werden. Ist erst einmal eine ganzheitliche Systembetrachtung gegeben, so Aus Wissenschaft und Forschung 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Tribologische Ordnungsschemata und deren Anwendung (Teil 1) V. Krasmik, A. Seibel, J. Schlattmann* Eingereicht: 17. 7. 2017 Nach Begutachtung angenommen: 15. 9. 2017 Bei der Entwicklung neuer oder der Optimierung bestehender Produkte werden tribologische Aspekte häufig nur nachrangig behandelt. Für den Produktentwickler wäre ein ganzheitlicher Überblick an Beschreibungs- und Einflussmöglichkeiten von Tribosystemen wünschenswert. Im ersten Teil dieses Beitrags werden daher zunächst die wesentlichen Bestandteile eines Tribosystems durch Ordnungsschemata beschrieben. Im zweiten Teil werden die Anwendung und der Nutzen der Ordnungsschemata anhand der Ableitung einer tribologischen Lösung auf der Modellebene veranschaulicht. Schließlich wird die Lösung mittels eines exemplarischen Modellprüfsystems experimentell überprüft und diskutiert. Schlüsselwörter Tribologie, tribologische Ordnungsschemata, tribologische Lösungen, Produktentwicklung When developing new or optimizing existing products, tribological aspects are often handled subordinately. For the development engineer, an integrated overview with possibilities to describe and influence tribosystems would be desirable. For this reason, in the first part of this contribution, the essential elements of a tribological system are described in terms of classification schemes. In the second part, the application and the benefit of the classification schemes are demonstrated by deriving a tribological solution on the model level. Finally, using an exemplary model test setup, the solution is experimentally verified and discussed. Keywords Tribology, tribological classification schemes, tribological solutions, product development Kurzfassung Abstract * Dipl.-Ing. Viktor Krasmik Dr.-Ing. Arthur Seibel Professor Dr.-Ing. habil. Josef Schlattmann Technische Universität Hamburg (TUHH) Arbeitsbereich Anlagensystemtechnik und methodische Produktentwicklung (AmP) 21073 Hamburg Anmerkung: Der vorliegende Beitrag enthält Auszüge aus dem aktuellen Promotionsvorhaben von V. Krasmik. T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 34 Seite 5 3 Tribologische Ordnungsschemata Tribologische Systeme können sehr vielfältig sein. Hierbei lassen sich zahlreiche Zusammenhänge und Beobachtungen mit diversen Abhängigkeiten feststellen. Um die Fülle an Informationen und Erkenntnissen zu überblicken und zielgerichtet nutzen zu können, bedarf es einer Ordnung. Aufbauend auf der systemanalytischen Betrachtungsweise von Czichos und Habig [1] sollen in diesem Kapitel Ordnungsschemata (Systematiken) für einzelne Teilbereiche/ Bestandteile (ordnende Gesichtspunkte) tribologischer Systeme aufgestellt werden. Da Ordnungsschemata, je nach Zielsetzung und Verwendungszweck, sehr vielfältig sein können, soll hier stets die gezielte Unterstützung des Produktentwicklers/ Konstrukteurs bei der systematischen Auseinandersetzung mit tribologischen Systemen hinsichtlich der Ableitung neuer tribologischer Lösungen im Fokus stehen. Merkmale von Ordnungsschemata lassen sich nicht immer eindeutig zuordnen bzw. können unterschiedlichen Ordnungsschemata oder ordnenden Gesichtspunkten zugeordnet werden. Daher stellen die Ordnungsschemata in diesem Beitrag eine mögliche Variante dar. Des Weiteren muss bedacht werden, dass ein Ordnungsschema eine gewisse Vorfixierung (andere Lösungen könnten übersehen werden bzw. die Aufmerksamkeit wird nur auf bestimmte Aspekte fokussiert) darstellt und den Eindruck einer Vollständigkeit vermittelt, die nicht zwangsläufig gegeben sein muss. Die Anwendung von Ordnungsschemata garantiert nicht, dass damit sämtliche Probleme analysiert und gelöst oder dass alle möglichen Lösungen gefunden werden können. Zur Darstellung der Ordnungsschemata wird eine an den morphologischen Kasten (vgl. [7, 8]) angelehnte Form gewählt. Prinzipiell sind auch andere Darstellungsbzw. Ordnungsformen, wie zum Beispiel die hierarchische Klassifikation, möglich. Da mit den Ordnungsschemata unter anderem Produktentwickler/ Konstrukteure angesprochen werden sollen, wird hier auf ein aus der Konstruktionsmethodik bewährtes und erprobtes Werkzeug zurückgegriffen. Damit sollen sowohl die Akzeptanz als auch die einfache Anwendung gewährleistet werden. Darüber hinaus erlaubt die gewählte Form den sofortigen Einsatz, und auch die intuitive Ableitung von Lösungsvarianten wird begünstigt. Die Ordnungsschemata gelten jeweils für einen ordnenden Gesichtspunkt, wie zum Beispiel „Belastung“ (vgl. Bild 3). Abweichend zum üblich bekannten morphologischen Kasten sind in der linken Spalte anstatt der Funktionen die unterscheidenden Merkmale und rechts davon die Merkmalsausprägungen (mit zusätzlicher Abstufung, falls erforderlich) angeordnet. Bei den Merkmalsausprägungen kann es sich um Lösungen, Wirkprinzipien oder beschreibende Eigenschaften handeln. Die unterschied- Aus Wissenschaft und Forschung 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 lassen sich beispielsweise gängige und aus der Produktentwicklung bekannte Methoden, wie zum Beispiel der morphologische Kasten und/ oder die Variation von Merkmalen, anwenden, um zielgerichtet neue und gegebenenfalls innovative tribologische Lösungen abzuleiten oder um bestehende Lösungen bezüglich der tribologischen Eigenschaften zu optimieren. 2 Stand der Technik Zur Auseinandersetzung mit tribologischen Systemen haben Czichos und Habig [1] die Systemanalyse herangezogen. Demnach lässt sich ein tribologisches System allgemein als Struktur mit eingehenden und ausgehenden Größen beschreiben. Wesentliche Bestandteile der Eingangsgrößen sind die operativen Größen (Beanspruchungskollektiv) und die Störgrößen. Die Ausgangsgrößen umfassen Nutzgrößen, Verlustgrößen und gegebenenfalls tribometrische Größen. Die Struktur setzt sich aus Elementen, Eigenschaften und Wechselwirkungen zusammen. Die wesentlichen Bestandteile lassen sich noch weiter aufteilen, wie zum Beispiel die Eigenschaften in Struktur-, Form- und Stoffeigenschaften. Auf dieser Ebene ist es schließlich möglich, Ordnungsschemata mit ausreichendem Detailgrad aufzustellen. Bezüglich verschiedener Gestaltungsrichtlinien beim Konstruieren haben Ehrlenspiel und Meerkamm [2], neben vielen anderen, das „tribologiegerechte Konstruieren“ als mögliche Hauptforderung aufgeführt und verweisen dabei auf das Tribologie-Handbuch von Czichos und Habig [1]. Seiler et al. [3] haben „Design for Friction Reduction“ als DfX(Design for X)-Methode formuliert und drei wesentliche Ansätze zur Reduzierung von Reibung bzw. Erhöhung des Wirkungsgrads von Tribosystemen (am Beispiel eines Wälzlagers) aufgestellt: Reibung vermeiden, Reibung durch konstruktive Maßnahmen reduzieren und Reibung durch Optimierung von Kontaktstellen reduzieren. Seibel [4] hat die neuesten Erkenntnisse auf dem Gebiet der Haftreibung strukturiert und als allgemeine konstruktive Leitregeln formuliert. Ein grundsätzlicher Überblick über mögliche Maßnahmen zur Beeinflussung und Reduzierung von Verschleiß kann [5] entnommen werden. Bei den aufgeführten Maßnahmen handelt es sich um generelle Hinweise. Gezielte Maßnahmen zur Beeinflussung von Verschleißmechanismen wurden in [6] zusammengetragen. Wie der kurze Überblick zum tribologiegerechten Konstruieren zeigt, weisen die konstruktiven Leitregeln/ Richtlinien keine einheitliche Form auf, variieren in ihrem Konkretisierungsgrad und decken nicht das vollständige Gebiet der Tribologie, sondern nur einige wenige Teilbereiche ab. Eine ganzheitliche und systematische Unterstützung des Produktentwicklers/ Konstrukteurs, insbesondere bei der Ableitung neuer und innovativer tribologischer Lösungen, ist damit nicht gegeben. T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 34 Seite 6 lichen Schattierungen der Felder der Merkmalsausprägungen dienen zur Abstufung, so dass die Felder ohne Schattierung den höchsten Detailgrad darstellen. Tribologische Merkmale stellen im Rahmen dieses Beitrags charakteristische Eigenschaften eines Tribosystems dar und können verschiedene Merkmalsausprägungen annehmen. So ist beispielsweise die „Art der Bewegung“ ein Merkmal (vgl. Bild 2), und die dazugehörigen Merkmalsausprägungen sind „Translation“ und „Rotation“. Da Tribosysteme aus mehreren Elementen bestehen, müssen einige Ordnungsschemata (z.B. „Belastung“, vgl. Bild 3) für jedes Element einzeln betrachtet werden. Abweichend zum klassischen Ordnungsschema ist in den nachfolgend aufgezeigten Ordnungsschemata daher eine zusätzliche Zeile vorgesehen, die eine Unterscheidung bezüglich der relevanten Elemente erlaubt. Einige Merkmalsausprägungen sind qualitativer Art (z.B. Art der Belastung: dynamisch, vgl. Bild 3) und erfordern zur vollständigen Konkretisierung eine exakte Angabe bzw. eine quantitative Beschreibung (zur Beschreibung was sich hinter „dynamisch“ verbirgt). Da solch ein Vorgehen den Detailgrad der Ordnungsschemata sehr schnell unübersichtlich machen würde, wird an dieser Stelle auf quantitative Ausprägungen, wie zum Beispiel konkrete Werte für Kräfte oder die Dauer, verzichtet. Bei der Auseinandersetzung mit konkreten Tribosystemen sollten jedoch alle Merkmale, sofern bekannt, so präzise wie möglich beschrieben oder quantifiziert werden, so dass beispielsweise eine Einordnung, Vergleichbarkeit und Reproduzierbarkeit möglich sind. Bei der Aufstellung von Ordnungsschemata können unterschiedliche Detailgrade gewählt werden. Ein niedriger Detailgrad verschafft zwar Überblick, ist aber aus praktischer Sicht (zur konkreten Problemlösung) weniger nützlich. Ein hoher Detailgrad kann zwar für ein spezielles Problem nützlich sein, dafür aber zu unübersichtlich erscheinen. In diesem Beitrag wird ein Detailgrad gewählt, der (anhand der Merkmalsausprägungen) auf eine mögliche Umsetzung schließen lässt, ohne dabei ausgestaltete Lösungen (zur Vermeidung einer Vorfixierung) vorzugeben. Die Inhalte der tribologischen Ordnungsschemata basieren zum Teil auf Standardwerken zum Thema Tribologie (z.B. [1, 9, 10, 11, 12]) und zum Teil auf eigenen Schlussfolgerungen sowie Erfahrungen. In diesem Zusammenhang sind in erster Linie konventionelle Methoden und Hilfsmittel und insbesondere Kollektionsverfahren (z.B. Literaturrecherche, Auswertung von Veröffentlichungen, Auswertung von Normen) zum Einsatz gekommen, bevor dann darauf aufbauend die Ordnungsschemata systematisch aufgestellt wurden. 3.1 Ordnungsschema für ein tribologisches System Wie aus dem Stand der Technik (vgl. [1, 9]) bekannt ist, lässt sich ein Tribosystem aus systemanalytischer Sicht Aus Wissenschaft und Forschung 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Bild 1: Ordnungsschema für die „systemanalytische Beschreibung eines tribologischen Systems“ in Anlehnung an [1, 9] T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 7 sich auf die ganzheitliche Beschreibung und Ableitung neuer tribologischer Lösungen. Nichtsdestotrotz wird eine möglichst neutrale und allgemeine Formulierung sowie Darstellungsform gewählt. Aus Gründen der Übersichtlichkeit wird jedoch an ausgewählten Stellen auf einen hohen Konkretisierungsgrad bewusst verzichtet und auf entsprechende Literatur verwiesen. 3.2 Ordnungsschemata für die Eingangsgrößen 3.2.1 Operative Größen Die operativen Größen (Beanspruchungskollektiv) setzen sich aus der Bewegung und der Belastung zusammen. Bewegung Die grundsätzlichen Elementarformen der Bewegung sind in Bild 2 als Ordnungsschema dargestellt. Die Auflistung dieser Ausprägungen kann in diversen Standardwerken zur Tribologie (z.B. [1]) gefunden werden, so dass dieses Ordnungsschema prinzipiell als vollständig aufgefasst werden kann. • Art: Handelt es sich bei der Bewegung um Translation oder Rotation? • Form: Welche Bewegungsform liegt vor und ist diese gegebenenfalls überlagert (z.B. Wälzen: Gleiten und Rollen)? Aus Wissenschaft und Forschung 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 in seine wesentlichen Bestandteile aufgliedern. In Anlehnung daran ist in Bild 1 ein Ordnungsschema für die systemanalytische Beschreibung eines tribologischen Systems aufgezeigt. Die schattierten Bestandteile stellen ordnende Gesichtspunkte dar. Die Funktion von Tribosystemen kann bezüglich drei Funktionsklassen (energie-, stoff- und informationsumsetzend) differenziert werden. Die konkreten Funktionen sind im Wesentlichen leiten/ führen, übertragen/ wandeln und hemmen/ halten von Kräften/ Drehmomenten und/ oder Bewegungen. Zur Realisierung der Funktionen wird eine Tribostruktur benötigt, welche sich aus Elementen und deren Eigenschaften zusammensetzt. Die auf die Tribostruktur einwirkenden Eingangsgrößen bewirken Wechselwirkungen zwischen den Elementen, welche ebenfalls ein Bestandteil der Tribostruktur sind. Die aus dem System aufgrund der Wechselwirkungen austretenden Größen sind die Ausgangsgrößen. Aus dem Vergleich diverser Tribosysteme sowie aus der Analyse von tribologischen Studien lässt sich ableiten, welche Bestandteile eines Tribosystems typischerweise variiert werden bzw. in welchem Bereich die größten Unterschiede vorliegen. Daraus kann geschlossen werden, welche Bestandteile am ehesten geordnet bzw. systematisiert werden sollten. Im Bereich der Eingangsgrößen konnten als solche die Bewegung und die Belastung (operative Größen) und im Bereich der Tribostruktur die Eigenschaften (Struktur-, Form- und Stoffeigenschaften) und die tribologischen Prozesse identifiziert werden. Im Bereich der Ausgangsgrößen sind das in erster Linie tribometrische Größen (Reibungs-, Verschleiß- und triboinduzierte Messgrößen). Um die Betrachtung auf die tribologische Prüfung auszuweiten, sollen außerdem auch die generellen Prüfmethoden in Bezug auf die tribometrischen Größen einbezogen werden. Alle anderen Bestandteile sind zwangsläufige Resultate (wie z.B. die Funktionsgrößen), die sich aus der Wechselwirkung der veränderlichen Bestandteile ergeben, und somit nur indirekt beeinflussbar. Für diese Bestandteile (z.B. Störgrößen, Funktionsgrößen, Verlustgrößen) wurde der höchste Detailgrad (keine Schattierung in Bild 1) gewählt, so dass auf ein separates Ordnungsschema verzichtet werden kann. Nachfolgend erfolgt eine Erläuterung der für die wesentlichen Bestandteile eines Tribosystems aufgestellten Ordnungsschemata. Ihre unterscheidenden Merkmale werden in Form von Fragen beschrieben und falls erforderlich näher konkretisiert. Die Inhalte und die Darstellung orientieren sich an der anfangs geschilderten Zielsetzung und konzentrieren Bild 2: Ordnungsschema für „Bewegung“ Belastung Die Bewegung und Belastung bauen aufeinander auf bzw. bedingen sich gegenseitig, wobei bei der Belastung eine elementweise Betrachtung als sinnvoll erscheint. In Bild 3 ist das entsprechende Ordnungsschema aufgezeigt. • Elemente: Welche Elemente sind involviert (elementweise Betrachtung)? • Typ: Um welche Belastung handelt es sich und wie wird diese realisiert? ◦ Grundsätzlich kann der Belastungstyp bezüglich Normallast, Tangentiallast, Temperatur sowie Druck unterteilt werden. ◦Die Tangentiallast kann beispielsweise durch eine T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 8 Weg-, Geschwindigkeits- oder Kraftvorgabe realisiert werden. ◦Durch Mehrfachwahl lassen sich Systeme beschreiben, in welchen sowohl der Grundals auch der Gegenkörper in Bewegung sind (z.B. Zahnradpaarung). ◦Durch die Möglichkeit der Mehrfachwahl wird auch eine zusammengesetzte Belastung (aus Normal- und Tangentiallast, z.B. schräg zur Normalenrichtung angreifende Kraft) berücksichtigt. • Aufprägung: Wird die Last intern (z.B. durch die Gewichtskraft des Grundkörpers) oder extern (z.B. durch eine Spindel) aufgeprägt? • Einleitung: Wird die Last direkt (z.B. direkt am jeweiligen Element) oder indirekt (z.B. über eine elastische Feder) eingeleitet? • Anordnung: Wie ist die Last bezogen auf die Angriffsfläche angeordnet? • Verteilung (Angriffsfläche): Wie ist die Last bezogen auf die Angriffsfläche verteilt (z.B. gleichmäßig, dreiecksförmig, parabelförmig)? • Verteilung (Grenzfläche): Wie ist die Last bezogen auf die Kontaktbzw. Grenzfläche verteilt (setzt die Kenntnis der Kontaktfläche voraus)? • Art: Ist die Last statisch, dynamisch oder stoßartig? • Verlauf: Wie verhält sich die Last über der Zeit oder dem Weg, und gibt es Besonderheiten (z.B. Entlastung bei Zwischenstopps)? • Kontaktbeanspruchung: Wird der Kontakt permanent (fortwährend), zyklisch (mit Unterbrechungen) oder initial (stets neue Fläche) beansprucht? 3.3 Ordnungsschemata für die Tribostruktur 3.3.1 Eigenschaften Die Eigenschaften der Tribostruktur setzen sich aus den Struktur-, Form- und Stoffeigenschaften zusammen. Die Ordnungsschemata sind in den Bildern 4, 5 und 6 aufgeführt. Struktureigenschaften Die Struktureigenschaften (vgl. Bild 4) beschränken sich auf die grundsätzliche Erfassung der tribologischen Struktur als Ganzes. • Elemente: Aus welchen Elementen setzt sich die Struktur zusammen? Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Bild 3: Ordnungsschema für „Belastung“ T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 9 Schiene) oder geschlossene Grenzfläche (z.B. Welle- Buchse)? • Kontaktanzahl: Wie viele (makroskopische) Kontaktstellen liegen insgesamt vor? ◦Das System Rad-Schiene weist beispielsweise prinzipiell einen Kontakt und das System Kugellager mehrere Kontakte auf. Aus Wissenschaft und Forschung 10 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 • Skala: Welcher Dimensionsbereich wird in Betracht gezogen? • Systemart: Handelt es sich um ein offenes (z.B. Fördersystem) oder ein geschlossenes System (z.B. Getriebe)? • Grenzfläche: Handelt es sich um eine offene (z.B. Rad- Bild 4: Ordnungsschema für „Struktureigenschaften“ Bild 5: Ordnungsschema für „Formeigenschaften“ T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 10 Formeigenschaften Die Formeigenschaften (vgl. Bild 5) sind eng an die Kontaktmechanik geknüpft. Vertiefende Ausführungen zu Wirkgeometrien und -flächen für einfache tribologische Modellsysteme können [13] entnommen werden. Für die Betrachtung einfacher elastischer Kontaktprobleme (z.B. Kugel-Platte, Zylinder-Platte, Zylinder-Zylinder) kann vereinfachend die Hertzsche Kontaktmechanik herangezogen werden [12]. • Elemente: Welche Elemente sind involviert (elementweise Betrachtung)? • Bewegung: Welche Elemente sind in Bewegung bzw. wie verhalten sich diese (z.B. Verbleib von Partikeln in der Grenzfläche)? • Anzahl der Elemente: Wie häufig kommen die Elemente vor? • Kontaktanzahl: Wie viele makroskopische Kontaktstellen liegen pro Element vor? • Geometrie/ Grundform: Durch welche Grundform lassen sich die Elemente approximieren? • Kontaktart: Welche Kontaktart liegt vor? • Kontaktform: Welche Kontaktform (Schmiegung) liegt vor? • Eingriffsverhältnis: Wie ist das Verhältnis der Tribokontaktzur Gesamtlauffläche? • Kontaktfläche: Wie verteilt sich die wahre Kontaktfläche bezogen auf die scheinbare Kontaktfläche (z.B. Konzentration am Rand)? • Kontaktspannung: Wie verteilt sich die Kontaktspannung bezogen auf die scheinbare Kontaktfläche (z.B. Konzentration am Rand)? • Achslage/ Orientierung: Wie sind die Hauptachsen der Elemente zueinander orientiert? Stoffeigenschaften Die Stoffeigenschaften (vgl. Bild 6) lassen sich in Volumeneigenschaften, oberflächennahe und weitere Eigenschaften aufgliedern. Grundsätzlich gibt es eine Vielzahl an Stoffeigenschaften, die aufgeführt werden können. Inwiefern diese Eigenschaften tribologisch relevant Aus Wissenschaft und Forschung 11 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Bild 6: Ordnungsschema für „Stoffeigenschaften“ T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 11 werden, zum Beispiel durch eine Veränderung des Beanspruchungskollektivs oder der Tribostruktur. Daher haben tribologische Prozesse in diesem Zusammenhang einen beschreibenden sowie einordnenden Charakter. Typischerweise müssen die tribologischen Prozesse im Rahmen der Triboprüfung (Reibungs- und Verschleißanalyse) mittels geeigneter Prüfmethoden identifiziert werden. Sobald diese bekannt sind, können entsprechende Anpassungen am Beanspruchungskollektiv (falls möglich) oder der Tribostruktur vorgenommen werden. Damit die tribologischen Prozesse gezielt in die gewünschte Richtung (z.B. Flüssigkeitsreibung anstatt Mischreibung) verändert werden können, müssen die relevanten Einflussparameter (kausalen Zusammenhänge) bekannt oder zuvor ermittelt worden sein. In Bild 7 ist das Ordnungsschema für „tribologische Prozesse“ aufgeführt. • Kontaktzustand: In welchem Zustand befindet sich der Kontakt und liegen Besonderheiten (z.B. Vorbelastung) vor? • Reibungsart: Welche Reibungsart (einzeln/ überlagert) herrscht vor? • Reibungszustand: Welcher Reibungszustand liegt vor? • Verschleißart: Welche Verschleißart liegt vor? • Verschleißmechanismus: Welche Verschleißmechanismen treten auf? Da tribologische Prozesse variieren bzw. sich aus unterschiedlichen (zeitlichen) Phasen zusammensetzen können, muss entweder ein konkreter Zeitbereich (z.B. Einlaufphase, stationäre Phase) ausgewählt werden, oder es müssen für die unterschiedlichen Phasen jeweils separate Betrachtungen angestellt werden. Häufig liegen auch Überlagerungen der einzelnen Vorgänge vor, so dass eine klare Abgrenzung nicht immer möglich ist. 3.4 Ordnungsschemata für die Ausgangsgrößen 3.4.1 Tribometrische Größen Da tribometrische Größen keine Nutzgrößen im klassischen Sinne darstellen, werden diese üblicherweise der tribologischen Prüfung zugeordnet bzw. bei der tribologischen Prüfung verwendet. An dieser Stelle werden diese jedoch als Ausgangsgrößen des Tribosystems aufgefasst und daher auch als solche eingeordnet. Zwar kann ein Tribosystem die gewünschten Nutzgrößen aufweisen, allerdings können erst mittels der tribometrischen Größen Aussagen hinsichtlich des Reibungs- und Verschleißverhaltens und damit beispielsweise bezüglich der Gebrauchsdauer oder der Zuverlässigkeit getroffen werden. Anhand der tribometrischen Größen können daher die im Tribosystem auftretenden tribolo- Aus Wissenschaft und Forschung 12 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 sind, lässt sich pauschal nicht beantworten und kann von System zu System stark variieren. In Bild 6 ist eine Auswahl an (wesentlichen) Eigenschaften zusammengetragen, welche jedoch bei Bedarf ergänzt werden sollte. Je umfangreicher die Auswahl ist, desto mehr Systeme lassen sich damit erfassen und desto ganzheitlicher ist das Ordnungsschema. Damit lässt sich dann eine Fülle an Tribosystemen, in denen zum Beispiel der Grund- und der Gegenkörper aus unterschiedlichen Materialien mit gänzlich verschiedenen Eigenschaften bestehen (z.B. Seilreibung, Sandreibung), erfassen. Ein Nachteil der Vielfalt ist, dass damit die Variationsmöglichkeiten ebenfalls zunehmen. Um die Übersichtlichkeit nicht zu verlieren, sollte sich die Variation der Merkmalsausprägungen bei der praktischen Anwendung auf konkrete Teilbereiche innerhalb der tribologisch relevanten Eigenschaften beschränken. Bei Zwischenstoffen (z.B. flüssige Schmierstoffe, Fettschmierstoffe, Festschmierstoffe) ergibt sich beispielsweise durch die zahlreichen Merkmale, wie die Zusammensetzung, die beigemischten Additive, die jeweiligen Anteile sowie die damit verknüpften spezifischen Eigenschaften, eine Vielzahl an Einflussmöglichkeiten, die in einem Ordnungsschema kaum alle erfasst werden können. Daher wird an dieser Stelle auf Ordnungsschemata, die sich mit der Materialwissenschaft und der Werkstofftechnik (Erforschung und Entwicklung von Materialien und Werkstoffen) überschneiden, bewusst verzichtet. • Elemente: Welche Elemente sind involviert (elementweise Betrachtung)? • Material: Aus welchem Material bestehen die Elemente? • Eigenschaften: Welche tribologisch relevanten Eigenschaften liegen vor? ◦Hier muss je nach Anwendung und Relevanz eine entsprechende Auswahl an Eigenschaften getroffen werden. ◦Abhängig vom Zwischenstoff und Umgebungsmedium bedarf es unter Umständen einer entsprechenden Ergänzung der Ausprägungen. 3.3.2 Wechselwirkungen Tribologische Prozesse Die tribologischen Prozesse (Reibungs- und Verschleißvorgänge) sind das Resultat aus den Wechselwirkungen zwischen den Elementen der Tribostruktur unter dem Einwirken des Beanspruchungskollektivs. Zugleich können die Eigenschaften der Tribostruktur durch die Wechselwirkungen beeinflusst und verändert werden. Die in einem Tribosystem ablaufenden tribologischen Prozesse können nur indirekt beeinflusst oder variiert T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 12 gischen Prozesse, zumindest in gewissem Umfang, erfasst und charakterisiert werden. Unter der Berücksichtigung, dass es sich um systemspezifische Kenngrößen handelt, können damit Vorgänge analysiert, Vergleiche durchgeführt oder Tendenzen abgeleitet werden. Tribometrische Größen können jedoch nicht dazu genutzt werden, das Tribosystem direkt zu beeinflussen. Allerdings können sie Rückschlüsse auf die Reibungs- und Verschleißvorgänge geben und somit, neben den Nutzgrößen, als Bewertungsgrößen (z.B. bei einer Merkmalvariation) herangezogen werden. Die entsprechenden Ordnungsschemata dienen daher als eine allgemeine Übersicht (in Anlehnung an einen Katalog), um geeignete und relevante Größen zur tribometrischen Charakterisierung (bezüglich des Reibungs- und Verschleißverhaltens und indirekt hinsichtlich der Tribostruktur oder des Beanspruchungskollektivs) eines tribologischen Systems auszuwählen. Die Ordnungsschemata für die Reibungs-, Verschleiß- und triboinduzierten Messgrößen sind in den Bildern 8, 9 und 10 aufgeführt. Reibungsmessgrößen • Haften: Mit welcher Größe soll das Haften charakterisiert werden? • Gleiten: Mit welcher Größe soll das Gleiten charakterisiert werden? • Weiteres: Gibt es weitere/ systemspezifische Merkmale/ Größen, die zur Charakterisierung herangezogen werden können? Verschleißmessgrößen • Betrag: Mit welcher Größe soll der Verschleißbetrag charakterisiert werden? • Rate: Mit welcher Größe soll die Verschleißrate charakterisiert werden? • Dauer/ Durchsatz: Mit welcher Größe soll die Gebrauchsdauer charakterisiert werden? • Weiteres: Gibt es weitere/ systemspezifische Merkmale/ Größen, die zur Charakterisierung herangezogen werden können? Triboinduzierte Messgrößen Triboinduzierte Messgrößen sind Messgrößen, die indirekt Aufschluss über Vorgänge oder Veränderungen im Tribosystem, bedingt durch tribologische Prozesse, geben können. In geschmierten Systemen können tribologische Prozesse beispielsweise zu Veränderungen der elektrischen Eigenschaften des Schmiermittels führen. Anhand einer Messung der spezifischen elektrischen Leitfähigkeit beispielsweise kann auf den Schmiermittelzustand, wie etwa die Alterung, geschlossen werden. Aus Wissenschaft und Forschung 13 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Bild 7: Ordnungsschema für „tribologische Prozesse“ T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 13 Auf eine Aufschlüsselung der verschiedenen Messgrößen soll an dieser Stelle verzichtet und auf das nachfolgende Ordnungsschema zu „Prüfmethoden“ verwiesen werden. Prüfmethoden Als Ergänzung zum oberen Ordnungsschema zeigt Bild 11 ein (vereinfachtes und vom Messprinzip losgelöstes) Ordnungsschema für „Prüfmethoden“. Auf konkrete Messprinzipien soll an dieser Stelle nicht Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Unter Umständen lassen sich die Veränderungen auch konkreten tribologischen Vorgängen zuordnen. Akustische Emissionen eines Tribosystems können Hinweise auf Oberflächenfehler in der Kontaktfläche (Laufbahn) oder auf reiberregte Schwindungen geben. Typischerweise deuten solche Messgrößen Veränderungen des tribologischen Zustands (Tribozustand) an und können als Indikatoren für Gegenmaßnahmen (z.B. Wartung) dienen. • Tribozustand: Welche prinzipielle Messgröße soll zur Erfassung des Tribozustands herangezogen werden? Bild 8: Ordnungsschema für „Reibungsmessgrößen“ Bild 9: Ordnungsschema für „Verschleißmessgrößen“ Bild 10: Ordnungsschema für „triboinduzierte Messgrößen“ T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 14 näher eingegangen werden. Genauere Ausführungen zu diesem Thema können zum Beispiel [14] entnommen werden. • Elemente: Welche Elemente sind bei der Messung involviert (elementweise Betrachtung)? • Tribologische Prozesse: Welche tribologischen Prozesse sollen erfasst werden? • Messgröße: Welche Messgröße soll erfasst werden? • Messstelle: Wie bzw. an welcher Stelle erfolgt die Messung? • Erfassungsart: Wie werden die Größen erfasst? • Zeitpunkt: Wann erfolgt die Messung? Literatur [1] H. C ZICHOS UND K.-H. H ABIG : Tribologie-Handbuch. Vieweg Verlag, Braunschweig,1992. [2] K. E HRLENSPIEL UND H. M EERKAMM : Integrierte Produktentwicklung. Carl Hanser Verlag, München, 2013. [3] K. S EILER , S. T REMMEL UND S. W ARTZACK : Design for Friction Reduction. In: Krause, D., Paetzold, K. und Wartzack, S. (Hrsg.): Design for X - Beiträge zum 25. DfX-Symposium. Hamburg, 2014, S. 297-312. [4] A. S EIBEL : Konstruktive Maßnahmen zur Reduzierung der Haftreibung in tribologischen Systemen. Konstruktion 68 (2016), Nr. 7-8, S. 72-74. [5] H. P EEKEN : Die tribologisch richtige Konstruktion. VDI- Z 118 (1976), Nr. 5, S. 201-250. [6] K.-H. H ABIG : Grundlagen des Verschleißes unter besonderer Berücksichtigung der Verschleißmechanismen. In: Czichos, H. (Hrsg.): Reibung und Verschleiß von Werkstoffen, Bauteilen und Konstruktionen. Expert Verlag, Grafenau, 1982, S. 53-74. [7] G. P AHL , W. B EITZ , J. F ELDHUSEN UND K.-H. G ROTE : Konstruktionslehre. Springer Verlag, Berlin, 2007. [8] F. Z WICKY : Entdecken, Erfinden, Forschen im morphologischen Weltbild. Droemer Knaur, München, 1966. [9] G FT : GfT-Arbeitsblatt 7: Tribologie. Verschleiß, Reibung. Definitionen, Begriffe, Prüfung. Gesellschaft für Tribologie, Aachen, 2002. [10] B. B HUSHAN : Introduction to Tribology. John Wiley & Sons, New York, 2002. [11] W. J. B ARTZ : Einführung in die Tribologie und Schmierungstechnik. Expert Verlag, Renningen, 2010. [12] K. L. J OHNSON : Contact Mechanics. Cambridge University Press, Cambridge, 1985. [13] H. VON W EINGRABER UND M. A BOU -A LY : Handbuch Technische Oberflächen. Vieweg & Sohn, Braunschweig, 1989. [14] H. C ZICHOS : Handbook of Technical Diagnostics. Springer Verlag, Berlin, 2013. Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Bild 11: Ordnungsschema für „Prüfmethoden“ Teil 2 des Beitrags Tribologische Ordnungsschemata und deren Anwendung erscheint in T+S, Ausgabe 3 2018 T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 15 l liquid p particle (debris) x, y, z coordinates 1.3 Abbreviations A-F Analytical Ferrograph B-M Bichromatic Microscope DLC Diamond-like carbon DM Diamagnetic DR-F Direct Reading Ferrograph e.g. exempli gratia, for example eqn. equation, formula fb for brevity F-G Ferrogram FG Ferrograph FM Ferromagnetic F/ T Foxboro/ Trans-Sonic,Inc. H-B Halogen Bulb of B-M Hg-B Mercury Burner of B-M Mag. Magnification, Magn. Magnetic M-M Magnetomotoric O-I Oblique Illumination PMG Photomicrograph PM Paramagnetic REB Rolling-Element-Bearing Ref. [No.] Reference No. R-L Reflected Light in B-M Sf Spheroid, Spherical debris T-L Transmitted Light in B-M WPC Wear Particle Concentration WSI Wear Severity Index Aus Wissenschaft und Forschung 16 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 1. Nomenclature 1.1 Symbols B [T], Magn. field induction [T]= [kg.s -2 A -1 ] B x , B y x,y components of B dz/ dt [m.s -1 ], velocity FS [N.m -3 ], Ferrograph Strength, FS = (1/ 2μ o ) ∂/ ∂z (B x2 ) F z [N], magnetomotoric force, F z = [(χ p χ l )/ 2μ 0 ]V p B 2 H [A.m -1 ], Intensity of Magn. field H = B/ μ 0 H x ,H z x, z components of H, L Large Particles Count M [A.m -1 ], magnetization, M p = (χ p / μ 0 )V p .B R [m], radius of a sphere S Small Particles Count S f [N], Stokes‘ viscous friction S f = 6 π.η.R.dz/ dt, [N] t [s], time V p [m 3 ], volume of a particle operator of the gradient = grad =(∂/ ∂ x ,∂/ ∂ y ,∂/ ∂ z ) η [Pa.s], dynamic viscosity ν [cSt], ν = η/ ρ, oil kinematic viscosity, 1 cSt = 1.10 -6 m 2 .s -1 μ 0 permeability of vacuum, μ 0 = 4 π.10 -7 [kg.m.s -2 A -2 ]=[N.A -2 ] ρ [kg.m -3 ], oil density Ø diameter of a sphere, Ø = 2R χ p , χ l [1], susceptibility of the particle & liquid (bulk) 1.2 Subscripts 0 vacuum f friction, flow of oil Aircraft turbine engines and helicopter gearboxes wear debris morphology via analytical ferrograph S. Slacik* Eingereicht: 1. 3. 2017 Nach Begutachtung angenommen: 20. 8. 2017 Since the early 1970, both Analytical and Direct Reading Ferrograph (A-F,DR-F) belong to most powerful diagnostic tools of aircraft engines and airframe systems (hydraulic & rotorcraft gearboxes). Though ferrographic lab procedures are rather time consuming and demand highly trained staff, benefits of their use outweigh costs. The article recalls briefly main principles of A-F & DR-F. Photomicrographs of wear debris circulating in engine (gearbox) with oil are presented and mechanisms of their formation, e.g. adhesive, abrasive & cutting wear, rolling friction fatigue & fatigue fracturing, high-speed rubbing are commented. Keywords Analytical Ferrograph, Direct Reading Ferrograph, wear debris, aircraft engines Abstract T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 16 2. Introduction In the early seventies (of the past century) quite new and surprisingly simple technique has been developed which permits separation of ferromagnetic (FM for brevity, fb) wear debris (and, to some degree, paramagnetic (PM, fb) as well) from the sample of aircraft engine lubricating oil and collection of these wear particles onto a glass substrate in such a way that coarse, larger particles (of a more ferromagnetic nature, being of higher susceptibility) appear at one end and the smaller debris (being of less FM nature) at the other one. This technique, called Ferrograph (FG, fb), was developed primarily to needs of air force aircraft jet engines diagnostics. Lately, FG has been sophisticated and involved into widespread use thanks to effort of E.R. Bowen, J.P. Bowen, V.C. Westcott, R.L. Wright from F/ T, W.W. Seifert from Massachusetts Institute of Technology and others, last but no least D.P. Anderson. Author would like to pay a tribute to all of them, but to late Mr. Westcott, who is credited with inventing the Ferrograph, first. 3 Analytical Ferrograph “Ferrograph” comes from latin word ferrum, which translates to English “iron”. FG is the method of ferrous metal wear particles separation from the oil as well as this debris study. Separation of particles from oil is performed in strong (and non-homogeneous, “leaking”) magnetic field. For explanation, see Figure 1, depicting Czech A-F REO1, developed by company REO Amos (REO Trade), Opava. The sample of lubricant, taken from the “representative point” of lubrication system, (having distribution of wear debris typical for whole engine) being homogenized via vivid shaking and diluted with proper solvent, is expelled from the syringe by a piston, slowly proceeding oil forward thr plastic pipe and poured onto plastic substrate, elastically U-bent and put into mount of a slight forward slope. Plastic substrate is a big advantage, as other makes of FG prepare F-Gs on more expensive (and fragile) glass substrate of a non-wet barrier, bounding and directing the liquid flow down the flat substrate. Diluted oil sample is let to flow slowly down the substrate, in a strong cross-oriented high-gradient (“leaking”) magnetic field. The close-up of REO1 F-G substrate mount is shown in Figure 2. Typically, 3 cm 3 of oil sample is diluted with 1 cm 3 of organic solvent to increase debris mobility within the oil. The flowing suspension of debris and liquid is influenced by highly divergent magnetic field. Magnetomotoric (M-M, fb) force attracts primarily FM debris down the substrate accto their size and magnetic properties. Hence, the larger particle and debris of higher susceptibility settle first, smaller at a longer distance from the oil entry. This way A-F sorts debris in oil sample according to their size and material. Only very large PM a/ o even diamagnetic (DM, fb) particles are trapped on F-G a/ o those of a compound FM/ PM a/ o FM/ DM structure, e.g. Figure 3 and 7. Having the sample pumped through and debris deposited on the substrate, the F-G is then fixed with 4 cm 3 of the same organic solvent, pumped in situ through the F-G, washing out remnant of the oil and locking particles where they have settled. Now, giving the thinner time to evaporate, the F-G is prepared and ready for microscopic examination. Today´s AF microscopes are still called “bichromatic” (B-M, fb) as a relic of Foxboro/ Trans- Sonic (F/ T, fb) trademark of 70‘s. In principle, B-M is medicinal microscope of transmitted light with additional horizontal Kőhler illuminator of reflected light. Two independent light sources illuminate F-G. While the beam of transmitted light passes through F-G substrate (and green filter in F/ T B-M) to a high-aperture condenser and eyepiece, the beam of reflected light (in F/ T B- M passed through red filter) is projected down through condenser and objective on the substrate, from which is reflected back to eyepiece. Hence, two-colour, bichromatic, for transparent debris looking green, opaque particles red. In this article, all PMGs were taken via Olympus BX-60 optical B-M, using halogen bulb (H-B, fb) and/ or mercury burner (Hg-B, fb) of some 3-4 domina- Aus Wissenschaft und Forschung 17 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 * Ing. Stanislav Slacik, CSc., ALS Czech Republic, s.r.o., Praha, the Czech Republic F - $ + * - & : $ * Figure 1: Analytical Ferrograph REO1 Figure 2: Close-up of FG REO1 F-G substrate mount T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 17 ∂ FS = (1/ 2μ 0 ) -- (B x2 ), [N.m -3 ] (8). ∂z Common FGs‘ magn. systems manifest their maximum value of FS being typically of the order of circa 250.10 7 N.m -3 next to poles, where the field is most distorted. But, higher above the poles, in situ of the F-G substrate, the M-M force is less. Author had measured the FS (8) in the height of substrate position of REO1 A-F, being of 0,5 .10 7 N.m -3 , Ref.[3], what seems to be not much, but it is still hundred times the gravitation force, acting on a particle. M-M force F z (with negligible help of gravitation) accelerates debris down, against the viscous drag force S f which in the case of Sf can be expressed as: Aus Wissenschaft und Forschung 18 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 ting spectral lines. Light of the Hg-B is brilliant, giving some length of coherence, resulting in high contrast view. Figure 4 depicts two spheroids (Sf, fb) A and B, Ø of circa 0,75 μm. Very minute details can be resolved. Couple of PMGs A1, A2 depict the same Sf and so does the couple B1, B2. The resolution is further enhanced by simultaneous use of iris and field diaphragms, what results in oblique illumination (O-I, fb), note shadows in Figure 4. Former B-M had objectives of low aperture, so all Sfs looked glossy in them. This is seen in Figure 4, as left column (A1, B1) was focused intently below the Sf perimeter. Direct Reading Ferrograph A-F enabled real qualitative insight into wear mode of oil-wetted parts, but at a price of significant time spent by F-G preparation and analysis. Direct Reading Ferrograph (DR-F, fb) as the quantitative wear measuring instrument, emerged several years after A-F. Like in A-F, the sample of lubricating oil is in DR-F diluted with solvent and pumped through transparent (glass) capillary tube in a high-gradient magn. field. M-M force F, acting on a small (one domain) magnet (particle) having magn. moment M due to external magn. field of the induction B can be expressed as: F = M B (1), ref.[1]. Magn. moment: M = (χ/ μ 0 )V p B (2), so the vertical force attracting debris down the substrate, F z , can be written as: F z = (χ/ μ 0 )BV p B = (χ/ 2μ 0 )V p B 2 (3). Considering, that magn. field attracts the mass of oil as well: F z = [(χ p χ l )/ 2μ 0 ]V p B 2 (4). The field is more or less homogenous in the horizontal plane (x,y) and for FM alloys (Fe, Co, Ni, steel) we may put: (χ p χ l ) ≈ χ p (5), so the eqn. (4) can be rewritten into (6): ∂ F z = (χ p / 2μ 0 )V p -- (B x2 ) (6) ∂z It can be shown that for FG performance the value of field induction is as important as its divergence, because: ∂ ∂ -- (B x2 ) = 2B x -- (B x ) (7) ∂z ∂z Let denote the function below as “Ferrograph Strength” (FS, fb): Figure 3: Large non-FM particle sitting on sub-micron FM adhesive wear debris. Two levels of focusing. Mag.500x, R-L: Hg-B, T-L: H-B,O-I. Ref. [2] 2 3 32 Figure 4: Spheroids. Mag.1000x, R-L: Hg-B, T-L off, O-I. Ref. [2] T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 18 S f = 6π.η.R.dz/ dt (9). (Stoke’s law), so the downward velocity of a Sf against the oil can be found, as the particle is accelerated by M-M force until the equilibrium with the growing drag is reached: ∂ dz/ dt = (χ p / 12μ 0 πRη)V p. -- (B x2 ) = χ p. V p. (FS) = ∂z = 2χ p. R 2 .(FS)/ 9η (10). Here we used the eqn. of spherical volume, V p = 4πR 3 / 3 (11). From (10) it is clear that for the value of FS, the oil sample viscosity (η), Sf debris size (R) and its material (χ p ), speed of the debris fall is given and so is the distance travelled by debris through capillary before sedimentation on its wall. The more debris precipitated in a tube section, the higher is optical density. Two optical sensors are set, one at the capillary entrance, the other one slightly downstream to get the readings of particles density, settled at each of the two points. First position is of large (L) debris (Ø above circa 5 μm), second of small (S), typically submicron size. Sum of (L+S) is a scale of Wear Particle Concentration (WPC), value of Wear Severity Index, WSI = (L+S).(L-S), a/ o WSI = L 2 - S 2 (12) is the alert signal of any significant wear change. In the case of REO1 and standard NATO Code O-156 oil sample diluted to circa 15 cSt, theoretical falling speed of Ø 5 μm FeO iron oxide Sf is circa 0,1 10 -3 m.s -1 , aluminium Sf of Ø 5 μm falls down by just 0,3 μm per second. That is why PM/ DM debris sediment through all the F-G trace, see Figure 5, marks “ + and x”. REO1 is unique in another feature. Standard F-G, prepared for A-F reasons, may be in DR-F REO21 analysed quantitatively later on. Scanning sensor of REO21 reads optical density of all the F-G sediment trace since its entry to drain exit, see Figure 5. Instead of just two figures (WPC, WSI), sedimentation portrait of the oil sample is obtained. Flow velocity profiles across the channel call for integral averaging, see the picture above (Figure 5). Lower picture - 2 F-Gs of oil sample from helicopter gearbox were made (marks □ and ■), oil from FG drain captured and put for repeated F-G make, now the oil bears no remaining ferrum debris (marks + and x). All FM particles were removed during the first pass through FG. Ref. [4]. Whenever the condition of engine and/ or gearbox deteriorates, both WPC and WSI tend to increase, but WSI often first. Adhesive (rubbing) wear Mild adhesive wear is the most beneficial wear mode of oil-wet parts. After Beilby layer formation during break-in, only adhesive wear debris is produced by engine in a good condition. Adhesive wear debris form on F-G strings parallel to magn. field, see Figure 6 and Figure 3. FM (steel) debris is of 5-20 μm size, clean surface of no oxides and/ or traces of cutting, they are leaves of pure metal, prevailing length to thickness circa 3: 1 or less for small debris and 10: 1 for large. When the engine is overloaded heavily, the size of adhesive debris may shift to 50-200 μm, giving alert of an imminent failure. Adhesive wear is a problem of engine/ gearbox starts & stops when boundary lubrication and/ or even dry rubbing take place. Ingestion of fine sand particles into lubricating system (what is common to turboshafts and/ or turboprops operation, Figure 7) can lead not only to detection of abrasive wear particles, but to growing concentration of adhesive debris as well. As a rule, imme- Aus Wissenschaft und Forschung 19 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Q &(E G Figure 5: REO21 optical density reading. < Strings of FM debris settled accto B x vector Figure 6: Adhesive wear debris. B x Mag.100x, Ref. [2]. Q &(E G T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 19 ling-Element-Bearing (REB, fb) (accompanied by oil starvation) and/ or titanium fire, gross spherical particles may appear in oil. E.g. in Figure 8. For more details, see Ref. [5]. Cutting Wear Cutting wear takes place if one (hard) surface penetrates the other (softer). Such a harder part of the frictional pair appears as result of the oil system pollution by abrasive particles (third-body-problem, discussed above) and/ or via misalignment and/ or fracture somewhere inside the engine/ gearbox structure, see Figure 9. F-G was prepared from the oil sample of a turboprop engine reported to shorten the switch-off run time till stop. A-F confirmed heavy cutting distress inside an engine transmission and recommendation to remove the engine from operations was given. Subsequently the misalignment of the cage against outer ring inside one of transmission REB was revealed in the course of engine overhaul. Cutting wear can evolve as a result of operator´s turbine oil misuse. Figure 10 depicts particle of heavy cutting wear. A-F was applied on oil from foreign air force turbofan REBs lubricated erroneously by oil NATO code O-133 instead of proper O-135. Worsening by hot climate, this resulted in very low oil viscosity (poor lubrication) and engine high wear rate reported as “high iron content in oil”. Other debris of severe sliding wear is in Figure 10. As a rule, such debris is larger than 50 μm, sometimes their surface bears parallel striation imprinted by other surface asperities, e.g. bottom PMG of Figure 11. Fine wires can appear on F-G as result of break-in process when so called Beilby (amorphous shear-mixed) Aus Wissenschaft und Forschung 20 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 diate oil fill change can revert increased wear rate back to normal, mild.If a high-speed adhesive sliding takes place inside an engine, like cage misalignment in Rol- Figure 7: SiO 2 crystal found on F-G PMG Left: Mag.100x, R-L off, T-L: H-B, Right: Mag.500x, Ref.[2]. Figure 8: Large (Ø 20 µm) compound Sf of Fe and Fe-Cu composition, probably steel-bronze. Remnants of oil after turbofan REB destroyed in an oil-starvation. Mag.1000x, (left) & 200x (right) R-L: Hg-B, O-I, T-L off. Ref. [2] and [5]. Figure 9: Cutting wear particles (note the twice curled wire-like particle over 100 µm long, in the center of PMG). Oil from turboprop engine. Mag.1000x, R-L off, T-L: H-B, Ref.[2]. Figure 10: Heavy cutting wear particle, turbine oil misuse. Turbofan engine. Mag.500x, R-L: Hg-B,T-L: H-B, Ref.[2]. T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 20 layer rises in a process resembling fine abrasion, see in Figure 12. Detection of cutting wear debris on F-G is always alerting issue (with exception for fine wires in the course of break-in) and further operation of the engine/ gearbox shall be carefully monitored. Wear via fatigue, Rolling contact fatigue Fatigue, (ftg, fb) which causes pitting, flaking and cavities on a surface of ball and/ or roller bearing (REB, fb), is a subsurface, later surface located phenomenon. Rolling of a rigid body over elastic race induces normal and shear stresses in it, see the scheme at Figure 13. Tensile, compressive and shear stresses can be high enough to leave microplastic strains there. The circa 45° upgoing shear stress τ reaches its maximum in certain depth below the surface of the race. Having collected sufficient number of cycles it is right here, where the fatigue fractures initiates. Microcracks propagate in circa 45° upward. Subsequent detachment of particles from Beilby layer in the front of a crack is the base of Sf generation. Repeated passage of the rolling body over the microcrack forces it to “breathe”, close and open cyclically. Once oil penetrates the crack, high elasto-hydrodynamic pressures slips and shifts walls and tonque of the propagating crack. Debris detached from the naked Beilby layer leaves crack in a form of near perfect Sf, as the sphere is the body of minimum surface-to-volume ratio. The size of observed Sf ranges from a fraction of 1 μm to Ø 15 - 20 μm, but most frequently Sfs of 2 - 3 and/ or 3 - 4 μm in Ø can be found. The Ø of a Sf is related closely to width of fatigue crack, generating them. See Figure 14. Aus Wissenschaft und Forschung 21 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Figure 11: Heavy cutting wear particles, helicopter gearbox of degraded gear oil. Mag.500x, R-L: Hg-B, T-L: H-B, Ref.[2]. Figure 12: Fine wires generated by break-in process. Turboprop engine shortly after overhaul. Mag.1000x, R-L: Hg-B, T-L: H-B, Ref.[2]. Figure 14: Size of Sfs found on F-G. Figure 13: Rolling over elastic plane. T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 21 Finally, “fatigue chunks” appear as fatigue cracks intersect and surface of races and/ or bodies exfoliates. This debris is extremely large (up to 150 μm plus, see Figure 15, 16), connected to last stage of fatigue spalling. Importantly, fatigue chunks are never covered with oxide layers, their surface is metallic, shiny and clear instead, see Figure 16, 17. So is the surface of coarse Sfs, generated during that final stage of fatigue failure, Figure 18. If oxide appears, it is a result of subsequent corrosion induced by traces of water in the oil, e.g. Figure 19. “Laminar particles”, which are very large (150 - 250 μm), arise from elder particle, being passed through the rolling contact once and/ or several times again. They have a form of very thin leaves of clear metal with length-to-thickness ratio up to 50: 1 plus. Many holes and pits on them are the result of “micro-forging” in the rolling contact, e.g. see Figure 19. As fatigue failure of REB proceeds further, the misalignment and mutual rubbing of REB races and cage ge- Aus Wissenschaft und Forschung 22 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 An appearance of Sfs on F-Gs in multiplicity must be taken seriously and oil samples taken more frequently, as pitting (and/ or other fatigue phenomenon) already started. Any rapid increase in a quantity of Sfs shall be understood then as a warning of imminent REB fatigue failure. Figure 15: Fatigue chunks crumbling. Figure 16: Typical ftg chunk of a REB failure. Sf at right corner. + Figure 17: Surface of fatigue chunk due to exfoliation of teeth in turboprop gears. Bright lines are traces of grinding. Mag.200x, R-L: Hg-B polarized, O-I. Figure 18: Sf of Ø 4,0 µm. Mag.1000x, R-L: Hg-B, O-I,Left: Focused on the Sf´s top, Right: Focused by 0,7 µm lower Traces of FeO.Fe2O3 oxide on some facets, most facets clear, shiny. Fe 2 O 3 formation on large Sf Ø 20 m coming from REB races exfoliation, Figure 19: Fatigue chunk debris Mag.400x R-L: H-B polarized, T-L: H-B. T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 22 nerate mixed population of ftg Sfs and cutting-wear debris. E.g. PMG Figure 20, 21. Besides, excessive heat and high shear stress put on a lubricant during highspeed rubbing causes oil matrix polymerization and organic, translucent Sfs creation, e.g. see PMGs at Figure 22, 23. Again, tripolymeric Sf are stable due to minimum surface to their volume. An appearance of tribopolymeric particles is always clear sign of oil distress and need of its change. Some tribopolymeric Sfs are of dark colour and a size close to fatigue metallic Sfs. In such a case the phenomenon of autofluorescence gives the chance to determine whether the Sf is of organic and/ or metallic nature. The F-G is irradiated by ultraviolet excitation light from mercury burner, reflected thr dichroic mirror. According to Stoke´s law, an object on F-G emits visible light of a longer wavelength, specific to its material. This helps to distinguish. E.g. Figure 23. It is possible to distinguish between crystal of silica (SiO 2 ) and a “cuboid”, which is other form of polymeric particles in lubricant. Polymeric cuboids manifest strong fluorescence effect, while silica not, e.g. Figure 24. High-speed sliding frictional contact during rubbing a/ o Titanium fire (Ti-fire, fb) is a mode of large composite Sfs formation, see explaining scheme on Figure 25. Repeated contact and separation at high sliding speed is accompanied by microwelding of surface asperities, followed by braking them so that created Sfs have got a Aus Wissenschaft und Forschung 23 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 3 Figure 23: Autofluorescence effect, 2 polymeric Sfs in plane field of oxides and silica. What seems to be empty spaces at PMG A is 2 polymeric Sfs, Ø 1 and 2µm seen clearly in near-violet spectrum of Hb-B, PMG B. Mag.500x, R-L: Hg-B, through dichroic mirror T-L: H-B. Spheroid Cutting wear debris Tribopolymeric Sf Figure 20: Common appearance of Sf and cuttingwear debris on F-A. Mag.1000x R-L: Hg-B, O-I. 2 Sfs above large cutting wear debris Figure 21: Simultaneous appearance of Sfs and cuttingwear debris. Sample from turbofan with destroyed compressor REB. Upper PMG: Mag.500x, R-L: Hg-B, O-I, Lower PMG: Mag.1000x. Figure 22: Tribopolymeric particles Sf, Ø 3,0 µm left, cylindrical, right, Mag.500x Figure 24: Comparison of a crystal of silica SiO 2 (left) and cuboid in visible (centre) and near-violet light. Mag.500x, R-L: Hg-B thr dichroic mirror. T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 23 labyrinth seal into lubricant. Although “dry” part of the engine failed, evidence of it was clearly imprinted into the oil. Their Ti-Fe chemical composition was confirmed by X-ray fluorescence spectral analysis subsequently. Ti-Fe Sfs have proven that Ti-fire destroyed the engine indeed and their occurrence in the oil of “on-wing” engines gives a red light, prompting to stop their operations. Typical size of Ti-Fe compound Sfs found on F-Gs is 10 to 14 μm, but in some cases lesser, 2 - 6 μm, e.g. given on Figure 26 - 29. The glossy appearance of Sfs on the right PMG of Figure 27 and left of Figure 28 is due to focusing below Sf’s top. Hence, the polished look of Sfs in early B-Ms of rather low objective aperture. First type of a fatique-related particles are pure spheroids, Sfs, alerting of an impending pitting a/ o spallation failure of REB, e.g. in Figure 4. If not halted in time, further operation of an engine/ gearbox can result in a complete and sudden failure of REB via ring spallation, e.g. see in Figure 16. Note that not all Sfs found on F-G are of fatigue wear origin. Many very gross Sfs may come from welding, grinding and other operations applied in engine production and maintenance course. Spallation is result of rolling contact fatique (ftg, fb) fracturing of REB outer/ inner ring which starts with REB races pitting. First warning gives detection of a big number of Sfs on a F-G. So, fatigue spallation debris (as another fatigue-related particle) are debris of flat and glossy appearance with prevailing length to thickness ration of 10 and/ or 20 to 1. On the surface of them defects and pits may be seen (REB race). Their circumfe- Aus Wissenschaft und Forschung 24 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 compound structure, e.g. Fe-Cu, Fe-Zn-Cu, Fe-Ti and so on. See Figure 8, 26, 27, 28, 29. In the Czech skies of 90‘s several cases of Ti-fire had occurred in a fleet of USSR-made turbofan. Rubs between high-pressure spool and internal casings happened in an area of Ti-alloy-made labyrinth sealing, pressurized from compressor. Fires happened on take-off rated engines during aerobatic manoeuvres due to age-related loss of flexural stiffness. All engines burned-out completely in a few seconds, but rub-released Sfs spread to remains of oil system nevertheless, being aspirated through failed (/ '6 . (+ F ( $ + Figure 25: Ti-fire, Oil Starvation high-speed rubbing origin of Sfs. 3 Figure 28: Sf of Ti-fire, Ø 1,5 µm. Two levels of focusing, Hg-B, O-I, Mag.1000x. B is focused just on the Sf´s top. Figure 29: Another Sf of a Ti-fire. PMGs are focused on the top (left), 0.7 (centre) and 1,4 µm (right) below. < Figure 26: Strings of Sfs (laying in accordance with B x ) on F-G. Mag.400x,R-L: H-B Figure 27: Compound Ti-Fe Sf Ø 14 µm born in Ti-fire. Focused on the top (left), below (centre) and on the perimeter (right) Mag.1000x, R-L: Hg-B, O-I, T-L: H-B T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 24 rential shape is random, see in Figure 16, 19. They are released to oil in result of final REB races crumbling in consequence of fatigue pitting. Other typical debris of the end of REB fatigue life are laminar particles, see in Figure 19, 30. These are flat and extremely thin (up to 50 : 1) particles of random perimeter shape typically having through holes and rough surface, as they are formed via cold working (rolling and pressing) through REB passage, see in Figure 16. Although their origin must not be contact fatigue but other wear mechanisms evenly, their number on F-Gs increases sharply with the REB spallation onset. Gearboxes of turboprops & rotorcraft suffer from fatigue exfoliation of gears on the pitch line, e.g. in Figure 17. As rolling/ sliding of gear teeth is of rather complicated kinematics they generate broad band of debris type - from adhesive, sliding and cutting wear particle (as slip between teeth grows with distance from the pitch line) to fatigue fracturing debris (Sfs, fatigue spalls & laminar particles). Teeth come to pure rolling contact just on a pitch line. So after some millions of meshing cycles fatigue takes place finally. Sfs start to appear on F-Gs and as subsurface fractures intersect, the carburized surface starts to exfoliate and crumble into oil as spallation particles in the end. For detailed explanation of fatigue fracturing, see Ref. [5]. References [1] Ilkovic,D: Fyzika, SVTL, Bratislava, 1962. [2] Slacik,S.: Atlas oterovych castic pro ferografii (Ferrography Wear Particle Atlas) REO Trade, Opava, 2010. [3] Slacik,S., Hala,A.: Indukce a intenzita magnetickeho pole v pracovni sterbine ferografu REO1, research report, TLL ACR, Praha, 1995. [4] Slacik,S: Author´s archive. [5] Slacik,S: Spherical Particles Observed in Lubricant of Aircraft Engines by Analytical Ferrography. XVII. ISA- BE, paper No. ISABE-2005-1243, Munich, 2005. Aus Wissenschaft und Forschung 25 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Figure 30: Laminar particle. Note signs of cold working and perforation (in circles) on fatigue spalls as debris pass thr REB repeatedly. See pits & holes. Heligearbox. Mag.1000x, R-L: Hg-B, T-L: H-B, Ref. [2]. Aktuelle Informationen über die Fachbücher zum Thema „Tribologie“ und über das Gesamtprogramm des expert verlags finden Sie im Internet unter www.expertverlag.de Anzeige T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 25 momentes mit Erhöhung der Drehzahl und Last. Das Phänomen dieser Reibmomententwicklung wird in mehreren Quellen erwähnt und teilweise untersucht [1-5]. So kommt [1] zu der Erkenntnis, dass die Reibmomentüberhöhung abhängig von der Drehzahl und Axiallast des Lagers ist. Des Weiteren beschreibt er eine Verschiebung des Phänomens zu höheren Lasten bei steigenden Drehzahlen, was [2] bestätigt. Als einen weiteren Einflussfaktor identifiziert [1] die Schmierstoffmenge. Je weniger Schmierstoff im Lager vorhanden ist, desto geringer fällt die Reibmomentüberhöhung aus. Als mögliche Ursache identifiziert [1] die Planschreibverluste durch die Schmierstoffverdrängung der Wälzkörper. Diese Abhängigkeit kann [2] nicht nachweisen und führt dies auf die von [1,3] beschriebene Abhängigkeit von der Lagergeometrie zurück. Das Phänomen der Reibmomentüberhöhung bei geringen Drehzahlen lässt sich auch in den Ergebnissen von [4] finden. Ein expliziter Erklärungsansatz wird dort aber nicht gegeben. [5] beschreibt Überhöhungen der Lagertemperatur, des Antriebsmomentes und der Verlagerung des Lagers im Aus Wissenschaft und Forschung 26 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Einleitung Bei der Untersuchung Öl-Luft geschmierter Spindellager zeigte sich bei einem Großteil der Untersuchungen im unteren bis mittleren Drehzahlbereich eine deutliche Überhöhung oder ein starkes Schwanken des Reibmomentes, welches sich negativ auf die Temperaturentwicklung im Lager auswirkt. Beim Einsatz der Lager in Hauptspindeln kann diese Temperaturentwicklung zu einer Nichteinhaltung der geforderten Genauigkeiten während der Bearbeitung führen. Das beobachtete Verhalten des Reibmomentes steht im Widerspruch mit dem erwarteten Verhalten eines monoton ansteigenden Reib- Einflussfaktoren auf das Reibmoment Öl-Luft-geschmierter Spindellager C. Brecher, A. Bartelt, M. Fey, A. Hassis, B. Lehner* Eingereicht: 25. 11. 2017 Nach Begutachtung angenommen: 1. 12. 2017 Beim Betrieb von Öl-Luft geschmierten Spindellagern treten unter bestimmten Bedingungen im unteren und mittleren Drehzahlbereich Reibmomentüberhöhungen auf. Diese können zu einer unerwünschten Temperaturentwicklung im Lager und damit, beim Einsatz in einer Werkzeugmaschine, zu einer ungünstigen Verlagerung des Werkzeuges führen. Als eine der möglichen Ursachen werden in der Literatur die Planschreibverluste durch die Schmierstoffverdrängung der Wälzkörper angeführt. Eine Untersuchung des Reibmomentes mit einer Variation der axialen Lagerbelastung, der Schmierstoffmenge und des Luftdrucks der Schmierstoffversorgung unterstützen diese These. Die Ergebnisse der Variation der Wälzkörperanzahl können diese These allerdings nicht stützen. Schlüsselwörter Reibmoment, Spindellager, Öl-Luft-Schmierung, Reibung, Planschreibverluste Oil-air lubricated bearings operating in a low to medium speed range can show an excessive frictional torque. This can lead to a temperature increase of the bearings, which can lead to an unwanted displacement of the tool if the bearings are used in a machine tool. One possible explanation mentioned in literature refers to splashing losses due to the lubricant displacement of the rolling elements. The measurement of the frictional torque during the variation of the axial loading, lubricant quantity and air pressure of the lubrication supply support this theory. The results of the variation of the number of rolling elements, on the other hand, cannot confirm this theory. Keywords Frictional torque, spindle bearing, oil-air lubrication, friction, splashing loss Kurzfassung Abstract * Prof. Dr.-Ing. Christian Brecher, Andreas Bartelt, M.Sc., Dr.-Ing. Marcel Fey, Alexander Hassis, M.Sc., Werkzeugmaschinenlabor WZL der RWTH Aachen, 52074 Aachen Dipl.-Ing. (FH) Bernhard Lehner, Klüber Lubrication München SE & Co. KG, 81379 München T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 26 Drehzahlbereich bis 8.000 1/ min. Diese Überhöhungen verlagern sich mit zunehmender Axiallast zu höheren Drehzahlen. Als Erklärung führt [5] die größere Verdrängungsarbeit durch mehr Schmierstoff im Wälzkontakt an. Die nachfolgende Untersuchung soll die Einflussfaktoren und Ursachen dieses Phänomens weiter hinterfragen und Erklärungsansätze herausarbeiten. Dazu wird das Reibmoment bei einer Variation der axialen Lagerbelastung, der Schmierstoffmenge, des Luftdrucks der Schmierstoffversorgung und der Variation der Wälzkörperanzahl beobachtet. Diese Untersuchung wurde am Werkzeugmaschinenlabor WZL der RWTH Aachen in enger Kooperation mit der Fa. Klüber Lubrication durchgeführt. Prüfstandstechnik Zur Durchführung der hier beschriebenen Versuche wurde der in Bild 1 (links) abgebildete Prüfstand verwendet [1]. Bei diesem Aufbau befinden sich das Prüfwie auch das Stützlager jeweils in hydrostatisch gelagerten Buchsen. Die axiale und radiale hydrostatische Lagerung der Prüflagerbuchse sperrt fünf Freiheitsgrade. Die Rotation um die Wellenachse, der 6. Freiheitsgrad, wird durch einen Biegebalken gefesselt. Über einen auf dem Biegebalken angebrachten Dehnungsmessstreifen erfolgt die Messung des Lagerreibmoments. Die hydrostatische Radiallagerung der Stützlagerbuchse realisiert eine nahezu reibungsfreie Bewegung in axialer Richtung und ermöglicht eine axiale Krafteinleitung über die Stützlagerbuchse, die unabhängig von der kinematischen, kraftbedingten oder thermischen Verlagerung des Prüf- oder Stützlagers ist. Die Kraft wird über einen Hebel mit einer elektromechanisch verfahrbaren Masse erzeugt. Über ein Stahlseil und Umlenkrollen wird die Last, im Bereich von 350 bis 2.750 N, auf die Buchse aufgebracht. Eine Metallbalgkupplung verbindet den Antriebsmotor und die Prüfwelle. Die erreichbaren Drehzahlen liegen im Bereich von 0 bis 35.000 1/ min. Neben der oben beschriebenen Messung des Lagerreibmomentes können die Innen- und Außenringtemperatur des Prüflagers, die radialen Beschleunigungen der Prüflagerbuchse sowie die relative axiale Verlagerung des Innenrings zum Außenring aufgezeichnet werden (s. Bild 1 rechts). Der Prüfstand erlaubt die Untersuchung von Lager mit einem Außendurchmesser von 110 mm und einem Innendurchmesser von 70 mm. Neben der Verwendung von fettgeschmierten Lagern, kann auch eine Öl-Luft-Schmierung der Prüflinge über axiale Schmierdüsen erfolgen. Versuchsdurchführung Zur Klärung der Einflussfaktoren auf das oben beschriebene Phänomen, werden mehrere Versuche auf dem im Vorfeld vorgestellten Einzellagerprüfstand durchgeführt. Als Prüflinge werden Hybrid-Spindellager mit einem Teilkreisdurchmesser von 90 mm verwendet. Die Öl- Luft-Schmierung erfolgt über zwei Düsen, die den Schmierstoff axial in das Lager einbringen. Um die Drehzahlabhängigkeit der Reibmomentüberhöhung zu untersuchen, werden Stufenläufe mit einer Startdrehzahl von 1.000 1/ min und einem Stufensprung von 1.000 1/ min durchgeführt. Im relevanten Drehzahlbereich von 5.000 1/ min bis 15.000 1/ min, ermittelt durch Vorversuche, werden die Stufensprünge auf 200 1/ min reduziert. Die maximale Drehzahl beträgt 25.000 1/ min. Neben dem Drehzahleinfluss wird auch der Einfluss der axialen Lagerbelastung, der Schmierstoffmenge, des Luftdrucks der Schmierstoffversorgung und der Wälzkörperanzahl untersucht. Darüber hinaus werden Versuche mit einer abgewandelten Form des Stufenlaufes durchgeführt. Das Verhalten während des Abbremsens wird überprüft, indem die Drehzahl, ausgehend von der Maximaldrehzahl, stufenweise reduziert wird. In einer weiteren Abwandlung wird das Prüflager zu Beginn jeder Drehzahlstufe kurzzeitig auf 20.000 1/ min beschleunigt. Die kurze Be- Aus Wissenschaft und Forschung 27 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Bild 1: Verwendeter Prüfstand und Messtechnik [1] T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 27 Aus Wissenschaft und Forschung 28 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 schleunigungsphase des Lagers soll überschüssigen Schmierstoff aus der Wälzkörperlaufbahn verdrängen und so die Planschreibarbeit reduzieren. Die verschiedenen Drehzahlprofile sind in Bild 2 dargestellt. Ergebnisse In den meisten Fällen wird zur Beurteilung des Betriebsverhaltens von Wälzlagern die Temperatur am Außenring herangezogen. Auf Grund der Tatsache, dass sich, bedingt durch die geringe Stufendauer, keine Beharrungstemperatur am Außenring einstellt, eignet sich die Außenringtemperatur bei diesen Untersuchungen nicht als Beurteilungskriterium. Stattdessen wird das gemessene und über eine Drehzahlstufe gemittelte Reibmoment verwendet. Eine Variation der Länge der Schmierstoffleitung zeigt keine erkennbaren Auswirkungen auf das Reibmoment des Versuchslagers. Bild 3 zeigt das Reibmoment in Abhängigkeit von der Drehzahl und der Axiallast bei einer Schmiermenge von 480 μl/ h. Eine deutliche Verschiebung des Phänomens bei hohen Lasten zu hohen Drehzahlen hin, wie es [1] beschreibt, ist hier nicht erkennbar. Allerdings verkleinert sich der Drehzahlbereich in dem das Phänomen auftritt mit steigender Axiallast und das maximale Reibmoment steigt an. Einen deutlichen Zusammenhang zwischen dem Reibmoment und der Menge an Schmierstoff im Lager ist in Bild 4 zu erkennen. Das mit zunehmender Schmierstoffmenge ansteigende Reibmoment, lässt sich durch einen Anstieg der Planschreibarbeit erklären. Bild 5 zeigt einen Anstieg des Reibmomentes bei einem zunehmenden Förderluftdruck in der Schmierleitung. Eine mögliche Erklärung dafür könnte sein, dass durch den steigenden Druck mehr Schmierstoff entgegen den Verwirbelungen, verursacht durch die Rotation des Lagers, in die Laufbahn Bild 2: Drehzahlprofil des Stufenlaufes, des umgekehrten Stufenlaufes und des Stufenlaufes mit Beschleunigungsphase vor jeder Stufe Bild 3: Gemitteltes Reibmoment in Abhängigkeit von der Drehzahl bei Variation der Axiallast Bild 4: Gemitteltes Reibmoment in Abhängigkeit von der Drehzahl bei Variation der Schmiermenge bei 1.500 N Axiallast T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 28 befördert werden kann. Dies würde zu einer Erhöhung der Planschreibarbeit und somit zu einem Anstieg des Reibmomentes führen. Weitere Hinweise auf den starken Einfluss der Planscharbeit liefern Bild 6 und Bild 7. So ist beim umgekehrten Stufenlauf (s. Bild 6) die Reibmomentüberhöhung nur bei den mittleren und niedrigeren Lasten zu erkennen. Die durch die hohen Vorspannungen bedingten großen Kontaktflächen und die Tatsache, dass beim Abbremsen, anders als beim steigenden Stufenlauf, der Schmierstoff zum Anfang einer Drehzahlstufe nicht verdrängt werden muss, sorgen für eine deutliche Reduzierung der Planscharbeit. Nicht ganz so stark ausgeprägt, aber deutlich zu erkennen, ist die Reduzierung des Reibmomentes im unteren und mittleren Drehzahlbereich bei einer Beschleunigung des Lagers auf 20.000 1/ min vor jeder Drehzahlstufe (s. Bild 7). Eine mögliche Erklärung dafür ist, dass durch die kurze Beschleunigungsphase der Schmierstoff aus der Laufbahn des Wälzkörpers verdrängt wird. Auch hier zeigen die hohen Vorspannungen einen signifikant ruhigeren Verlauf als die mittleren und niedrigen Vorspannungen. Die Ergebnisse der Untersuchung des Lagers mit halbierter Kugelanzahl und angepasster Vorspannung zeigt Bild 8. Um vergleichbare Kontaktverhältnisse mit den vorangegangenen Untersuchungen zu erhalten, wurde die Vorspannkraft halbiert. Wie im Vergleich mit Bild 3 zu sehen ist, ist keine Abhängigkeit des Drehzahlbereiches in dem die Reibmomentüberhöhung auftritt und der Wälzkörperanzahl zu erkennen. Dies wiederspricht der oben angeführten Vermutung, dass die Reibmomentüberhöhung auf Grund der Verdrängung von Schmierstoff aus der Laufbahn des Wälzkörpers entsteht. Ein Lager mit halbierter Wälzkörperanzahl würde dem Aus Wissenschaft und Forschung 29 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Bild 5: Gemitteltes Reibmoment in Abhängigkeit von der Drehzahl bei Variation des Luftdrucks der Schmierstoffversorgung Bild 6: Gemitteltes Reibmoment in Abhängigkeit von der Drehzahl beim umgekehrten Stufenlauf und Variation der Axiallast Bild 7: Gemitteltes Reibmoment in Abhängigkeit von der Drehzahl beim Stufenlauf mit Beschleunigungsphase vor jeder Stufe bei Variation der Axiallast T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 29 Wälzkörperanzahl, mehr Zeit haben in die Wälzkörperlaufbahn zurückzufließen. Somit müsste sich der Bereich der Reibmomentüberhöhung zu höheren Drehzahlen hin ausweiten. Dies ist hier nicht der Fall. Um eine vollständigere Erklärung dieses Phänomens zu erhalten, wird ein genaueres Wissen über die Menge des Schmierstoffes in der Wälzkörperlaufbahn in Abhängigkeit von der Drehzahl und Last benötigt. Dazu kann als Abschätzung eine zuverlässige Messung der Schmierfilmhöhe über den relevanten Drehzahlbereich herangezogen werden. Literatur [1] Rossaint, J.: Steigerung der Leistungsfähigkeit von Spindellagern durch optimierte Lagergeometrien, RWTH Aachen Diss. Aachen 2014 [2] Brecher, C., Fey, M., Brückner, C., Falker, J.: Überwachung des Betriebszustandes von Wälzlagern mittels akustischer Oberflächenwellen, Sensoren und Messsysteme 2014, Nürnberg, 2014 [3] Baly, H.: Reibung fettgeschmierter Wälzlager. Universität Hannover Diss., Hannover, 2005 [4] Steinert, T.: Das Reibmoment von Kugellagern mit bordgeführtem Käfig, RWTH Aachen Diss. Aachen 1995 [5] Gerlach, J. G.: Verbesserung des tribologischen Systems Spindellager im Hinblick auf kritische Schmierungszustände, RWTH Aachen Diss, Aachen 2014 Aus Wissenschaft und Forschung 30 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Schmierstoff mehr Zeit geben, um wieder in die Laufbahn zu fließen, bevor es vom nächsten Wälzkörper verdrängt wird. Erst bei höheren Drehzahlen, im Vergleich zum voll besetztem Lager, wird der Schmierstoff dauerhaft aus der Laufbahn verdrängt. Aus diesem Grund würde sich der Bereich der Reibmomentüberhöhung zu höheren Drehzahlen hin ausweiten. Zusammenfassung und Ausblick Zur Untersuchung des Phänomens der Reibmomentüberhöhung bei Öl-Luft geschmierten Lager im unteren und mittleren Drehzahlbereich wurde das Reibmoment bei der Variation verschiedener Betriebsparameter gemessen. Zur Untersuchung der Drehzahlabhängigkeit wurde ein Stufenlauf von 1.000 1/ min bis 25.000 1/ min als Drehzahlprofil gewählt. Variiert wurden die axiale Lagerbelastung, die Schmierstoffmenge, der Luftdruck der Schmierstoffversorgung und die Wälzkörperanzahl. Des Weiteren wurden der Einfluss des Abbremsens des Lagers in Form eines Stufenlaufes und der Einfluss einer Beschleunigungsphase auf 20.000 1/ min zu Beginn einer Drehzahlstufe untersucht. Eine Erhöhung der axialen Vorspannung zeigte eine deutliche Eingrenzung des Drehzahlbereiches in dem das Phänomen auftritt. Die Reduzierung der zugeführten Ölmenge führte zu einer deutlichen Reduzierung der Reibmomentüberhöhung, eine Erhöhung des Drucks der Schmierstoffversorgung führte jedoch zu einem deutlichen Anstieg des Reibmomentes im relevanten Drehzahlbereich. Die Untersuchung mit einem Stufenlauf mit sinkender Drehzahl sowie bei einem Stufenlauf mit steigender Drehzahl und einer Beschleunigungsphase vor jeder Drehzahlstufe zeigten eine deutliche Reduzierung der Reibmomentüberhöhung bzw. eine vollständige Unterdrückung bei hohen Vorspannungen. Diese Ergebnisse weisen darauf hin, dass die Reibmomentüberhöhung durch eine Schmierstoffansammlung in der Wälzkörperlaufbahn und damit durch eine erhöhte Planschreibung ausgelöst wird. Dagegen spricht allerdings das Ergebnis der Untersuchung eines Lagers mit halber Wälzkörperanzahl. Durch die reduzierte Wälzkörperanzahl sollte das verdrängte Öl, im Vergleich zu einem Lager mit höherer Bild 8: Gemitteltes Reibmoment eines Lagers mit halber Kugelanzahl in Abhängigkeit von der Drehzahl bei Variation der Axiallast T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 30 Biologische Gleitlager in ihrem allgemeinen Aufbau und ihrer Funktion. Auf stark vaskularisierter Spongiosa, dem weichen Knochen, vorwiegend an den äußeren Enden der Langknochen, den Epiphysen, liegt unterhalb der eigentlichen Gelenkflächen eine lastadaptierte knöcherne Schicht, die subchondrale Lamelle. Auf ihr liegt der Gelenkknorpel, der im Gegensatz zum Faserknorpel als hyaliner Knorpel bezeichnet wird. Hyaliner Knorpel erträgt eine zulässige Druckkraft von p zul = 1,2 N/ mm 2 . Er verliert während der frühen Individualentwicklung seine ernährende Blutversorgung und muss daher durch die Gelenkflüssigkeit versorgt werden. Aus Wissenschaft und Forschung 31 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Biotribologie im Spannungsfeld des Vorbilds natürlicher gleitender Oberflächen und ihrem Ersatz bei technischen Implantaten U. Witzel* Eingereicht: 14. 11. 2017 Nach Begutachtung angenommen: 1. 12. 2017 In einem einleitenden Überblick werden der Aufbau, die anatomischen Grundlagen und Funktionen biologischer Gleitlager beschrieben. Die grundsätzliche Inkongruenz der Gelenke fordert eine Vergrößerung der Kontaktflächen durch leicht verschiebliche Kongruenzhilfen und eine straffe Band- und Muskelführung. Die Synovialflüssigkeit als hocheffektives Ernährungs- und Schmiermittel erfährt bei Gelenkbewegungen eine Volumenverschiebung durch sämtliche Gelenkstrukturen und ermöglicht damit zugleich den Ausscheidungsvorgang der Abbauprodukte. Die einzelnen Spezialisierungen der Gelenke bedingen angepasste Freiheitsgrade zur Realisierung aller notwendigen Skelettbewegungen. In den Gelenken werden alle Knorpeloberflächen durch die jeweilige Gelenkresultierende der zu übertragenden Kräfte senkrecht und damit schubfrei belastet, damit Knorpeleinrisse verhindert werden können. Die unbelasteten Knorpelflächen sind glatt und erhalten unter Belastung durch hydrostatischen Druck eine depotgeeignete Topologie, durch die der Reibungsbeiwert zusätzlich verbessert wird. Abschließend wird die derzeitige und zukünftige Endoprothesenentwicklung aufgezeigt. Schlüsselwörter Gelenkknorpel, Inkongruenz der Gelenkflächen, Gelenkflüssigkeit, biegespannungsfreie Druckstrukturen, Freiheitsgrade von Gelenken, Endoprothesenentwicklung, knöcherner Leichtbau In an introductory overview the structure, the anatomical fundamentals, and functions of biological sliding contact bearings are described. The fundamental incongruence of the joints calls for an expansion of the contact surfaces by means of easily displaceable congruence aids and a tight band and muscular guidance. During joint movements synovial fluid as a highly effective nutrient and lubricant is shifting through all articular lacunae. At the same time it facilitates the removal process of the degradation products. The individual specializations of the joints require adapted degrees of freedom to realize all necessary skeletal movements. In the joints, all the cartilage surfaces are strained perpendicularly and thus thrustfree by the respective joint resultant of the forces to be transmitted, so that cartilage tears can be prevented. The unloaded cartilage surfaces are smooth and change to a depot-suitable topology under hydrostatic compressive load, which additionally improves the coefficient of friction. Finally, the current and future development of endoprostheses is shown. Keywords Articular cartilage, incongruence of joint surfaces, synovial fluid, compression structures without bending stress, degrees of freedom in joints, development of endoprosteses, lightweight construction of bones Kurzfassung Abstract * Prof. Dr.-Ing. Ulrich Witzel, Forschungsgruppe Biomechanik, Institut für Konstruktionstechnik, Fakultät Maschinenbau, Ruhr-Universität Bochum, 44801 Bochum T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 31 Die Inkongruenz der knorpeligen Gelenkflächen würde zu punktuellen Druckspannungsspitzen führen, wenn nicht in jedem Gelenk eine Kongruenzhilfe zur Vergrößerung der jeweiligen Kontaktfläche integriert wäre. Das sind Gelenkzotten bei den Finger- und Zehengelenken, kollagenfaserverstärkte Lippen um Schulter- und Hüftgelenke gelegen, C-förmige Menisken im Kniegelenk (Bild 1) und in jedem Kiefergelenk ein Diskus. Die Gelenke sind durch die Muskulatur trotz ihrer Inkongruenz während der Bewegung straff geführt und durch Bänder gesichert. Nach einer Adduktion (Bild 2) sammelt sich die Synovialflüssigkeit in einer entstehenden Falte der Gelenkkapsel und wird bei der anschließenden Abduktion wieder durch den Gelenkraum hindurch auf die Gegenseite ausgepresst, um die sich dort bildende Gelenkfalte zu füllen. Bei großen Gelenken reichen einfache Gelenkfalten nicht mehr aus. Die Synovia wird in Bursen aufgenommen, die sich in kommunizierender Anordnung durch das Gelenk hindurch wechselseitig füllen und ausgepresst werden (Bild 1a). Diese bewegungsabhängige Volumenverschiebung stellt einen Pumpvorgang für die Synovialflüssigkeit dar, um einerseits die Knorpelernährung im gesamten Kniebinnenraum zu sichern und andererseits Reibung und Verschleiß zu minimieren. Konsequenterweise führt Immobilisation zur Versteifung eines Gelenks. Die reinen biegespannungsfreien Druckstrukturen als knöcherner Leichtbau Der menschliche Stütz- und Bewegungsapparat ist gekennzeichnet durch eine Vielzahl unterschiedlich ausgeformter und nach ihrer Funktion optimierter Knochenstrukturen, die durch Gelenke verbunden sind. Sämtliche Gelenke sind mit ihren Tragstrukturen durch äußere Belastungen und Muskelkräfte beansprucht, die den gesamten Körper in jeder stabilen Position im Gleichgewicht halten. Grundsätzlich verlaufen alle resultierenden Kraftvektoren im knöchernen System durch die Flächenschwerpunkte sämtlicher Querschnittsflächen, insbesondere der Röhrenknochen. Diese biologische Regelleistung wird neurologisch durch Sensoren und Nervenleitungen in Reflexbögen über das Rückenmark bis hin zu Muskelfaseraktivierungen vollbracht und hält dabei das Skelett frei von Biegespannungen. Ingenieurwissenschaftlich betrachtet haben wir hier die Erkenntnis gewonnen, dass im Bereich der Vertebraten, der Wirbeltiere, reine knöcherne Druckstrukturen vorliegen, die absoluten Leichtbau repräsentieren, was energetisch äußerst sinnvoll erscheint. Der beschriebene Druckkraftverlauf durch die Flächenschwerpunkte aller knöcherner Querschnitte bedeutet für die Gelenke einen Kraftverlauf in jeder Gelenkstellung durch ihre Krümmungsmittelpunkte und damit einen senkrechten schubfreien Kraftdurchtritt durch die hyalinen Gelenkknorpelflächen, die nur so im physiologischen Fall ohne Arthrose überdauern. Aus Wissenschaft und Forschung 32 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Biologische Gelenkpartner aus hyalinem Knorpel sind grundsätzlich inkongruent (Bild 1) und besitzen hierdurch keilförmige Gelenkspalte. Mit Hilfe der benetzenden Synovialflüssigkeit erreichen diese Gelenke schon bei geringsten Relativgeschwindigkeiten einen Reibungsbeiwert von 0,002, wie er technisch nur bei hydrodynamischen und hydrostatischen Gleitlagern zu erreichen ist (Bild 4). Die Spalträume der biologischen Gelenke und deren umgebende Gelenkkapseln beherbergen die Synovialflüssigkeit, die von der Synovialmembran, der zottigen Innenauskleidung der jeweiligen Gelenkkapsel gebildet und im ständigen Austausch auch wieder resorbiert wird. Bild 1: Kinematisch geführte Makrobewegungen, Roll-Gleit-Bewegung im Kniegelenk a) Semisagittaler Längsschnitt durch die laterale Kondyle, b) Aufsicht auf das Tibiaplateau, schraffierte Flächen sind Kontaktflächen im Kniegelenk, feinschraffierte Flächen sind Querschnitte der Kreuzbänder b a T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 32 Einteilung der biologischen Gelenke nach Freiheitsgraden mit einem Einblick in das Evolutionsgeschehen Neben Syndesmosen, den bandhaften Verbindungen zweier Knochen durch kollagenes oder elastisches Bindegewebe, gibt es die Diarthrosen, die eigentlichen Gelenke. Von denen kommen die Scharniergelenke mit einem Freiheitsgrad (FG) am häufigsten im Skelettsystem vor. Es sind zunächst die Finger- und Zehengelenke, gefolgt vom Olecranon, dem Kopf des Ellenbogens. Das Olecranon als Mehrflächengleitlager mit Schmiernut (Bild 3b) besitzt einen FG, da weitere FGe durch eine prismenförmige Gleitfläche (Bild 3a, c) und eine Stützfläche des Speichenkopfs (Radiuskopf) verhindert werden. Bemerkenswert ist, dass sich der Radiuskopf, in einem Ligamentring geführt, um 270° drehen kann, um eine ebensolche Drehung der Hand zu ermöglichen (Bild 3c). Gelenke mit zwei FGen finden bei uns seltene Anwendung, z. B. im Sattelgelenk des Daumengrundgelenks. Ein modifiziertes Ellipsoidgelenk, ebenfalls mit zwei FGen, erforschen wir z. Zt. im Schulter- und Hüftgelenk von Plesiosaurus, der als vierflossiger Unterwasserflieger vor 160 Ma lebte. Kondylengelenke, wie in Kniegelenken, weisen mindestens zwei FGe auf, bei Flexion kommt noch ein rotatorischer FG hinzu. Kugelgelenke in den Hüftgelenken und den Schultergelenken besitzen drei FGe, bzw. vier FGe. Die angesprochenen Gelenkformen haben eine ungewöhnlich lange Evolutionsgeschichte. Bei terrestrischen Wirbeltieren konnte ich gerade identische Formen und Funktionen an einem Fund von Bradysaurus feststellen, der vor 263 Ma südlich des Äquators gelebt hatte. Es handelt sich also bei sämtlichen Gelenken um optimierte biologische Entwicklungen, die mindestens über 263 Ma Bestand hatten und uns heute noch dienlich sind. Das Schmier- und Ernährungssystem der Gleitflächen aus hyalinem Knorpel Schmierung und Ernährung von hyalinem Knorpel werden durch die Synovia, einem Dialysat des Blutplasmas, realisiert. Wie bereits ausgeführt, wird sie durch die Synovialmembran in den Gelenkbinnenraum eingeleitet und ständig ausgetauscht. Bei großen Gelenken, z. B. beim Kniegelenk, handelt es sich um ein Volumen von ca. 4 - 6 ml. Da der freie Gelenkraum wesentlich mehr Volumen aufweist, wird er zur Kniescheibe hin durch den sog. Hoffa’schen Fettkörper aufgefüllt, der sich zwischen Synovialmembran und Gelenkkapsel (Membrana fibrosa) befindet (Bild 1). Dieser Fettkörper ist stark durchblutet und mit Nervenfasern und Sensoren versehen. Er wird hierdurch ebenfalls bei Kniebewegungen dazu beitragen, die jeweilige Resultierende sämtlicher Krafteinwirkungen auf das Skelettsystem so zu positionieren, dass optimale Biegespannungsfreiheit eintritt. Die Synovia ist hochviskös und je nach Belastung und Bewegung von unterschiedlicher Viskosität. Bei zunehmender Scherbewegung nimmt die Viskosität ab und die Gelenkreibung verringert sich. Bei steigender Druckbelastung knäulen sich die hochmolekularen Anteile der Synovia zu Kugeln, die sich dann an der Knorpeloberfläche anheften. Sie ist zusammengesetzt aus Proteinen (Eiweiß), Glucose (Traubenzucker), Fetttröpfchen, Hya- Aus Wissenschaft und Forschung 33 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Bild 2: Rechtes Schultergelenk a) die Synovialflüssigkeit befindet sich bei Adduktion in der unteren Gelenkfalte, b) bei 90° Abduktion verschiebt sie sich in die obere Gelenkfalte a b T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 33 In Bild 5a ist eine Umzeichnung einer REM-Aufnahme dargestellt, auf der beispielhaft zwei Chondrozyten über kollagene Fasern fixiert sind. Nahe der Oberfläche eines solchen Knorpelbereichs sind in einer Hauptschubrichtung, z. B. unter einem Meniskus Deckfasern angeordnet. Bei einer leichten Austrocknung der Knorpelober- Aus Wissenschaft und Forschung 34 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 luronsäure (C 14 H 21 O 11 N); sie ist der entscheidende Faktor für die Wasserspeicherung und die Druckbeständigkeit des Knorpels, 0,5 % Mucine (zentrale Proteinkette mit langen Seitenketten aus Polysacchariden), 94 % Wasser. Der pH-Wert liegt im neutralen Bereich von 7,3 - 7,4. Bild 3: Flexions- und Rotationsbewegungen im Ellenbogengelenk, a) Unterarmknochen mit Gelenkflächen b) Schnitt durch das Ellenbogengelenk, Mehrflächengleitlager mit Schmiernut, die in Verbindung mit der Gelenkkapsel steht c) Ringband zur Führung der rotierenden Speiche um 270° und Draufsicht auf die geteilte Gleitfläche des Ellenbogengelenks mit Zuströmnut für die Gelenkflüssigkeit. Bild 4: Hydrostatisches a) und hydrodynamisches Gleitlager b) Reibungsbeiwert = 0.002 a b T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 34 fläche unter dem Mikroskop prägen diese Deckfasern die Oberfläche in einem regelmäßigen Profilbild (Bild 5b). In der physiologischen Situation ist die Knorpeloberfläche natürlicherweise glatt, besitzt jedoch durch die eingebetteten Deckfasern ein Steifigkeitsprofil, das unter Gelenkdruck Schmierrillen ausbilden kann. Schmierrillen, Schmiertaschen und Schmierstoffdepots sind in den Bildern 5c und 6 im Rahmen ihrer technischen Anwendungen bei Gleit- und Verbundgleitlagern ersichtlich. Gleitflächen aus hyalinem Knorpel setzen, wie eingangs ausgeführt, zwingend kommunizierende Reservoire in einem geschlossenen Synovialraum innerhalb einer ebenfalls geschlossenen und stabilen Gelenkkapsel voraus, um einen sicheren Transport und Austausch der Sy- Aus Wissenschaft und Forschung 35 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Bild 5: Gelenkknorpel, a) Chondrozyten, b) angetrocknetes Gelenkknorpel-Präparat mit Deckfaserausprägung, c) Beispiele von Oberflächenstrukturen bei technischen Lagern Bild 6: Mikro- und Makroschmiertaschen, Gleitlager und Metall-Polymer-Verbundgleitlager ggt gleit-technik ag, 2014 a) Gleitelemente mit Festschmierstoffdepots, b) Lageraufbau mit Gleitschicht aus POM mit eingeprägten Schmiertaschen (0,3 - 0,5 mm), mit poröser Schicht aus Sinterbronze (0,2 - 0,35 mm), mit Korrosionsschutzschicht aus Kupfer oder Zinn a b b a T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 35 ration. Wir fanden theoretisch und numerisch den mechanischen Grund in der hohen mechanischen axialen Steifigkeit der Metallschäfte relativ zur knöchernen Diaphyse, die eine Kraftleitung bis in das untere Schaftdrittel erbrachte und erst hier die Krafteinleitung in das Knochenrohr ermöglichte. Proximal verursachte also der Prothesenschaft ein unphysiologisches Stressshielding für den Knochen 1) . Die Folge dieser Untersuchungen war die Entwicklung unserer Gleitlagerprothese 2) , deren Schaft in seiner unteren 2/ 3 Länge ein zylindrisches Loslager besitzt, das keinen axialen Kraftübertritt erlaubt. Der Kraftfluss in den Knochen muss damit proximal in physiologischer Art und Weise erfolgen und verhindert damit jegliche Atrophie. Das Gleitlagerprinzip zur Atrophieverhinderung wird mittlerweile weltweit bei sämtlichen Prothesenschäften in abgewandelter Form realisiert. Die Schäfte sind proximal strukturiert, um zur Kraftübertragung einheilen zu können und distal glatt und poliert, um gegenüber dem Knochen bei einer Hüftgelenkbelastung eine Relativbewegung ohne Axialkraftübertritt und ohne Einheilung ausführen zu können (Bild 7b). Damit hat das Festlager - Loslager - Prinzip der Konstruktionstechnik Anwendung in der Endoprothesenentwicklung gefunden. Aus Wissenschaft und Forschung 36 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 novia zu gewährleisten. Erst dann sind die Ernährung, gute Schmierung mit sehr geringen Reibungsbeiwerten und geringer Verschleiß des hyalinen Knorpels gesichert. Eine Unterbrechung des hydraulischen Synoviasystems z. B. durch eine Abdeckung der Knorpeloberfläche durch ein Implantat, wie es die Bild 7a nach der Implantation einer Duokopfprothese zeigt, führt zur Arthrose in der natürlich belassenen Hüftgelenkpfanne. Eine Hinterhornläsion eines Meniskus im Kniegelenk kann die hintere Gelenkkapsel beschädigen und zu einer Gewebeaussackung, der sog. Baker-Zyste führen 1) . Die damit verbundene Vergrößerung des Synoviavolumens bis zu 400 % führt zu einer entzündlichen Reaktion der Synovialzellen mit einem gleichzeitig verminderten Nährsubstanzgehalt der Synovia. Mit fortschreitender Gelenkentzündung nimmt die Demaskierung der kollagenen Fasern zu mit einhergehender Vergröberung der Knorpeloberfläche. Bei Gelenkpunktaten beobachteten wir ein Absinken des pH-Werts auf < 7. Die Autoren gaben die Empfehlung, Baker-Zysten operativ zu entfernen, um jede Störung des synovialen und hydraulischen Systems des Kniegelenks zu beseitigen. Bis ca. 1990 wurden in der Hüftendoprothetik lange Prothesenschäfte eingesetzt, die größtenteils über ihre gesamte Länge auf ihrer Oberfläche stark strukturiert waren. Das führte p. o. innerhalb eines Jahres zu einer distalen Einheilung (am unteren Ende) und einer proximalen hochgradigen Atrophie und Auslockerung (am oberen Ende) mit der Notwendigkeit einer Wechselope- Bild 7: Hüftendoprothesen, a) endoprothetische Versorgung nach fehlgeschlagener Osteosynthese mit einer Duokopfprothese, bei der eine große Kopfschale dem kleineren eigentlichen Prothesenkopf als Gelenklager dient, b) Totalendoprothese für eine zementfreie Implantation mit einem rauen proximalen Schaftbereich für eine knöcherne Einheilung. Kopf/ Pfannenlager aus Keramik und Polyethylen (Zimmer Biomed) 1) W. K. Krudwig, U. Witzel, Die Baker-Zyste, ein präarthrotischer Faktor? Unfallchirurgie 20 (1994) 1) U. Witzel, Dreidimensionale Spannungsanalyse von Hüftendoprotheseneinbettungen und Synthese einer Gleitlagerprothese als neuartige Verbundprothese, VDI-Berichte Nr. 514, 1984, VDI-Verlag 2) U.Witzel, Zur Biomechanik der Hüftendoprothetik unter besonderer Berücksichtigung der Gleitlagerprothese. In B. Maaz und H. Gierse (Hrsg), Aktueller Stand der zementfreien Hüftendoprothetik, Georg Thieme Verlag (1989) a b T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 36 In der Bild 7b ist ebenfalls das mechanische Hüftgelenk einer Totalendoprothese dargestellt. Es besteht aus dem Prothesenkopf aus Aluminium-Oxid-Keramik mit innerem Morsekonus, über den die Verbindung zum Schaft hergestellt wird. Dieser Kopf artikuliert mit einem Hüftpfanneninlay aus Polyethylen (UHMWPE), das zum äußeren Abriebschutz in eine hemisphärische Titanschale mit Außenstruktur drehsicher eingerastet ist. Während der Entwicklung solcher Totalendoprothesen sind u. a. dynamische Untersuchungen auf Hüftgelenksimulatoren vorgeschrieben. Dabei sind auch Abriebuntersuchungen nach ISO 14242 durchführbar, die bei einer baugleichen Prothese unter 3 kN Belastung z. B. 22 mg/ 10e6 Zyklen PE Abrieb in Bovine Serum ergab 1) . Obwohl die praktizierte Tribologie mit Reibungs-, Schmierungs- und Verschleißforschung bei heutigen Endoprothesenentwicklungen auf wichtigen Erkenntnissen aufbauen kann, bleibt jedoch neben dem Wunsch nach einer dauerhaften Implantat-Knochen-Integration das Ziel einer weiteren Annäherung an die natürlichen Vorgaben der Biotribologie bestehen. Diese Vorgaben sind noch längst nicht erreicht.1980 konnten Endoprothesen 7,5 Jahre im Durchschnitt im Körper verbleiben; heute rechnet man mit 15 Jahren mittlerer Tragzeit bis ein Implantat endgültig versagt. Der operative Austausch von Verschleißmodulen wird propagiert, kann aber nicht die endgültige Lösung sein. Vielmehr sollte das Studium der natürlichen Vorbilder, von denen einige wenige in diesem Beitrag behandelt sind, für uns einen starken Forschungsanreiz geben. Aus Wissenschaft und Forschung 37 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 1) C. Kaddick und M. A. Wimmer, Hip simulator wear testing according to the newly introduced standard ISO 14242, Proc Instn Mech Engrs Vol 215 Part H, 2001 Bestellcoupon Tribologie und Schmierungstechnik „Richtungsweisende Informationen aus Forschung und Entwicklung“ Bestellcoupon (0 71 59) 92 65-20 " T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 37 Viscosity and VI (indicates viscosity-temperature relationship), specific gravity, cloud and pour point - flash, fire and auto-ignition point, aniline point, composition (content of paraffinic, iso-p., naphtenics, aromatics, saturates, sulfur), carbon residue, volatility, air release value, water separability, thermal stability, eco-toxicity and biodegradability,… API (American Petroleum Institute) established five base oil categories based on sulphur and saturates concentrations and VI (Table 1). Group I contains oils that have > 0.03 % sulfur and ≤ 90 % saturates by mass. These oils have a viscosity index in the range of 80-120. Group II and III Oils, on the other hand, have ≤ 0.03 % sulfur and ≥ 90 % saturates by mass. However, they differ from each other in their viscosity index. The viscosity index for Group II Oils Aus Wissenschaft und Forschung 38 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 1. Introduction The technologies and industrial material developments lead the additives and lubricants manufacturers to elaborate higher performance lubricants. One of the key characteristics, besides antiwear and EP resistance, good surface properties, and anti-corrosion protection is the oxidation and thermal stability. There was a need to evaluate the performance of these oils using laboratory bench tests. The thermal and oxidation characteristics can be evaluated by many tests which some are detailed below. This paper relates to the following applications: - Hydraulic fluids - Turbine oils - Compressor oils - Industrial gear oils Even if the control of fluid degradation including physico-chemical characteristics of the fluid as well as the monitoring of anti-oxidant depletion, the presence of degradation’s products is the key to detect early stage of degradation and oxidation in order to avoid problems are the future, the very high quality level and performance of the formulated new oil remains essential. The aim of this paper is to give you an overview of existing laboratory oxidation tests and a guide to select the right test related to the application. 2 Oil composition In an industrial lubrication system, the lubricant is submitted to a lot of constraints like a wide range of temperature, the presence of hot spots, the evaporation and sometimes several top-up; these severe service conditions leads formulators to search for thermo-stable base oils as well as the most efficient additives. 2.1 Base oils Lubricating base oils are mixtures of a large number of chemical compounds and are therefore characterized by the following physico-chemical properties: Overview of oxidation laboratory tests on industrial lubricants V. Bouillon* Eingereicht: 17. 3. 2017 Nach Begutachtung angenommen: 15. 7. 2017 Lubricating oils are very important products without which no equipment or engines can run. This paper focus on a oil key property in industrial systems which is the oxidation resistance and the thermal stability. After a short review of oil composition and the mechanism of lubricant oxidation, the main normalized laboratory tests designed to evaluate this performance are described with reference to national, international or OEM specifications. Keywords BFB, Oxidation, Thermal Stability, Industrial Lubricant, TOST, Pneurop oxidation, Laboratory test Abstract * Vincent Bouillon - Graduated in Chemistry IPL, BfB Oil research IESPM Group, Bruxelles (Belgium) vincent.bouillon@bfblab.com                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                 Table 1: Base oil categories T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 38 ranges from 80-120 and viscosity index for Group III Oils is ≥ 120. In general. Group II, Group III, and Group IV Oils are low in aromatic and unsaturation. Hence, they oxidize at a slower rate than Group I Oils which content a higher concentration in such structures. This is because such structures more readily form hydroperoxides and peroxy radicals that constitute the propagation stage of the oxidation process. Synthetic basestocks (Group V Oils) have oxidation rates that vary because of varying structures. Alkylaromatics, for example, contain aromatic rings, and hence oxidize faster than ester basestocks, which in turn oxidize faster than olefin oligomers (PAOs) that belong to Group IV. Vegetable oils oxidize at a fast rate as well because of the presence of unsaturation. New synthetic fully-saturated bio-based fluids come into force through recent developments. 2.2 Additives Although base oil quality has considerable impact on formulated oils performance, additives are able to improve several existing properties of base oils as well as to give some new. The following properties can be improved by chemical additives: Viscosity VI Pour point Rheological properties at low and high temperatures Friction properties Detergency Dispersancy Oxidation stability Antiwear EP Load-carrying capacity Foaming Water separation characteristics Rusting and corrosion Industrial oils generally do not need detergents and dispersants, since these do not come in contact with the fuel combustion products, but need antirust, antifoam, and oxidation inhibitor along with antiwear and EP additives (wherever these properties are required). The nature of these additives and dosage vary according to the equipment requirement and need to be optimized in every grade. Each lubricant specification has been carefully defined to meet these requirements. This is only possible through the use of suitable chemical additives. A careful selection of the additive combination is therefore necessary in a fully formulated lubricant. Additives exhibit both synergistic and antagonistic effects when used in combination, and this requires careful selection and evaluation. The dosage of each additive in a particular product is of great importance, since this decides the cost and performance of the product. 3. Mechanisms of lubricant oxidation & degradation The process of oxidation includes three stages: initiation, propagation, and termination. During the initiation stage, oxygen reacts with the lubricant to form alkyl radicals (Figure 1). During the propagation stage, these radicals react with oxygen and the lubricant to form peroxy radicals and hydroperoxides. As indicated by the oxygen uptake, hydroperoxides are accumulated during the induction period, after which the autoacceleration of oxidation occurs. Hydroperoxides, either thermally or in the presence of metal, decompose to a variety of additional radicals and oxygen-containing compounds. The oxygen-containing compounds include alcohols, aldehydes, ketones, and carboxylic acids. Aus Wissenschaft und Forschung 39 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Figure 1: From oxidation of lubricants and fuels, ASTM [2] T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 39 Considerable efforts have been expended in the development of better methods to evaluate the oxidation resistance of lubricants. 4.2. Base oils Most of the thermal stability and oxidation tests are dedicated to fully formulated lubricants. Nevertheless, taking into account the wide variety of base oils in terms of chemicals structure and performances, some “soft” tests may be carry out to differentiate the base oils : IP-306: Determination of Oxidation Stability of Straight Mineral Oils This method is designed to give an indication of the oxidation stability of straight, unadditized, mineral oil based lubricants under specific conditions; the test time is reduced to 48 h and either no catalyst or solid copper catalyst is used. The degree of oxidation is expressed as “total oxidation products” (TOP) percent. DIN 51554: Test of Susceptibility to Ageing According to Baader The Baader ageing test is an accelerated oxidation test enabling the probable in-service behavior of various lubricants to be predicted. The Baader test was developed to evaluate mineral oil based hydraulic fluids. However, today it has found wide acceptance in predicting the performance of biodegradable hydraulic fluids. Both vegetable oil (triglyceride) and synthetic ester based fluids are evaluated. This is a non-severe oxidation test in which a copper coil entertain air inside the lubricant at a rate of 25 cycles/ min The test conditions are 72 h 110 °C for insulating oils and synthetic ester hydraulic fluids. For mineral oil hydraulic fluids and vegetable based hydraulic fluids; the conditions are 72 h at 95 °C; these may also be applied to bases oils. At the end of the ageing period, the viscosity of the aged fluid is determined and compared to the original fluid viscosity. The percentage of viscosity increase at 40 °C is reported. 4.3 Turbine oils Oxidation is the most important property of turbine oils, and high oxidation stability means longer lubricant life. Base oils as produced in the refinery do not have sufficient oxidation stability to support turbine oil performance. This property is therefore obtained by the incorporation of antioxidant molecules that functions by interaction with the free radicals produced during the process of hydrocarbon oxidation. Different base oils respond differently to antioxidants and need to be investigated thoroughly before arriving at the turbine oil composition. Oxidation stability of turbine oils is evaluated by the main following methods: Aus Wissenschaft und Forschung 40 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 From these species, polymers, metal carboxylates can be formed; these latter can increase the rate of oxidation due to their catalytic effect. Some metal salts, at low concentration, can act as oxidation inhibitor; this is the case for some copper salts. Some parameters affect the oxidation process profoundly: - The temperature which is supposed to double the rate of oxidation every ten degree centigrade rise. - The wear metals - The presence of water If oxidation is not controlled, lubricant decomposition will lead to oil thickening, sludge formation, and the formation of varnish, resin, deposits, and corrosive acids. 4 Overview of industrial oils oxidation and thermal stability tests 4.1 General overview Numbers and various methods are used to evaluate the thermal stability and anti-oxidant properties; some are specific for a type of lubricants. Nevertheless, all these methods attempt to simulate the oxidation phenomena at various operating conditions and in various mechanical components. They are more or less based on the same principle. The oil ageing depends on: - The thermal stress: temperature and temperature cycle; - The presence of air or oxygen at a specific flow rate or through a static pressure; - The presence of metal catalysts; this may be massive metals or organometallic compounds; - The presence of water; The evaluation of the oxidation stability is determined by the follow-up of some parameters: - The evolution of the characteristics of the fluid (viscosity, acidity, additives depletion, metals concentration from the catalysts, peak area increase (carbonyle peak by IR spectrometry) ; - The volatile acidity; - The evaluation of the corrosion on metal specimen including the weight loss; - The quantification and appearance of insoluble materials coming from oxidation (deposits, sludge, varnish); - The pressure drop as indication for the induction time T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 40 ASTM D 943: Oxidation Characteristics of Inhibited Mineral Oils This method was developed for and is used to determine the oxidation life of inhibited turbine oils (Figure 2, Figure 3). It is now widely used for predicting the oxidation life of anti-wear hydraulic oils, and R&O oils, as well as turbine oils. The test is designed to simulate the conditions found in a typical steam turbine system. The test oil is heated in the presence of copper and iron catalysts, which are typical of the metallurgy found in a steam turbine. Water is added to simulate steam condensate and finally, oxygen is introduced to accelerate the oxidation process. The degree of oxidation is determined by an increase in the acid number of the lubricant oil. The test is conducted in the following manner: 300 mL of test oil, along with catalyst coils of copper and steel are placed into a large glass test tube and placed into a heated bath, maintained at 95° C. 60 millilitres of distilled water is introduced into the test tube. A water-cooled condenser is used to prevent the loss of water vapour during the test. Oxygen is bubbled through the oil sample at a rate of 3 l/ h. Periodic samples of the oil are taken and the acid number is determined. The test is usually concluded when the total acid number (TAN) reaches or increases of 2.0 mg KOH/ g. The number of hours needed is considered to be the “oxidation lifetime” of the oil. This test method is widely used for specification purposes like in ISO 8068, DIN 51515 part 1 L-TD, Siemens TLV 901304, Mitsubishi MS4 - MA - CL 001 002 003, General Electric GEK 107395A,… and is considered useful in estimating the oxidation stability of lubricants. Uninhibited oils will usually fail within 200 h, while high quality oils can exceed 5000 h - 10.000 h. However, it should be recognized that the correlation between this test and actual field performance can vary markedly. It is assumed that the longer the oxidation life is in the D 943 test, the longer the lubricant will perform in the field. It should be noted that the D 943 has an upper life limit of 10 000 h. Values higher than 10 000 h are considered to be nonstandard extensions of the method ASTM D 4310: Determination of the Sludging and Corrosion Tendencies of Inhibited Mineral Oils. This method is a modified alternate to the ASTM D 943 test method, and is used to determine the tendencies of inhibited mineral oils, especially turbine oils, to form sludge during oxidation. The test conditions described under ASTM D 943 are used. After 1000 h, the test is stopped. The oil and water layers are separated and filtered. The weight of insoluble material is determined gravimetrically by filtration of the oxidation test tube content through a 5 micron pore size filter. The amount of copper in the oil, water, and sludge phases can be determined according to any suitable methods. This method is used primarily for specification purposes. Formation of oil insolubles or metal corrosion products during this test may indicate that oil will form insolubles or corrode metals, or both, during field service. However, correlation with field service has not been established. ASTM D 2272: Oxidation Stability of Steam Turbine Oils by Rotating Pressure Vessel Oxidation Test (RPVOT) The RPVOT is a rapid method of comparing the oxidation life of lubricants in similar formulations, in the presence of water and a copper catalyst. This method can be used to evaluate the oxidation characteristics of turbine oils, hydraulic oils, and transformer oils. The test apparatus consists of a pressurized vessel axially rotating at 100 rpm, at an angle of 30° from the horizontal, in a bath maintained at 150 °C. Fifty grams of test oil, 5 g of distilled water, and a freshly polished copper coil are placed into a glass liner, and inserted into the vessel. The vessel is initially pressurized with oxygen to 600 kPa at room temperature. Aus Wissenschaft und Forschung 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Figure 2: TOST apparatus ASTM D 943 Figure 3: TOST glassware & catalyst ASTM D 943 T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 41 ASTM D 943. However, no correlation between this test and the D 943 exists. Oils showing good results in D-943 test could fail in IP 280 test. Both the tests are antioxidant specific. Hindered phenols in adequate amount would show good result in D-943 test at 95 °C but would sublime at 120 °C in the IP 280 test and show poor result. The IP-280 test, therefore, require high-temperature antioxidants. It is, however, possible to design turbine oil by using complex mixtures of antioxidants, which will show up good results in both ASTM and IP tests. FTM 791A - 3462 Panel Coker Test The Panel Coker Test is a method for determining the relative stability of lubricants in contact with hot metal surfaces. The test apparatus consists of a rectangular stainless steel reservoir, inclined 25° from horizontal. The test panel (95 mm by 45 mm) is held in place by a heating element, which is fitted with thermocouple probes to control the temperature of the aluminium or steel test panel. A horizontal shaft, fitted with a series of tines, is positioned above the oil and is rotated at 1000 rpm. During rotation of the shaft, the tines sweep through the test lubricant and lubricant droplets are thrown onto the heated test panel The test panel (Figure 4) is reweighed and the amount of deposit is determined. Weight gain of test panel and the amount of test lubricant consumed during the test are an indication of the lubricant’s performance under high temperature conditions. Many other test methods are dedicated to the evaluation of oxidation stability performance of gas and steam turbine oils as ASTM D 5846, D 6514, … 4.3.1 Aircraft Turbine engine oils The aviation environment offers a very tough condition for the lubricants such as high temperatures, low pressure, very low temperatures, high load, etc. Therefore, spe- Aus Wissenschaft und Forschung 42 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 At 150 °C, the pressure in the vessel increases to approximately 1400 kPa. When oxidation occurs, the pressure drops, and the usual failure point is taken at 175 kPa from the maximum pressure obtained at 150 °C. The results are reported as the induction time which is the number of minutes to reach 175 kPa pressure loss. The RPVOT is favored as a quality control test because it is rapid. The RPVOT result is useful in controlling the continuity of this property for batch-to batch acceptance of production lots, having the same composition. The RPVOT is also useful in determining the remaining oxidation life of in-service systems by charting the original RPVOT value versus subsequent samples of that system. It should be noted that the D 2272 test method is dependent on additive chemistry. No correlation has been established between RPVOT and ASTM D 943 methods neither between actual field services. Mitsubishi specification for heavy-duty turbine oils requires RPVOT (ASTM D 2272) retention value in addition to the ASTM D-943 test. ASTM D 7873: Determination of oxidation stability and insolubles formation of inhibited turbine oils at 120 °C without the inclusion of water (Dry TOST Method) A total of six to eight tubes containing 360 mL of sample without water are heated at 120 °C with oxygen in the presence of an iron-copper catalyst. Each tube is removed over time and the sample is analyzed by Test Method D2272 and the insoluble are measured until the RPVOT residual ratio reaches below 25 %. The criteria is to maintain less than 100 mg/ kg of sludge at a RPVOT value corresponding to 25 percent of the new oil. The 100 mg/ kg limit was determined by MHI (Mitsubishi Heavy Industries) based on field experience with their turbines and hydraulic control systems. IP-280: Determination of Oxidation Stability of Inhibited Mineral Turbine Oils. This method is commonly used for European specifications relating to turbine oils and other hydraulic fluids. This method is technically identical to the CIGRE method “Turbine Oil Oxidation Stability Test.” The test apparatus consists of a suitable size test tube containing 30 g of test oil, plus copper naphthenate and iron naphthenate as soluble catalysts. The sample test tube is placed in a heated bath, 120 °C for 164 h. During the test period, oxygen is bubbled through the oil sample at a rate of 1.0 l/ h. Both the test temperature and the oxygen flow rate must be carefully maintained throughout the test period. The volatile acids, soluble acids, and the sludge are used to calculate the “Total Oxidation Products” (TOP). Because of the relatively short test time, this method is sometimes used as a replacement for the longer running Figure 4: Panel for PCT before and after test FTM 791A-3462 T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 42 cial products are required for these applications. Synthetic oils are usually preferred for severe application. The test method ASTM D4636 is used to give the resistance to oxidation and corrosion tendencies of hydraulic oils, aircraft turbine engine lubricants, and other highly refined oils used in military aircraft and equipment. ASTM D 4636: Standard Test Method for Corrosiveness and Oxidation Stability of Hydraulic Oils, Aircraft Turbine Engine Lubricants and Other Highly Refined Oils. This method is the result of combining Federal test methods 5307.2 and 5308.7. The test method can be used to evaluate mineral oils as well as synthetic fluids. It can be run using dry or moist air, as well as with or without the metal test specimens. There are two basic versions of this test method. Procedure 1 uses “washer” type metal specimens, which include titanium, magnesium, steel, bronze, silver, and aluminium. Procedure 2 uses “square-shaped” metal specimens, which include copper, steel, aluminium, magnesium, and cadmium (Figure 5). The test is conducted in the following manner: The specified amount of test oil, 100 mL or 200 mL, is placed into a large test tube along with the polished and weighed test specimens. The assembled apparatus is weighed and placed into the constant temperature bath. Test temperature can range from 100 °C to 360 °C, for a specified amount of time. At the end of the test period the tube assembly is removed from the bath and the metal specimens are reweighed to determine weight loss, which is an indication of the oil’s corrosiveness. The final viscosity and TAN of the oil is determined. Any sludge remaining in the test tube is determined gravimetrically. This method simulates the environment encountered by fully formulated lubricants in actual service, and uses an accelerated oxidation rate to permit measurable results in a timely manner. Interpretation of results should be done by comparison with data from oils of known field performance. 4.4 Compressor oils Low oxidation and carbon deposit formation is the most important property of reciprocating compressor oil since the oil in these compressors is subjected to severe oxidative and vaporizing conditions in the air discharge system leading to the deposit formation. Thin film of oil or oil droplets come in direct contact with pressurized air in the presence of metal surfaces at high temperature. The oxidation of oil leads to viscosity increase and ultimately producing oil coke (carbon residue). The problem of deposit formation in reciprocating compressors needs specific oil formulation to address two main tests provided in DIN 51506 specification. These are carbon residue of oil after aging at 200 °C in the presence of iron oxide as catalyst and viscosity and carbon residue of the 20 % residue after distillation. In order to meet these two requirements, it is necessary to select base oils having narrow boiling range (so that heavy oils are avoided) and not to blend the products with very low and very high viscosities. This can be controlled by carbon residue of the distilled residue. The oxidation test requirements at 200 °C can be met by selecting high temperature antioxidants based on amines. Mixture of several antioxidants would be useful in meeting oxidation test. Most hindered phenol-based antioxidants do not provide adequate protection at high temperatures. DIN 51352: Pneurop Oxidation This test method is designed to evaluate the oxidation stability of compressor oils, and is used to qualify com- Aus Wissenschaft und Forschung 43 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Figure 5 : Test specimen after ASTM D 4636 test T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 43 chain lengths (thermal decomposition). While some of the chains may vaporize and escape into the atmosphere, others tend to combine with other chains (polymerisation) to form hard, sticky byproducts known as gums, varnish, and other deposits. Thermal stability is a lubricant’s ability to resist breakdown under conditions of high temperatures. Cincinnati Machine (formerly Cincinnati Milacron), a leading manufacturer of machine tools, originally developed this test method to assess the thermal stability of the zinc dialkyl dithiophosphates containing oils that were being used in their equipment. The motivation behind this test was the high cost of warranty claims this manufacturer experienced. The test apparatus consists of a beaker, a copper and steel test rod, and an electric convection oven capable of maintaining 135 °C for 168 h. The copper and steel test rods are polished, weighed, and placed into a beaker of test oil. The rods are arranged in an “X” pattern with a single contact point (Figure 6, Figure 7). The assembled apparatus is placed in the test oven. This method does not involve the use of air or oxygen blowing, nor is any agitation involved. At the end of the test period, the test rods are compared to a reference chart to determine the degree of chemical attack. Ideally, the rods should show little evidence of any discoloration. The oil is evaluated to determine any changes in viscosity, to measure any increase in acid number, and to determine the amount of sludge. This method is widely used for approval purposes and is useful in evaluating the thermal stability of lubricants. It is used primarily for hydraulic oils, but it can also be used to evaluate other industrial fluids. D 2619: Hydrolytic Stability of Hydraulic Fluids (Beverage Bottle Method) This test method covers the determination of the hydrolytic stability of petroleum or synthetic-based hydraulic fluids. Aus Wissenschaft und Forschung 44 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 pressor oils in European manufactured equipment. The test is conducted in the following manner: Ferric (III) oxide is used as a catalyst and is measured into the glass test tube. 40 mL of test oil is then added into the tube. The assembled apparatus is placed in an oil bath or aluminium block at 200 °C, and air is bubbled through the oil mixture at a rate of 15 l/ h. The test is conducted for 24 h. At the end of the test period, the apparatus is allowed to cool and reweighed to determine any evaporation loss. The oxidized oil is then submitted for determination of carbon residue using either the Conradson Carbon Method ASTM D 189, or the Ramsbottom Carbon Method ASTM D 524. The amount of carbon residue formed in the oxidized oil is used to predict field performance. The carbon residue should not exceed 2.5 % for and ISO 46 oil Many tests methods are also applied to compressor oils like DIN 51352/ 1 (IP 48), ASTM D 943, Thermal stability ASTM D 2070. 4.5 Hydraulic Fluids Hydraulic systems offer an ideal condition for thermal and oxidative oil degradation due to the presence of air/ oxygen, higher temperatures, water, and metals. Oil oxidation can generate harmful acids and sludge leading to system failure. These properties are measured by ASTM D-943 (TOST), ASTM D-2272 (RPVOT), ASTM D 5846 and CM heat tests. For ester-based HF, the hydrolytic stability according to ASTM D 2619 can be evaluated. The Baader test may predict the performance of biodegradable hydraulic fluids. D 2070: Standard Test Method for Thermal Stability of Hydraulic Oils At elevated temperatures, the long hydrocarbon chains in mineral oils may break apart into shorter hydrocarbon Figure 6: Thermal stability test ASTM D 2070 Figure 7: Thermal stability test specimen before and after test ASTM D 2070 T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 44 A copper test specimen and 75 g of test fluid plus 25 g of water (or 100 g of a water-containing fluid) are sealed in a pressure-type beverage bottle (Coca bottle which resist to a high pressure). The bottle is rotated, end for end, for 48 h in an oven at 93 °C. Layers are separated and the weight change of the copper specimen is measured. The acid number change of the fluid and acidity of the water layer are determined. This test method differentiates the relative stability of hydraulic fluids in the presence of water under the conditions of the test. Hydrolytically unstable hydraulic fluids form acidic and insoluble contaminants which can cause hydraulic system malfunctions due to corrosion, valve sticking, or change in viscosity of the fluid. The degree of correlation between this test method and service performance has not been fully determined. 4.6 Industrial Gear oils Oxidation of oil at higher temperatures can lead to the formation of sludge and deposits. Viscosity will also increase due to degradation. Sludge and deposits clog oil passages, change heat transfer rates, and deplete additives’ contents. Poor oxidation may thus reduce oil and equipment life. ASTM D-2893 method is used to evaluate oxidation stability of industrial gear oils. The method ASTM D 5763: Oxidation and Thermal Stability Characteristics of Gear Oils Using Universal Glassware is a modification of D 2893. D 2893: Oxidation Characteristics of Extreme Pressure Lubricating Oils This test was developed to measure the high temperature oxidation stability of industrial gear oils. It is important to note that D 2893 was designed to run at 95 °C. However, to meet the requirements of U.S. Steel, and AGMA 9005 (American Gear Manufactures Association), the temperature is elevated to 121 °C. The other test conditions remain unchanged. The test method is designed to measure resistance to oxidation by determining the change in viscosity. In this test, the same glassware required by the D 943 test is used. 300 ml of the test lubricant is measured into the tube. The glass inlet tube from D 943 is used to introduce the air into the test lubricant. The entire assembly is placed in an oil bath at 95 °C, (121 °C). Dry air is bubbled through the sample at 10 l/ h for a period of 312 h. At the end of the test the final viscosity and precipitation number are determined. The appearance of the test tube and oil may be inspected for evidence of oxidation. Aus Wissenschaft und Forschung 45 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                                             Table 2: Parameters and applications of oxidation laboratory tests T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 45 Even if the correlation between oxidation stability test results obtained by bench testing and field testing have not been systematically established, many oxidation and thermal stability tests have been developed by ASTM International; IP, The Institute of Petroleum; DIN, Deutsches Institute für Normung; ISO, International Standards Organization, and other organizations. These tests are designed to evaluate performance of additives and lubricant systems including industrial lubricants. National and international specifications like ISO, DIN, ASTM, SAE as well as OEM specifications, Denison, US Steel, Cincinnati Milacron, Poclain, Vickers, Siemens, Mitsubishi, General Electric, … give limits which are a great help as a guideline in the interpretation of test results. References [1] J. DENIS, J. BRIANT, J.-C. HIPEAUX, 1997, Physicochimie des lubrifiants, analyses et essais. Editions Technip, PARIS [2] Gerald J. Cochrac, Syed Q. A. Rizvi, 2003, Fuels and lubricants handbook - oxidation of lubricants and fuels, chapter 30, ASTM International, West Conshohocken, PA. [3] S.P. Srivastava, 2014, Developments in Lubricant technology, TJ1077.S74, Edition Wiley, India [4] ASTM test methods Aus Wissenschaft und Forschung 46 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Qualifying industrial gear oils give 0-6 % viscosity increase in test. Though unspecified, cleanliness of the glassware is very important for today’s industrial gear oils. It is felt that glassware cleanliness is an indication of the lubricant’s thermal stability 5 Summary The purpose of oxidation testing is to study and evaluate the oxidation and thermal performance of formulated lubricants under severe simulated operating conditions in order to predict the performance of those lubricants in real world applications. There are two essential ways to test lubricants: bench testing and field testing. Bench testing studies performance of lubricants under simulated conditions and field testing predicts lubricant performance in actual equipment. Because of the high costs that are often associated with field testing, bench testing becomes the choice to study and evaluate lubricants. Bench testing can be used as a cost-effective way to evaluate the performance of experimental or new additives and formulated lubricants. It can be used to compare the relative performance of different commercially available lubricants, and finally it can be used to assess the remaining, useful oxidation life of lubricants in service. Field testing can be used to prove the performance of lubricants that have been evaluated in bench tests and have successfully met the bench test criteria. Hier könnte auch IHRE Firmen-Information zu finden sein! Wenn auch Sie die Leser von T + S über Ihre aktuellen Broschüren und Kataloge informieren möchten, empfehlen wir Ihnen, diese Werbemöglichkeit zu nutzen. Für weitere Informationen - wie Gestaltung, Platzierung, Kosten - wenden Sie sich bitte an Frau Sigrid Hackenberg, die Ihnen jederzeit gerne mit Rat und Tat zur Verfügung steht. Telefon (0 71 59) 92 65-13 Telefax (0 71 59) 92 65-20 E-Mail: anzeigen@expertverlag.de Internet: www.expertverlag.de Anzeige T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 46 1 Introduction Today’s dependence on the internal combustion engines for daily transportation, generation of electricity and keeping the wheels of industrial commerce moving forward is an important factor in modern society. It is difficult to conceive civilized life today without the internal combustion engine and the everyday conveniences it provides. The demands placed on modern lubricants to provide quality performance under more stressful operating conditions over longer periods of time are increasing. The power output of modern, smaller, automotive engines has understandably increased engine operating stresses. These stresses - particularly when combined with longer engine oil drain intervals - produce faster and greater oxidation of this critically important lubricant. Modern steam and gas turbines used in electrical power generation expose the turbine to serious and costly lubricant malfunction. Higher temperatures are encountered in bearings, small reservoirs reduce residence times, and issues with varnish, deposit, and other failures have long been a major concern [1]. In the technical society that is closely in contact with reciprocating engines, it is widely understood that oxidation is perhaps the most challenging aspect of engine oils [2]. Understandably, inhibiting oxidation or at least controlling the rate of oxidation of engine oils has been a matter of serious effort for several decades following its application to automotive transportation. As another example of the negative effects of lubricant oxidation, the reliable operation of a power generating turbine and its associated equipment is dependent on the quality of the lubricant in use. To put this in perspective, according to a 2005 study by General Electric [3], malfunctioning turbines contribute on average to 20 percent of power plant all forced outages. Of this 20 percent, GE noted that 19 percent - that is, 95 % - of the turbine generator problems were associated with the lubricating oil system. In previous work [4, 5], the authors presented the interesting differences in the effects of three different oxida- Aus der Praxis für die Praxis 47 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 An in situ Sampling Study of the Chemistry of Oxidation of an Antioxidant-Treated Base Oil in an Isothermal Bench Test J.C. Evans, T.W. Selby, M. Manning, W. VanBergen* Engine oils, electric power industry’s turbine oils and many other lubricants serving civilization’s basic needs are vulnerable to oxidation. Thus, prevention of oxidation of these lubricants during use is of high importance and has challenged technical efforts for decades. Bench tests have been very useful and their development has been a serious technical commitment. Recently, a new approach in such testing has been developed using a specially designed isothermal reactor that permits in situ extraction of small samples for chemical and physical analysis during the oxidation test. This paper will present initial results of such studies using this isothermal instrument and in situ extractions. Keywords Base oil, oxidation, oxidation resistance, antioxidant, D2272, Isothermal reactor, Extraction, RPVOT Abstract * Jonathan C. Evans, Ph.D. Savant Group; Midland, Michigan, USA Theodore W. Selby, BS, MS Savant Group; Midland, Michigan, USA Marta Manning, Ph.D. Savant Laboratories; Midland, Michigan, USA William VanBergen, AS Chemistry Savant Laboratories; Midland, Michigan, USA Abbreviations: API: American Petroleum Institute ASTM: International American Society for Testing Materials EOR: End of Rapid Reaction FTIR: Fourier Transform Infrared; IR: infrared GE: General Electric kPa: kilo Pascals PTV: Percent Transmission Value psi: pounds per square inch RPVOT: Rotating Pressure Vessel Oxidation Test SAE: Society of Automotive Engineers T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 20.03.18 10: 36 Seite 47 an additional 5 mL of distilled water are put into the glass test beaker. The copper-wire catalytic coil used in the method is inserted into the test beaker as shown in Figure 2. The normal additional 5 mL of water required by the method is added to the metal cup in which the test beaker is placed for rotation during test. Rotation of the sample is begun at room temperature and the chamber is pressurized to 90 psi (620 kPa) with pure oxygen. At this point, heating is begun and the operating temperature is controlled to 150 ± 1 °C. At this temperature, the pressure will rapidly rise (in about 30 minutes) to a maximum of 190 psi or slightly more. This is shown in Figure 3. At some point of time after heat is applied to the pressure-chamber and its sample, the oxygen in the pressure chamber begins to attack the test sample and/ or any oxidation inhibitor it contains. For some test oils, the pressure remains fairly constant until the antioxidant is nearly exhausted as in Figure 3. However, as will be shown, for most modern lubricants the pressure begins to slowly drop shortly after the sample reaches maximum pressure. Aus der Praxis für die Praxis 48 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 tion inhibitors at different concentration on API Group I, Group II, Group III and Group IV base stocks. The effort was extended by examination of the role of water in the oxidation of API Group I-IV base oils [6]. The Quantum ® isothermal instrument shown in Figure 1, has been presented in previous work exploring differences in performance of three different oxidation inhibitors [4, 5]. This was done at different concentration on a range of American Petroleum Institute (API) Group I through Group IV base stocks. The study was interestingly extended by examining the inclusion of a small amount of water on the same base oils blends [6]. This paper presents a unique insight into the rate of degradation of an antioxidant during the oxidation process of a Group III base oil, by utilizing the in situ sampling capability of the Quantum ® isothermal instrument shown in Figure 1 with the small sample extraction device in place. 2 Experimental As the instrument of choice in earlier investigations [4, 5, 6], the Quantum ® isothermal instrument was selected for this study because of its unique in situ sampling feature, which, as noted, permits test sample extraction during the test. Ease of operation, good precision and versatility of the Quantum ® instrument has made it ideally suited for investigating oxidation reactions [7, 9]. As shown in Figure 2, the Quantum ® instrument consists of 1. a high-pressure reaction chamber, 2. heated to a selected controlled temperature, 3. a sample rotation system for sample exposure to oxidation, and 4. a sample-extraction attachment (shown in both Figures 1 and 2) that can be used for sampling during operation. (If desired, the Quantum ® instrument can be operated with the instrument positioned with a vertical pressure chamber and use of a magnetic stir bar for agitating the sample [8].) 2.1 Oxidation Reaction Conditions The experimental oxidation conditions chosen for this study were those of ASTM Test Method D2272, termed the Rotating Pressure Vessel Oxidation Test (RPVOT) [9]. This RPVOT method is primarily used for the evaluation of turbine oils for the power industry. In the present studies, the normal 50 ± 0.5 g of the test fluid containing the desired amount of antioxidant and Figure 1: The Quantum ® isothermal instrument shown with a syringe for sampling the test fluid Figure 2: Cutaway view of the Quantum ® isothermal instrument and sampling arrangement T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 20.03.18 10: 36 Seite 48 As would be expected, this change in the chamber pressure is closely related to both the oxidation susceptibility of the base oil and the effectiveness and manner of response of the antioxidant. To gain more information about the oxidation process, it was thought to be of interest to obtain the time at which the oxidation reaches its maximum rate of change. Reasonably, this was the critical point of the oxidation reaction at which maximum reaction of the test sample with the oxygen was occurring. Subsequent decrease in this oxidation rate could also be reasonably interpreted to indicate that both the oxygen and/ or the oxidation-prone components of the sample were decreasing in their effect on the chamber pressure. From this perspective, rate of oxidation would be expected to coincide with the derivative, ΔP/ ΔT, of the pressure chamber’s pressure exerted by the oxygen, water and sample. This derivative is also plotted in Figure 3. Thus, after a period of steady pressure of about 180- 190 °C (and related constancy of ΔP/ ΔT), the beginning of a sharp decrease in pressure - suggesting rapidly increasing oxidation - is accompanied by a sharp rise in the derivative. At the point of time at which the increasing rate of oxidation ends and begins to slow, the value of ΔP/ ΔT reaches its peak - a point of time which the authors termed the “End of Rapid Reaction” or EOR. As this oxidation ‘cleanup’ of remnant oxygen-prone test sample components proceeds, the pressure continues to decrease at a slower pace as evident in Figure 3 until it reaches a steady value of about 80 psi, of which 70 psi is attributable to water. 2.2 Discussion and Study Information Information on oxidation susceptibility is critical in one of the fundamental provisions of modern civilization - electric power. In this is basic industry, reliable operation of the turbines generating electricity is critical. Unfortunately, as has been previously noted, a large percentage of unplanned turbine downtime is related to lubricant malfunction. Consequently, a comprehensive oil-condition monitoring program is imperative [10] wherever power turbines are used. When turbine oil is placed in service, oxidation resulting from the depletion of its antioxidant, results in the impairment of the turbine oil to provide adequate oil degradation protection. This degradation is primarily in deposit formation. As a consequence, in ASTM Test Method D4378 on In-Service Monitoring of Mineral Turbine Oils there is a recommendation for replacement of turbine oil when the antioxidant effectiveness - judged by use of a bench test such as the RPVOT - drops to 25 % of the original, new oil value [11]. This is, of course, a costly practice and most often when these oils are changed, the oil is otherwise serviceable in providing lubrication. Provision of better oxidation stability is the key to more reliable turbine lubrication [12]. 2.3 Determination and Comparison of Antioxidant Effectiveness Considering the desirability of determining antioxidant effectiveness in all of the varied applications in modern society - particularly for both the electric power industry and the very widely used reciprocating enginethe au thors elected to study the chemistry and physics of oxidation inhibitor deterioration. When equipped with a sample-extraction device, the Quantum ® instrument is well-suited for such study of antioxidant effectiveness and it seemed reasonable to use the ASTM D2272 oxidation test protocol in which the Quantum ® instrument had already proven its merits as a bench test. Accordingly, in this initial study a base oil representative of today’s Group III class of base oils was chosen to provide natural oxidation resistance to clearly demonstrate the response of the antioxidant. The Group III base stock oil was blended with 1.1 % of an aminic antioxidant. Care was taken that the antioxi- Aus der Praxis für die Praxis 49 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Figure 3: Example of the response of a mineral oil to oxidation in the RPVOT test and also showing the derivative trace with its peak value signifying the end of rapid reaction (EOR) Figure 4: Response for chosen Group III base oil with 1.1 % aminic antioxidant to oxidation test conditions T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 20.03.18 10: 36 Seite 49 peaks at 1720 cm -1 is related to oxidation of the oil plus antioxidant sample and the other peak at 1520 cm -1 reflects the loss of the aminic antioxidant used. Since the increasing presence of the samples’ organic components being studied is shown by decreasing infrared light transmission through the sample, inverse peaks are generated by increasing concentrations. For the two peaks of interest the change in concentration of two components of interest are shown by arrows. However, it must be kept in mind that it is assumed that each peak has its own presumably linear, concentration/ percent-transmission relationship. 2.3.3 Analysis of Infrared Information As oxidation occurs in the lubricant, it depletes the antioxidants and produces oxygenated hydrocarbons such as carboxylic acids. In Figure 6, these acids can be observed in the aforementioned region of 1720 cm -1 Wave Number. Analysis of the percent transmission values (PTV) at 1720 cm -1 Wave Number of the Group III base oil with no added antioxidant can be compared to the Aus der Praxis für die Praxis 50 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 dant was well solvated in the base oil and that such solvency was carefully maintained over the length of the study. Figure 4 shows the oxidative response of this Group III base oil with 1.1 % of the aminic antioxidant. The oxidative resistance of the blend gave an EOR of 2480 minutes. It will be noted that, for this blend, the pressure began to decay immediately after reaching maximum and as commonly experienced, just prior to reaching the EOR, pressure dropped sharply and continued to equilibrium at about 90 psi. 2.3.1 in situ Sampling and Analysis As previously noted, the Group III Base Oil plus 1.1 % aminic antioxidant was chosen. The difference in the pressure trend immediately following maximum pressure shown by Figure 5 when compared to Figure 3 suggests that the manner of absorbing oxygen during oxidation in the oxygenated pressure chamber of the two different samples were fundamentally dissimilar. This added further interest in using the isothermal Quantum ® instrument and sample extraction and suggested interesting further studies of such differences. Five sample aliquots were extracted at various time intervals leading up to the EOR plus a final sixth sample extracted after the sample reached its lower pressure equilibrium after the EOR at 2569 minutes in the pressure chamber. Figure 5 depicts the time intervals of in situ extraction of each of the six samples. The samples were extracted at test intervals that were considered to give the pertinent information concerning the oxidation process taking place. This included the effort to obtain a sample just prior to the ‘hard break’ in decreasing oxygen pressure in the pressure chamber and also a sample after the reaction had ended and the pressure reached equilibrium. At this point the six extracted samples were prepared for infrared analyses. 2.3.2 Infrared Analysis One of the more informative analytical tools for following the chemical changes occurring during oxidation is the use of infrared spectroscopy by Fourier Transform (FTIR). This approach was applied to the six samples from the test oil whose extraction intervals during its oxidation pressure change were shown above in Figure 5. The Group III base oil and the six small 0.3 mL samples obtained through in situ extraction were analyzed by FTIR. From the total FTIR spectral information obtained, a Wave Number range of 1800 to 1450 cm -1 was selected. These data are shown in Figure 6. This Wave Number range was chosen to evaluate two important oxidation peaks reflecting oxidation effects on the Group III base oil containing the aminic antioxidant. One of the Figure 5: Plot of timing of in situ sample extractions for monitoring antioxidant resistance to oxidative test conditions Figure 6: Infrared spectrums of samples taken during oxidation test T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 20.03.18 10: 36 Seite 50 PTVs of the six extracted samples taken during the Quantum ® RPVOT analysis. Subtracting the PTV of each extracted sample from the PTV of the base oil is a reasonable measure of the degree of oxidation occurring. This information is shown in Figure 7. It is also reasonable to assume that the difference in PTV is a linear relationship. 2.3.3.1 Analysis of Base Oil plus Aminic Antioxidant Interestingly, the data of Figure 7 show that only after a period of about 2300 minutes does significant oxidation begin to show the presence of carboxylates. From Figure 5, this is the time at which the sample goes into rapid oxidation and produces an EOR time of 2480 minutes. This in turn leads to the question of why the onset of oxidation was retarded up to about 2200 minutes. Obviously from Figures 4 and 7, oxidation proceeds in a relatively slow and steady manner up to that time. Apparently, some comparatively slight oxygen depletion was occurring. It simply was not producing much, if any, hydrocarbon oxygenates according to the FTIR data until, over a comparatively short period of time, and an oxidation ‘storm’ began. The data collected led to a rationale concerning the behavior of the aminic antioxidant and a view of its mode of action in retarding of base oil oxidation during its period of effective behavior. 2.3.3.2 FTIR Analysis of Aminic Antioxidant Response The basic question posed by the response of the Group III base oil plus aminic antioxidant was in regard to the action of the antioxidant over the major time of exposure just prior to the relatively sudden onset of rapid oxidation of the oil. The infrared spectroscopic values shown in Figure 6 at 1520 cm -1 were chosen to evaluate the response of the aminic antioxidant. In doing this, it was considered reasonable to presume that the content of active aminic antioxidant was related to the PTV obtained for each particular sample of the six extractions. These values were compared to 1.1 % aminic antioxidant of the oil before the oxidation exposure. Figure 8 shows the interesting results of this analysis and it was found that the decrease in concentration of the molecular form of the antioxidant was slightly exponential and that the decrease in apparent concentration as calculated from its presumed PTV linearity was a correlation coefficient of R 2 = 0.996. The latter value is strong support for the assumption of a linear relationship between the concentration of active aminic antioxidant and the PTV of the FTIR. More important, however, is the information provided by the smooth, mildly exponential decrease in the concentration of the aminic antioxidant related to the essentially unoxidized base oil shown by Figure 7. It would seem as though the aminic antioxidant present in the oil performs as a sacrificial agent in preventing base stock oxidation until a certain lower concentration is generated at which time the antioxidant loses control. In this case, the particular form of aminic antioxidant used in this study loses Group III base oil oxidation control at a concentration of somewhat less than 0.5 %. Moreover, from the data of Figure 8 it seems evident that even though rapid oxidation of the base oil is beyond its control, a continued decrease of the aminic antioxidant is shown by the fact that the final in situ sample - extracted at 2569 minutes - also falls neatly as the final point on the curve of Figure 8. This seems to suggest a relationship of the level of active aminic antioxidant below which the base oil has the potential to pass into a readily oxidation-prone state. In this study that lowest level of effective aminic antioxidant seems below about Aus der Praxis für die Praxis 51 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Figure 7: Oxidation intensity of the six oils extracted in situ from the Quantum ® RPVOT test on a Group III base containing 1.1 % aminic antioxidant Figure 8: Change in concentration of aminic antioxidant with exposure to oxidizing conditions T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 20.03.18 10: 36 Seite 51 3.1.2 Oxidation Response of the Aminic Antioxidant When the role of the aminic antioxidant was explored using their FTIR PTVs, it was interesting to note that the presence of the aminic antioxidant showed immediate and continuing decrease. At the same time, the sample was showing little or no oxidation. The two observations may be merged in that the aminic antioxidant’s chemical activity may be the factor in preventing oxidation of the base oil until the aminic antioxidant is reduced to a critical level as just discussed in the previous section. In summary, the chemical activity of the aminic antioxidant deflected oxidation attack on the mineral oil until the concentration of the aminic antioxidant fell to less than 0.5 % concentration. This initial study has thus suggested a mechanism of antioxidant effectiveness. 4 Conclusion This initial study using the Quantum ® Isothermal Reactor with its ability to take in situ sample extractions at will has shown the unique ability of the technique to provide samples capable of illuminating investigation of the chemistry of oxidation in mineral oils containing antioxidants. On the basis of this initial study, several paths of investigation are suggested and will be considered for future studies and potential publication. The FTIR analyses of the extracted samples of this particular Group III oil sample formulated with 1.1 % of an aminic antioxidant indicated that the observed slow decline in oxygen pressure - before the aminic antioxidant concentration fell below 0.5 % - may have been associated with the decline in concentration of the aminic antioxidant. It will be of interest to study this relationship in greater detail in studies following this initial work. The basic finding in this initial study conducted in the Quantum ® Isothermal Reactor was the value of being able to extract in situ small samples of an oxidation reaction as the reaction proceeded and from these samples to gain insight into the chemistry of the oxidation process. Future work will focus on evaluating additional antioxidants and blends of antioxidants with other base stocks to broaden the utility of this methodology. References [1] www.mobilindustrial.com, EN0756SH [2] Wurzbach, R.: Lubricant Oxidation Analysis and Control, Maintenance Reliability Group, Inc., 2010-02-14. Aus der Praxis für die Praxis 52 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 0.5 %. That is, the decrease in concentration of aminic antioxidant to a value of less than 0.5 % seems to allow rapid development of a rate or form of oxidation chemistry that is inhibited or sequestered by a higher aminic antioxidant concentration. These data from this initial study suggest several other interesting experiments that would explore the antioxidant/ base stock relationship. 3 Discussion and Conclusions 3.1 Initial Study As is shown and illustrated, this initial study using the Quantum ® Isothermal Reactor instrument equipped with its in situ sample extractor produced some interesting potential insights regarding the oxidation chemistry of a mineral oil plus antioxidant. The oxidation protocol followed was that of the well-known ASTM Method D2272 Rotating Pressure Vessel Oxidation Test (RPVOT) in which the Quantum ® Isothermal Reactor has been tested and incorporated as Method B. In this initial study a Group IV base oil containing 1.1 % of a carefully solvated aminic antioxidant was selected for in situ extraction sampling during oxidation and subsequent FTIR analysis of these extracted samples. This approach has produced insights into interesting aspects of potential chemistry of this combination of mineral oil and antioxidant and encouraged further such tests to learn more about this and other such combinations of mineral oils and antioxidants. 3.1.1 Oxidation Response of the Mineral Oil This initial study showed that with 1.1 % concentration of the aminic antioxidant, the FTIR analyses of the Group III base oil showed very mild oxidation until somewhat above 2200 minutes. Slightly above 2400 minutes, a rapid rate of oxidation commenced and produced a climax of oxidation rate (the author’s so-called ‘End of Rapid Reaction’ (EOR)) peak at 2480 minutes. Analysis of the FTIR spectrograms obtained from the extractions of the mineral-oil/ aminic-antioxidant blend at a Wave Number of 1720 cm -1 showed that little oxidation had occurred until about 2100 minutes it began to be evident, although mild. The fact that virtually no significant oxidation occurred in the blend was interesting and suggested an interaction or molecular sequestering by the aminic antioxidant which was shown by the FTIR spectrograms at 1520 cm -1 Wave Number to be steadily diminishing in TPV during this period. Thus, it may be that aminic antioxidants may also work in a manner ancillary to the simple chemistry heretofore presented in literature. T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 20.03.18 10: 36 Seite 52 [3] Uddin, M.N.: Turbine Oil Cholesterol - A Silent Killer, LinkedIn, December 18, 2015. [4] Selby, T.W.; Azad, S.; J.C. Evans, J.C.; VanBergen, W.; Fischer, T.: Studies of Variation in the Oxidation Inhibition of Base Oils, OilDoc Conference & Exhibition, Bavaria, Germany, January 25-27, 2015. [5] Manning, M.; Selby, T.W.; Evans, J.C.; VanBergen, W.; Fischer, T.: Studies of Variation in the Oxidation Inhibition of Base Oils - Continuation of an Isothermal Study of Innate and Additive-inhibited Oxidation of Base Oils, STLE 70th Annual Meeting & Exhibition, Dallas, TX, USA, May 17-21, 2015. [6] Manning, M.; VanBergen, W.; Evans, J.C.; Selby, W. T.: Isothermal Study of the Influence of Water on Lubricant Oxidation, 19th International Colloquium Tribology Technische Akademie Esslingen, Ostfildern, Germany, January 12-14, 2016. [7] Selby, T.W.: Modern Instrumental Method of Accurately and Directly Measuring the Useful Life of Turbine Oils, OilDoc Conference and Exposition, Bavaria, Germany; February 2-3, 2011. [8] Selby, T. W.; Evans, J. C.; Azad, S.; VanBergen, W.: A Comparative Study of Grease Oxidation Using an Advanced Bench Test Technique, Proceedings of the 19t h International Colloquium Tribology - Lubricants, Materials and Lubrication, Technische Akademie Esslingen, Esslingen, Germany, January 22, 2014. [9] ASTM Method of Test D2272-14a: Standard Test Method for Oxidative Stability of Steam Turbine Oils by Rotating Pressure Vessel, Vol. 5, 2014. [10] Malcolm, M.: Turbine Oil Analysis Report Interpretation, Tribology & Lubrication Technology, Vol. 71, No 7, pp. 48-53, 2015. [11] ASTM Method of Test D4378-13: In-Service Monitoring of Mineral Turbine Oils for Steam, Gas and Combined Cycle Turbines, 2013. [12] Livingstone, G.; Ameye, J.: How to Double Turbine Oil Life, Lubes ’N’ Greases Europe-Middle East-Africa, 88, 2016, pp. 50-56. Aus der Praxis für die Praxis 53 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 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 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,- (incl. 7 % MwSt.), im Ausland 198,- * , Einzelheft 39,- ; * (in der EU bei fehlender UID-Nr. zzgl. MwSt.); Studenten und persönliche Mitglieder der GfT erhalten gegen Vorlage eines entsprechenden Nachweises einen Nachlass von 20 % auf das Abo-Netto. Für Mitglieder der ÖTG ist der Abonnementspreis im Mitgliedschaftsbeitrag enthalten. Die Abonnementsgebühren sind jährlich im Voraus bei Rechnungsstellung durch den Verlag ohne Abzug zahlbar; kürzere Rechnungszeiträume bedingen einen Bearbeitungszuschlag von 3,- pro Rechnungslegung. Abbestellungen müssen spätestens sechs Wochen vor Ende des Bezugsjahres schriftlich vorliegen. Der Bezug der Zeitschriften zum Jahresvorzugspreis verpflichtet den Besteller zur Abnahme eines vollen Jahrgangs. Bei vorzeitiger Beendigung eines Abonnementauftrages wird der Einzelpreis nachbelastet. Bei höherer Gewalt keine Lieferungspflicht. Erfüllungsort und Gerichtsstand: Leonberg expert verlag, 71272 Renningen. ISSN 0724-3472 2/ 18 Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Heft 2 März/ April 2018 65. Jahrgang Herausgeber und Schriftleiter: Prof. Dr.-Ing. Dr. h.c. Wilfried J. Bartz Mühlhaldenstr. 91, 73770 Denkendorf Tel./ Fax (07 11) 3 46 48 35 E-Mail wilfried.bartz@tribo-lubri.de www.tribo-lubri.de Redaktion: Dr. rer. nat. Erich Santner, Bonn Tel. (02 28) 9 61 61 36 E-Mail esantner@arcor.de Redaktionssekretariat: expert verlag Tel. (0 71 59) 92 65 - 0, Fax (0 71 59) 92 65 -20 E-Mail: expert@expertverlag.de Beiträge, die mit vollem Namen oder auch mit Kurzzeichen des Autors gezeichnet sind, stellen die Meinung des Autors, nicht unbedingt auch die der Redaktion dar. Unverlangte Zusendungen redaktioneller Beiträge auf eigene Gefahr und ohne Gewähr für die Rücksendung. Die Einholung des Abdruckrechtes für dem Verlag eingesandte Fotos obliegt dem Einsender. Die Rechte an Abbildungen ohne Quellenhinweis liegen beim Autor oder der Redaktion. Ansprüche Dritter gegenüber dem Verlag sind, wenn keine besonderen Vereinbarungen getroffen sind, ausgeschlossen. Überarbeitungen und Kürzungen liegen im Ermessen der Redaktion. Die Wiedergabe von Gebrauchsnamen, Warenbezeichnungen und Handelsnamen in dieser Zeitschrift berechtigt nicht zu der Annahme, dass solche Namen ohne Weiteres von jedermann benutzt werden dürfen. Vielmehr handelt es sich häufig um geschützte, eingetragene Warenzeichen. Die Zeitschrift und alle in ihr enthaltenen Beiträge und Abbildungen sind urheberrechtlich geschützt. Mit Ausnahme der gesetzlich zugelassenen Fälle ist eine Verwertung ohne Einwilligung des Verlags strafbar. Dies gilt insbesondere für Vervielfältigungen, Übersetzungen, Mikroverfilmungen und die Einspeicherung und Verarbeitung in elektronischen Systemen. Impressum T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 20.03.18 10: 36 Seite 53 gebenenfalls auch zielgerichtet nach den tribologischen Anforderungen ausgewählt bzw. optimiert werden können, z. B. durch inkorporierte Reibungsmodifikatoren oder Füllstoffe. Hohe Reibung und intensiver Verschleiß würden beispielsweise bei einer dynamischen Dichtung einen Leichtlauf verhindern und eine unzulässige und wachsende Leckage bewirken und schließlich zu einem Systemausfall führen [1-4]. Tribologische Anwendungen erfordern folglich hoch verschleißbeständige polymere Werkstoffe mit extrem geringer Reibung [4, 5]. Die Untersuchung des Reibungs- und Verschleißverhaltens von potentiellen Werkstoffen für eine tribologische Anwendung erfolgt mittels eines Tribometers. Für die Nachstellung des in der Anwendung auftretenden Kontaktzustandes bedarf es dabei eines geeigneten Prüfgeräts. Pin-on-Disc-Tribometer prüfen das Reibungsverhalten einer zylindrischen Untersuchungsprobe im stirnseitigen Flächenkontakt zu einer rotierenden Scheibe. Diese Art des Kontakts entspricht keineswegs dem Berührungszustand einer dynamischen Dichtung im Kontakt mit einer rotierenden Welle; hier handelt es sich vielmehr um einen Linienkontakt zwischen Dichtung Aus der Praxis für die Praxis 54 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 1 Einleitung Reibung ist eine bekanntes Problem und in vielen technischen Anwendungen eine relevante Fragestellung. Das Phänomen Reibung wird maßgeblich durch die involvierte Werkstoffpaarung und die Kontaktbedingungen sich relativ bewegender Körperoberflächen bestimmt. Auf der Suche nach energieeffizienten Lösungen für kinetische Systeme kommt der Minimierung der Reibung große Bedeutung zu. Polymere Werkstoffe, sowohl Kunststoffe als auch Elastomere finden heute vielfältigen Einsatz auch in Anwendung mit herausragenden, tribologischen Anforderungen, z. B. für hochbeanspruchte Zahnrädern für Lenkungen oder stick-slip-freie, dynamische Wellendichtungen. Entsprechend wichtig ist es, ein grundlegendes Verständnis zum Reibungs- und Verschleißverhalten potentieller Polymerwerkstoffe zu entwickeln, damit diese ge- Ein neuartiges Kegel-Rotationstribometer zur Untersuchung des Reibverhaltens polymerer Werkstoffe im Linienkontakt A. Frick, V. Muralidharan, M. Borm* Es wurde ein neuartiges Kegel-Rotationstribometer entwickelt für tribologische Studien an ringförmigen Proben im Linienkontakt mit einem konischen Gegenlaufpartner. Das Tribometer erlaubt die Untersuchung von Proben in einem weiten Gleitgeschwindigkeitsbereich. Mit Hilfe des Tribometers wurden definierte Proben aus Nitrilbutadien-Elastomer (NBR) auf ihre Reibungseigenschaften unter Trockenlaufbedingungen untersucht und die Reibeigenschaften mit den viskoelastischen Eigenschaften der Proben korreliert. Schlüsselwörter Tribometer, Polymerwerkstoff, Elastomer, NBR; Dichtung, Linienkontakt, Ruß A novel Rotational cone tribometer is developed for tribological studies of ring shaped samples in line contact against a conical shaft. The versatile construction of the tribometer allows for a wide sliding speed range. Defined Nitrile Butadiene Rubber (NBR) compounds were tested using the tribometer and correlation between their visco-elastic and tribological properties were studied. By analyzing the forces in the XY plane, the "running-in" phase was identified. Also the wear at the contact interface was approximated. By performing FFT on the Z force component, the various instabilities in the contact interface were observed. Keywords Tribometer, Polymer, Elastomer, NBR, Sealing, Carbon-black Kurzfassung Abstract * Prof. Dr.-Ing Achim Frick Vibunanthan Muralidharan M. Sc. Michael Borm M. Sc. Hochschule Aalen, D-73430 Aalen, Germany T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 54 und Gegenlaufpartner [6]. Die Untersuchung des Reibungsverhalten von potentiellen Polymerwerkstoffen für dynamische Dichtungen erfordert deshalb ein spezielles Tribometer, das eine tribologische Prüfung der Proben im Linienkontakt erlaubt, ähnlich dem Kontaktzustand eines Wellendichtrings [2, 3]. Der vorliegende Artikel stellt ein neuartiges Kegel-Rotationstribometer vor, das zur Untersuchung des Reibungsverhaltens von polymeren Dichtungswerkstoffen mit tribologischem Linienkontakt vorteilhaft eingesetzt werden kann, weil der Kontaktzustand im Prüfgerät weitestgehend dem einer Wellendichtung unter Einsatzbedingungen entspricht. 2. Kegel-Rotationstribometer Die Idee des Kegel-Rotationstribometers ist, bei der Untersuchung des Reibungsverhaltens einer Probe mit einem möglichst einfachen Versuchsaufbau einen definierten Linienkontakt zwischen Probe und Gegenlaufpartner herzustellen. Dies wird dadurch erreicht, dass ein rotierender Kegel mit einer zu Versuchsbeginn definierten Längskraft gegen eine ringförmige Probe wirkt, Bild 1. Mit dem Prüfgerät lassen sich ringförmige Proben unterschiedlichen Innendurchmessers untersuchen. Im vorliegenden Fall wurden 6 mm dicke Proben mit einem Außendurchmesser von 40 mm und einem Innendurchmesser (Kontaktdurchmesser) von 24 mm geprüft. Bild 1 zeigt schematisch den Versuchsaufbau des neuartigen Kegel-Rotationstribometers. Ein drehbeweglicher Kegel (Gegenlaufpartner) wird durch einen elektrischen Servomotor (A) angetrieben, die Drehzahl ist variabel bis 3000 min -1 einstellbar. Die resultierende Gleitgeschwindigkeit in der Kontaktzone zwischen Probe und Gegenlaufpartner wird durch den Kontaktdurchmesser bestimmt. Bei einem nominellen Kontaktdurchmesser von 24 mm wird eine maximale Gleitgeschwindigkeit von 3,7 m∙s -1 erreicht. Die ringförmige Untersuchungsprobe wird mittels des Probenhalters in Position gehalten, dadurch dass ein Niederhalter die Probe entlang ihres Umfangs gleichmäßig festklemmt. Der Probenhalter sitzt auf einem in drei Achsen messenden Kräfte-Momenten-Sensor, der in der Probe wirksame Kräfte F x , F y und F z und angreifende Momente M x , M y und M z misst. Die Daten werden mittels LabVIEW Software mit einer Datenerfassungsrate von 50 Hz erfasst und aufgezeichnet. Der Probenhalter (B) samt Kräfte-Momenten-Sensor (C) sind vertikal verschiebbar angeordnet, Bild 1. Durch Verschieben der im Probenhalter befindlichen ringförmigen Probe gegen den vertikal feststehenden, drehbaren Kegel lässt sich in der linienförmigen Kontaktzone der Gegenlaufpartner eine definierte Kontaktkraft (Linienpressung) einstellen, die sich aus der gewählten Vertikalkraft F z ergibt. Der Probenhalter (B) dient bei geschmierten Versuchen auch als Schmierstoffbehälter. Alle vorliegend durchgeführten Reibungsmessungen wurden bei Raumtemperatur durchgeführt. Der drehbare Kegel (Gegenlaufpartner der Untersuchungsprobe) besitzt einen Kegelwinkel (γ) von 30° ± 1° und besteht aus Stahl (100Cr6) mit einer Oberflächenhärte von 64 ± 2 HRC. Die Rauigkeit R z beträgt 2 µm. 3. Untersuchungswerkstoffe Das entwickelte Kegel-Rotationstribometer erlaubt sowohl die Untersuchung von Kunststoffen als auch Elastomeren. Zur Demonstration der Leistungsfähigkeit des Prüfgeräts wurden Reibungsuntersuchungen an Proben aus Nitril-Butadien-Elastomer (NBR) im trockenen Zustand durchgeführt. NBR ist ein üblicherweise eingesetzter elastomerer Werkstoff für ölbeständige Dichtungsanwendungen. Das untersuchte NBR-Elastomer besitzt einen Acrylnitrilgehalt von 33 Vol. % und eine Aus der Praxis für die Praxis 55 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Bild 1: Kegel-Rotationstribometer mit Probenhalter (schematisch) T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 55 Beim rampenartigen Geschwindigkeitsanstieg zwischen den einzelnen Geschwindigkeitsstufen betrug die Beschleunigung 2 m∙s -2 . Die Zeitdauer der einzelnen Geschwindigkeitsstufen dauerte mindestens für eine komplette Umdrehung des Rotationskegels im Kontakt mit der Untersuchungsprobe. Der Versuchsablauf berücksichtigt, dass eine Beschleunigung (> 5 m·s -2 ) zum Erreichen der unterschiedlichen Geschwindigkeitsstufen zu Kontaktinstabilitäten in der Untersuchungsprobe führt, insbesondere bei der Untersuchung von weichen gummiartigen Reibproben [7]. Neben der Messung des dynamischen Reibungskoeffizients einer Probe in Abhängigkeit der Gleitgeschwindigkeit wurde auch der Haftreibungskoeffizient bestimmt. Bild 3 zeigt die wirksamen Kräfte in der Kontaktzone zwischen Rotationskegel und Untersuchungsprobe. Die Kontakt-Normalkraft (F N ) wirkt unter einem Winkel von 30° zur eingestellten Vertikalkraft (F Z ), infolge der festgelegten Geometrie des Rotationskegels. Die wirksamen Kräfte und Momente in der Reibungskontaktzone wer- Aus der Praxis für die Praxis 56 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Mooney-Viskosität ML(1+4) 100 °C von 42. Es wurden Mischungen mit unterschiedlichen Rußgehalten zwischen 10 phr bis 65 phr hergestellt und daraus anschließend 6 mm dicke Platten gepresst. Die Vulkanisationsbedingungen wurden entsprechend DIN 53529 gewählt. Als Füllstoff-Ruß fand Gasruß mit einer BET-Oberfläche nach Brunauer-Emmett-Teller von 77 m 2 ∙g -1 Anwendung. 4. Versuchsdurchführung Da der drehbare Kegel des Kegel-Rotationstribometers durch einen elektrischen Servomotor angetrieben wird und sich der Servomotor softwaretechnisch regeln lässt, können im Rahmen der technischen Grenzen des Antriebs beliebige Drehzahlprofile programmiert werden. Die vorliegenden Untersuchungen wurden in einem Gleitgeschwindigkeitsbereich von 1∙10 -3 m∙s -1 bis 2 m∙s -1 durchgeführt (Bild 2), die Erhöhung der Geschwindigkeit erfolgte dabei in Stufen von 150 min -1 (ca. 0,2 m∙s -1 ). 0 100 200 300 400 500 600 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 Gleitgeschwindigkeit [m/ s] Zeit [s] Messprogram 0 50 100 150 200 250 300 0,0 0,4 0,8 1,2 1,6 2,0 1 mm/ s 1 mm/ s 1 mm/ s Bild 2: Geschwindigkeitsprofile in Abhängigkeit der Zeit (Meßprogramm) Bild 3: Kontaktzone der Gegenlaufpartner und wirksame Kräfte den zugehörig zu den Gleitgeschwindigkeitsstufen mittels des Kräfte-Momenten-Sensors kontinuierlich während des Versuchs gemessen. Aus dem gemessenen Reibmoment (M z ) und der aus der Vertikalkraft (F z ) ermittelten Normalkraft (F N ) errechnet sich der Reibkoeffizient µ nach Gleichung (1) [1]. (1) (2) Es bezeichnen µ den Reibkoeffizient, M Z das Reibmoment in N∙m, F z die Vertikalkraft in N (F z = F N ∙ sin (γ)), P L die Linienpressung in N∙m -1 und d den Innendurchmesser der Ringprobe in m. Die in der Kontaktzone wirksame Normalkraft (F N ) bestimmt die Linienpressung (P L ) des Reibkontakts und F d F Z sin M 2 Z Z sin d P F L Z γ T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 56 ergibt sich aus der aufgebrachten Vertikalkraft (F z ). Die Literatur gibt für die Linienpressung von Wellendichtungen Werte zwischen 0,1 und 0,4 N∙mm -1 an [6]. Für die vorliegenden Untersuchungen wurde die Linienpressung zu 0.4 N∙mm -1 gewählt, was einer Vertikalkraft F Z von 15,1 N entspricht unter der Annahme dass eine Linienpressung von 0,2 N∙mm -1 wirkt bei einem Kontaktdurchmesser von 24 mm. Vor jedem Reibungsversuch wurden die Kontaktoberfläche der Elastomerprobe und die Oberfläche des Rotationskegels mit Ethanol gereinigt. Die dargestellten Reibwerte der nachfolgenden Untersuchungen sind Mittelwerte aus 5 Messungen. 5. Untersuchungsergebnisse und Diskussion Die Reibung bei Elastomeren setzt sich aus einem Deformations- und einem Adhäsionsanteil zusammen. Bei der Deformation spielt insbesondere der Hystereseverlust des Werkstoffs eine wesentliche Rolle. Im Falle einer genügend rauen Oberfläche kann der Beitrag der Adhäsion zwischen den Kontaktflächen der Gegenlaufpartner an der Gesamtreibung vernachlässigt werden. Der Hystereseverlust liegt im viskoelastischen Deformationsverhalten eines Elastomers begründet und entsteht deformationsinduziert bei der Wechselwirkung der rauen und steifen Gegenlauffläche mit der realen Kontaktfläche des Elastomers und ist eine stoffabhängige Eigenschaft [5, 8, 9]. Der Reibungskoeffizient lässt sich vereinfacht wie folgt darstellen [5, 10]. (3) C ist ein Rauheitsparameter, er bestimmt die viskoelastische Deformation der Elastomeroberfläche durch die Rauigkeiten der Gegenlauffläche. E” (ω) bezeichnet den frequenzabhängigen Verlustmodul des Elastomers und A(v) ist die geschwindigkeitsabhängige, wahre Kontaktfläche. Bild 4 zeigt den Reibkoeffizient unterschiedlich rußgefüllter NBR-Proben in Abhängigkeit der Gleitgeschwindigkeit. Der Reibkoeffizient steigt bei allen untersuchten Proben mit zunehmender Gleitgeschwindigkeit. Bei Gleitgeschwindigkeiten unterhalb 15 ∙ 10 -3 m∙s -1 weisen die hoch gefüllten Proben den höchsten Reibkoeffizient auf, der Reibwert der Probe NBR 65 (65 phr Ruß) beträgt etwa 0,5. Die Reibungszahl der Probe NBR 10 ist hingegen mit 0,25 zweifach geringer. Dieses Ergebnis lässt sich erklären, die hoch gefüllte Probe ist vergleichsweise härter (Shore-Härte 80 zu 66 Shore A, Tabelle 1) und besitzt einen höheren Verlustmodul, Bild 4 rechts. Der Einfluss des hohen Verlustmoduls auf die Reibung kompensiert den positiven Einfluss einer reduzierten wahren Kontaktfläche bei höher gefüllten und damit steiferen Probe. Folglich zeigt die Probe NBR 65 bei sehr kleinen Gleitgeschwindigkeiten eine hohe Reibung. Bei höherer Gleitgeschwindigkeit drehen sich die Verhältnisse um. Die hochgefüllten NBR-Proben NBR 50 und NBR 65 weisen im Geschwindigkeitsbereich oberhalb 0.05 m∙s -1 konsistent die geringsten Reibwerte auf. Im hohen Gleitgeschwindigkeitsbereich beisitzen die mit 10 und 20 phr Ruß gefüllten Proben die höchsten Reibwerte. Bei einem geringem Rußgehalt sind die Proben vergleichsweise weicher und verschleißempfindlicher [5]. Aus der Praxis für die Praxis 57 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Bild 4: Links: Reibungskoeffizient als Funktion der Gleitgeschwindigkeit für NBR-Proben mit unterschiedlichem Rußgehalt; Rechts: Verlustmodul (E“) als Funktion der Frequenz, Masterkurven: ermittelt durch WLF-Horizontal-Verschiebung aus DMA-Temperatur-Frequenz-Messungen A(v)) ), ( E" f(C, T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 57 che durch deren größere Härte [5, 10]. Zusätzlich zu den bereits angesprochenen Faktoren spielt die Temperatur in der Kontaktfläche auch eine wichtige Rolle für das Reibverhalten einer Werkstoffpaarung. Die viskoelastischen Eigenschaften von Elastomeren sind stark temperaturabhängig und deswegen ändern sich auch deren Deformationseigenschaften stark mit der Temperatur und in der Folge die tribologischen Eigenschaften [9, 11]. 5.1 Reibungskontaktzustand Bei den vorliegenden Reibungsuntersuchungen wurden neben der Normalkraft und dem Reibmoment auch die Lateralkräfte (F X and F Y ) in der Probenebene während der Experimente gemessen. Diese Kräfte zeigen die seitliche Belastung auf die ringförmige Untersuchungsprobe. Idealerweise sollten bei guter Zentrierung und Rundlauf des der Probe gegenlaufenden Rotationskegels die seitlichen Kräfte Null sein. Im praktischen Versuch stellen sich durch eine gewisse Unrundheit der Probe und Aus der Praxis für die Praxis 58 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Die Änderung im Reibverhalten bei höherer Gleitgeschwindigkeit (> 0,1 m∙s -1 ) und vergleichsweise längerem Gleitweg (> 10 m) kann deshalb als Folge eines erhöhten Kontaktverschleißes und von Kontaktinstabilität durch Verschleißpartikel in der Kontaktzone angesehen werden. Ein erhöhter Verschleiß führt zu einer Vergrößerung der wahren Kontaktfläche, was wiederum eine erhöhte Reibung bewirkt, siehe Gleichung 4 [5]. (4) F vis bezeichnet die Reibkraft infolge des Hystereseverlustes, τ f die Scherspannung durch Reibung und A(v) die wahre Kontaktfläche. Ein Grund für die vergleichsweise geringere Reibung bei den hoch gefüllten NBR-Proben (NBR 50 und NBR 65) im Gleitgeschwindigkeitsbereich oberhalb 0,15 m∙s -1 ist auch die vergleichsweise kleinere wahre Kontaktflä- Tabelle 1: Mechanische Eigenschaften der untersuchten NBR-Proben mit unterschiedlichen Rußgehalten (CB - Carbon Black). Durometer Bruch- Bruch- Reißenergie- Heizzeit Material Härte - spannung dehnung dichte bei 170 °C Shore A σ B ε B t 95 + 2 [-] [-] [MPa] [-] [MJ/ m 3 ] [min] NBR 10 phr CB 66 3,8 3,4 5,3 9,5 NBR 20 phr CB 69 7,2 3,2 8,1 7,3 NBR 35 phr CB 72 16,2 2,8 10,4 6,9 NBR 50 phr CB 76 15,6 2,6 14,9 7,1 NBR 65 phr CB 80 16,9 2,2 13,2 7,2 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 F Y [N] F x [N] NBR 10 NBR 65 Gleitgeschwindigkeit: 50 mm/ s - 65 mm/ s -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 -10 -8 -6 -4 -2 0 2 4 NBR 10 NBR 65 F Y [N] F x [N] Gleitgeschwindigkeit: 50 mm/ s - 65 mm/ s Bild 5: Gemessene Lateralkraftverläufe für die NBR-Proben NBR 10 und NBR 65; links: 1.Messzyklus, rechts: 5.Messzyklus T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 58 Exzentrizität des Versuchsaufbaus von ca. 40 µm seitliche Kräfte ein. Die während der Reibungsuntersuchungen im Geschwindigkeitsbereich 5∙10 -2 m∙s -1 bis 6,5∙10 -2 m∙s -1 für die unterschiedlich rußgefüllten NBR-Proben gemessenen Lateralkräfte zeigt Bild 5. Im ersten Messdurchlauf eines Geschwindigkeits-Sweeps von insgesamt 5 Durchläufen findet sich eine deutliche Verschiebung der Lateralkräfte vom Nullpunkt hin zu einem Zentrum bei zirka -8, -2 N im Falle der Probe NBR 10 bzw. nach 0, 2 N bei der Probe NBR 65. Bei den verschiedenen Experimenten werden unterschiedliche Lateralkraftverläufe beobachtet, die auf unterschiedliche Unrundheiten und Exzentriziäten zurückzuführen sind und die Messungen beeinflussen. Im 5. Messzyklus, d.h. nach der 4. Wiederholungsmessung des Reibversuchs nähern sich die Zentrumspunkte der Lateralkraftverläufe an und liegen für die Probe NBR 10 bei 1, -1 N und für die Probe NBR 65 bei 2,5, -2 N. Diese Beobachtung legt nahe, dass die Kontaktzonen der jeweiligen Proben während der Wiederholungsmessungen und als Folge der anfänglich existierenden Unrundheit und Exzentrizität inhomogen verschleißen. Es lässt sich ferner annehmen, dass der 1.Messzyklus eine gewisse Einlaufphase darstellt. Weiterhin bemerkenswert ist der beobachtete, zyklische Verlauf der Vertikalkraft (F Z ) während einer Reibungsmessung. Die Vertikalkraft zeigt zeitabhängig einen harmonischen Verlauf. Eine Sinusschwingung entspricht dabei einer Umdrehung des der Proben gegenlaufenden Rotationskegels. Die Frequenz der Sinusschwingung hängt von der Drehzahl ab und wird durch die Unrundheit und Exzentrizität des Versuchsaufbaus beeinflusst. Durch eine Fast-Fourier-Transformation (FFT) lässt sich der Verlauf der Vertikalkraft genauer analysieren. Die erste harmonische Frequenz von 0,63 Hz, die sich aus der FFT-Analyse ergibt, entspricht der Drehzahl des gegen die Probe reibenden Rotationskegels von 36.7 min -1 , was wiederum einer Gleitgeschwindigkeit von 4,6∙10 -2 m∙s -1 entspricht bei einem nominellen Kontaktdurchmesser von 24 mm, Bild 6. Zusätzlich zur ersten harmonischen Frequenz finden sich Störungen von 1,6 Hz und 3 Hz mit jeweils einer Amplitude von ungefähr 0,05 N. Diese Störungen können aus Instabilitäten des Reibkontaktes herrühren, möglicherweise als Folge von Verschleißpartikeln in der Reibkontaktzone. Es wurde eine FFT-Analyse des mit einer Datenerfassungsrate von 50 Hz aufgezeichneten Vertikalkraftverlaufs, bei einer Gleitgeschwindigkeit von 4,6∙10 -2 m∙s -1 , für die unterschiedlich rußgefüllten NBR-Proben durchgeführt; die Ergebnisse zeigen die Bilder 6 und 7. Bei der gering gefüllten Probe NBR 10 finden sich Störungen mit 1,3 Hz, 1,5 Hz, 3 Hz, 6,2 Hz und 7,5 Hz und deren Amplituden sind ähnlich der der ersten harmonischen Frequenz. Die Probe NBR 20 zeigt ähnliche Ergebnisse, wobei die höherfrequenten Störungen vergleichsweise weniger ausgeprägt sind. Im Fall der höher rußgefüllten Proben NBR 35, NBR 50 und NBR 65 nehmen die höherfrequenten Störungen mit wachsendem Rußgehalt weiter ab. Mit fallenden Amplitudenhöhen der höherfrequenten Störungen wächst die Amplitude der ersten harmonischen Frequenz. Mit Hilfe der FFT- Analyse des zeitlichen Vertikalkraftverlaufs lässt sich erkennen, dass bei gleicher Gleitgeschwindigkeit und einem gleichen Gleitweg, im vorliegenden Fall von Aus der Praxis für die Praxis 59 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 420 422 424 426 428 430 11,6 11,8 12,0 12,2 12,4 12,6 12,8 13,0 13,2 F Z [N] Zeit [s] NBR 65 0 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 Fast Fourier Transform NBR 65 Amplitude [N] Frequenz [Hz] 0.63 Hz Bild 6: Links: Vertikalkraftverlauf (FZ) innerhalb einer Geschwindigkeitsstufe; Rechts: Fast-Fourier-Transformation des zeitlichen Vertikalkraftverlaufs bei konstanter Gleitgeschwindigkeit von 4,6·10 -2 m·s -1 ; Probe: NBR 65 T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 59 bis 2 m∙s -1 bei einer nominellen Linienpressung von 0,4 N∙mm -1 . Ein mit dem Probenhalter verbundener Kräfte-Momenten-Sensor erlaubt während der Reibungsmessungen, die in der Reibungskontaktzone auftretenden Kräfte und Momente in allen drei Raumrichtungen zu erfassen und gestattet ein Monitoring des Kontaktzustands während der Reibungsmessung. Die Analyse der in der Kontaktzone wirksamen Kräfte (F x , F y , F z ) erlauben Aussagen zu den Kontaktbedingungen einer untersuchten Reibpaarung. Durch FFT-Analyse des Vertikalkraftverlaufs sind bei einer Reibpaarung mögliche Kontaktinstabilitäten erkennbar. Aus diesen Informationen lässt sich ein weitergehendes Verständnis über den Reibkontakt entwickeln. Es kann das Einlaufverhalten einer Reibpaarung analysiert werden, wie die Auswertung des Lateralkräfteverlaufs von wiederholten Reibungsmessungen an einer Probe zeigt. Der Lateralkräfteverlauf über die Zeit gibt Hinweise zur Verschleißentwicklung in der Kontaktzone und einer möglicherweise inhomogenen Ausprägung innerhalb der Kontaktzone. Die untersuchten NBR-Proben mit geringem Rußgehalt zeigen vergleichsweise instabi- Aus der Praxis für die Praxis 60 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 650 m, der Reibkontaktzustand zwischen Probe und gegenlaufendem Rotationskegel für unterschiedlich gefüllte NBR-Proben signifikant unterschiedlich ist. Die wenig rußgefüllten Proben (NBR 10 und NBR 20) zeigen eine unstabile Kontaktausbildung, die durch höherfrequente Störungen gekennzeichnet ist. Im Gegensatz dazu bilden die höher gefüllten Proben stabile Reibkontakte aus. Für tribologische Anwendungen scheint ein höherer Rußgehalt für NBR-Elastomere vorteilhaft [12]. 6 Zusammenfassung Mit Hilfe eines neuartigen Kegel-Rotationstribometers wurde das trockene Reibungsverhalten von unterschiedlich rußgefüllten NBR-Proben (10 bis 65 phr Rußgehalt) untersucht und dabei der tribologische Linienkontakt zwischen den ringförmigen Elastomerproben unterschiedlicher Härte und dem gegenlaufenden Rotationskegel aus Stahl erforscht. Die Messungen des Reibungsverhaltens der verschiedenen Proben erfolgten bei Raumtemperatur in Abhängigkeit der Gleitgeschwindigkeit im Geschwindigkeitsbereich von 1∙10 -3 m∙s -1 Bild 7: FFT-Analyse des zeitlichen Vertikalkraftverlaufs von unterschiedlich rußgefüllten NBR-Proben bei einer konstanten Gleitgeschwindigkeit von 4,6·10 -2 m·s -1 T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 60 le Reibkontakte mit höherfrequenten Störungen. Eine hochgefüllte NBR-Probe hingegen weist einen stabilen Gleitkontaktzustand auf. Instabilitäten im Gleitkontakt können sich auf das Reibmoment auswirken und damit auf den existierenden Reibwert eines Werkstoffs. Deswegen sollten bei der Untersuchung und Bewertung des Reibungsverhaltens einer Reibpaarung die Kontaktbedingungen und die Stabilität eines Reibkontaktes beachtet werden. Detektierte Änderungen bei den Kraftverläufen geben direkte Hinweise auf Änderungen in der Reibkontaktzone, das ist der Vorteil des beschriebenen Versuchsaufbaus des neuartigen Kegel-Rotationstribometers. Mit Hilfe des Tribometers lassen sich neue Erkenntnisse über Reibkontakte bei polymeren Werkstoffen gewinnen. Danksagung Die Autoren bedanken sich bei Prof. Dr. rer. nat. Nikolaus Rennar von der Hochschule Würzburg-Schweinfurt für die Herstellung definierter Proben für die vorliegende Untersuchung Literatur 1. HAAS, W. Grundlehrgang Dichtungstechnik [Accessed on: 06.02.2016]. Available from: www.ima.unistuttgart.de/ pdf/ dichtungstechnik/ skript_dichtungstechnik.pdf. 2. WILKE, M., WOLLESEN, V., ESTORFF, O. RWDR - Versuche und RWDR-Tribometerversuche im Vergleich. In: 16th International sealing conference. Stuttgart, 2010, 423-432. 3. SOMMER, M. Einfluss des Schmierfetts auf das tribologische System Radial-Wellendichtung -Betriebsverhalten und Funktionsmodell. Dissertation. Stuttgart, 2015. 4. BOTTIGLIONE, F., et al. Leakage mechanism in flat seals. Journal of Applied Physics, 2009, 106(10), pp. 104902. 5. MOKHTARI, M., SCHIPPER, D.J. and TOLPEKINA, T.V. On the Friction of Carbon Blackand Silica-Reinforced BR and S-SBR Elastomers. Tribology Letters, 2014, 54(3), pp. 297-308. 6. MÜLLER, H. K., BERNARD. S. NAU. Chapter 8: Wellendichtringe ohne Überdruck, 2014 [Accessed on: 15.01.2016]. Available from: www.fachwissen-dichtungstechnik.de/ 7. YAHIAOUI, M., et al. Wear dynamics of a TPU/ steel contact under reciprocal sliding. Wear, 2014, 315(1-2), pp. 103-114. 8. PERSSON, B. N. J. Theory of rubber friction and contact mechanics. Journal of Chemical Physics, 2001, 105(8), p. 3840. 9. PERSSON, B. N. J. On the theory of rubber friction. Surface Science, 1998, 401(3), pp. 445-454. 10. LORENZ, B., et al. Rubber friction: Comparison of theory with experiment. The European Physical Journal E, 2011, 34(12). 11. PUTIGNANO, C., REDDYHOFF, T. and DINI, D. The influence of temperature on viscoelastic friction properties. Tribology International, 2016, 100, pp. 338-343. 12. WANG, L.L., ZHANG, L.Q. and TIAN, M. Mechanical and tribological properties of acrylonitrile-butadiene rubber filled with graphite and carbon black. Materials & Design, 2012, 39, pp. 450-457. Aus der Praxis für die Praxis 61 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 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 (expertsoft) Themenverzeichnisse o Tribologie · Schmierungstechnik o Konstruktion · Maschinenbau · Tribologie · Verbindungstechnik · Oberflächentechnik · Werkstoffe · Materialbearbeitung · Produktion · Verfahrenstechnik · Qualität o Fahrzeug- und Verkehrstechnik o Elektrotechnik · Elektronik · Kommunikationstechnik · Sensorik · Mess-, Prüf-, Steuerungs- und Regelungstechnik · EDV-Praxis o Baupraxis · Gebäudeausrüstung · Bautenschutz · Bauwirtschaft/ Baurecht o Umwelt-, Energie- Wassertechnik · Hygiene / Medizintechnik o Sicherheitstechnik o 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_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 61 Zur Ermittlung der Zusammenhänge wurde ein umfangreiches Versuchsprogramm durchgeführt, bei dem der Einfluss der Gleitgeschwindigkeit und der Kontaktpressung auf den Reibwert, den Verschleiß und die Temperatur experimentell untersucht wurden. Experimentelle Methode Versuchsprogramm Das Versuchsprogramm besteht aus einer zweidimensionalen Variation der Parameter Gleitgeschwindigkeit und Flächenpressung. Diese wurden so gewählt, dass sie die real auftretenden Zustände in Fördersystemen mit Ketten und Gleitschienen aus Kunststoffen abdecken, d. h. die Geschwindigkeit liegt im Bereich von 0,1 bis 1 m/ s und die Pressung zwischen 0,2 und 0,8 MPa [Bos12, SBB15]. Als Werkstoffe werden für Ketten Polyoxymethylen (POM) und für Gleitschienen ultrahochmolekulares Polyethylen (PE-UHMW) am häufigsten eingesetzt. Um Einflüsse durch Additive oder Füllstoffe Aus der Praxis für die Praxis 62 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Einleitung Die Auslegung von Zug- und Tragmitteln in der Stetigfördertechnik (z. B. Kunststoffketten) basiert bisher auf einer rein mechanischen Dimensionierung [Aue06, Mit07]. Jedoch sind mechanische Grenzwerte nur bedingt zur Vermeidung von Systemversagen anwendbar. Mit höheren Geschwindigkeiten oder Pressungen steigt vor allem die thermische Belastung, welche ab einer bestimmten Temperatur zu Systemversagen aufgrund von Erweichen oder Aufschmelzen der Materialien führt. Der Ursprung der thermischen Last liegt im Reibkontakt des tribologischen Systems. Das Verständnis, wie die Reibtemperaturen durch Prozessparameter beeinflusst werden, ermöglicht die Festlegung von Grenzwerten und Auslegungskriterien. Grenzbelastung von thermoplastischen Gleitkontakten am Beispiel von POM - PE Paarungen R. Bartsch, J. Sumpf, A. Bergmann* Die Auslegung von Zug- und Tragmitteln in der Stetigfördertechnik (z. B. Kunststoffketten) basiert bisher auf einer rein mechanischen Dimensionierung. Jedoch sind mechanische Grenzwerte nur bedingt zur Vermeidung von Systemversagen anwendbar. Mit höheren Geschwindigkeiten oder Flächenpressungen steigt vor allem die thermische Belastung, welche ab einer bestimmten Temperatur zu Systemversagen aufgrund von Erweichen oder Aufschmelzen der Kunststoffe führt. Anhand systematischer Untersuchungen werden Zusammenhänge zwischen der Reibtemperatur, dem Reibwert, dem Verschleiß und Prozessparametern ermittelt. Auf dieser Grundlage werden Grenzwerte festgelegt und ein Modell zur Abschätzung der Reibtemperatur entwickelt. Schlüsselwörter Gleitreibung, Trockenreibung, Reibtemperatur, Tribologie, thermoplastischer Kunststoff, pv-Wert The design of traction mechanism and load-carrier of continuous conveying units (e. g. plastic chains) based so far on a purely mechanical dimensioning. However, mechanical thresholds are only applicable in a limited way to avoid system failure. With higher speed or pressure, especially the thermal stress increases, which results in system failure based on softening or melting of the thermoplastics at a certain temperature. By means of systematic studies correlations between friction temperature, coefficient of friction, wear and process parameters are determined. On this basis, limits are determined and a model for estimating the friction temperature is developed. Keywords Sliding friction, dry friction, frictional temperature, tribology, thermoplastic polymer, pv-value Kurzfassung Abstract * Dr.-Ing. Ralf Bartsch Dr.-Ing. Jens Sumpf Dipl.-Ing. André Bergmann Technische Universität Chemnitz, Institut für Fördertechnik und Kunststoffe (IFK), 09126 Chemnitz T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 62 zu vermeiden, ist ein reines POM- Copolymer sowie ein reines PE- UHMW ausgewählt worden. Da reines Polyethylen wegen relativ hoher Reibwerte für höher belastete Gleitkontakte im Dauereinsatz selten zur Anwendung kommt, wurde zusätzlich ein marktübliches gleitadditiviertes PE-UHMW in die Untersuchungen aufgenommen. Das Versuchsprogramm untergliedert sich in Stufentests und 24h- Tests. Mit den Stufentests soll eine schnelle Abschätzung der Einsatzgrenze der Materialpaarungen erfolgen und die Möglichkeit validiert werden, ob diese für eine Aussage zur Grenzbelastung genügen. Im Stufentest wurde eine konstante Flächenpressung eingestellt und die Geschwindigkeit, ausgehend von 0,15 m/ s, in Schritten von 0,15 m/ s auf 1,05 m/ s stündlich erhöht, wobei die erste Geschwindigkeitsstufe zum Einlaufen eine Stunde länger lief. Sobald die Gleitpaarung einen starken Verschleiß zeigte, wurde die Versuchsreihe abgebrochen und die nächste Pressungsstufe getestet. Beginnend mit 0,2 MPa erfolgte die Erhöhung der Flächenpressung um 0,1 MPa bis 0,8 MPa. Anhand der bis zum Abbruch möglichen Parameterkombinationen ergaben sich die Versuche für die 24h-Tests. Zu jeder Parameterkombination wurden mindestens vier Versuche durchgeführt. Der Reibwert und die Reibtemperatur einer Kombination wurden über eine lineare Regression aller jeweiligen Werte der letzten 30 min der Versuche ermittelt. Prüfprinzip und Probengeometrie Die Realisierung der Versuche erfolgte auf einem oszillierenden Tribo-Prüfstand für plattenförmige Probekörper [SSW11]. Bei diesem wird die Oberprobe über eine Hublänge von 100 mm gleitend auf der Unterprobe bewegt. Die Unterprobe ist auf einem federnd gelagerten Messtisch befestigt und erfährt aufgrund der entstehenden Reibkraft eine Auslenkung. Über die Auslenkung und die auf die Oberprobe aufgebrachte Normalkraft lässt sich der Reibwert errechnen. Die Temperatur wird mit einem Pyrometer berührungslos an der Reibkontaktseite der Oberprobe gemessen. Reibwert und Temperatur werden während der gesamten Versuchsdauer kontinuierlich aufgezeichnet. In Bild 1 ist das Prüfprinzip schematisch dargestellt. Die Abmessungen der Oberprobe betrugen 15 x 10 x 3 mm und die der Unterprobe 180 x 25 x 5 mm (siehe Bild 2). Bewertung des Verschleißes Eine quantitative Bewertung des Verschleißes bei den getesteten thermoplastischen Reibpaarungen ist nicht möglich [GüL15]. Messungen von Gewicht und Dicke von konditionierten Proben vor und nach dem Versuch zeigten keine messbaren Unterschiede bzw. waren die Unterschiede so gering, dass sie innerhalb der Fehlertoleranz der Messmittel lagen. Daher ist eine subjektive Verschleißbewertung entwickelt worden. Dabei werden die Oberfläche der Unter- und Oberprobe sowie der Abrieb der Gleitpaarung anhand visueller Merkmale beurteilt und jeweils ein Verschleißwert vergeben. Dieser Wert reicht von 0 („kein Verschleiß“) bis 4 („Verschleißbedingter Abbruch“) und ist in Bild 3 schematisch dargestellt. In Bild 4 sind die typischen Verschleißbilder der vier Stufen abgebildet. Der Verschleißwert einer Paarung ermittelt sich aus dem Maximalwert der fünf Betrachtungskriterien. Werte bis 1 können für den Dauerlauf eingesetzt werden. Der Verschleißwert 2 stellt einen Grenzbereich dar, in dem die Materialpaarung für den Kurzzeitbetrieb noch verwendbar ist. Ab dem Wert 3 sind die zwei Reibpartner nicht für eine Gleitanwendung geeignet. Aus der Praxis für die Praxis 63 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Bild 1: Schematisches Prüfprinzip Bild 2: Probengeometrie T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 63 her, sodass die Versuchsreihe abgebrochen werden musste. Je höher die Pressung, desto höher fällt das Temperaturmaximum aus. Beim Temperaturmaximum betragen die Reibwerte ca. 0,3. Das gleitadditivierte PE-UHMW zeigt bezüglich des Reibwertes ein qualitativ ähnliches Verhalten wie das reine PE-UHMW. Die Reibwerte betragen bei niedrigen Belastungen ca. 0,19 und fallen bei erhöhten Lasten bis auf 0,08 ab. Jedoch steigen die Temperaturen nur langsam bis auf ca. 55 °C. Ab einer Geschwindigkeit von 0,75 m/ s kommt es zu einem plötzlichen Anstieg der Reibtemperatur auf über 160 °C und einer Vervierfach Aus der Praxis für die Praxis 64 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Ergebnisse der experimentellen Untersuchung Stufentests Im Stufentest ergeben sich bei niedrigen Belastungen für die Paarung POM gegen PE-UHMW hohe Reibwerte um 0,4. Diese sinken mit steigender Geschwindigkeit sowie steigender Pressung. Dabei steigt gleichzeitig die Reibtemperatur, die ab bestimmten Belastungen ein Maximum erreicht und bei weiterer Laststeigerung wieder abfällt. Der Temperaturabfall geht immer mit einem hohen thermischen Verschleiß der PE-UHMW-Probe ein- Bild 3: Bewertungsschema für den Verschleiß Bild 4: Typische Verschleißbilder der vier Verschleißstufen am Beispiel der Unterprobe T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 64 ung des Reibwerts. Dabei fällt die Temperatur innerhalb von 15 min unter das Niveau der vorherigen Temperatur, während sich der Reibwert auf den gleichen Wert wie vor dem Anstieg einpegelt. Durch die Erhitzung schmilzt die POM-Oberprobe auf. Mit fallender Pressung fällt die Paarung erst bei größeren Geschwindigkeiten aus. Die Ergebnisse des Stufentest sind in den Bildern 5 und 6 dargestellt. 24h-Tests Die 24h-Tests weisen hinsichtlich der Reibwerte, der Temperaturen und dem Verschleiß ein analoges Verhalten zu den Stufentests auf. Jedoch verschiebt sich die Verschleißgrenze zu geringeren Belastungskombinationen. Die pv-Matrizen sind in Bild 7 und Bild 8 dargestellt. Bei der Betrachtung des reinen PE-UHMW fällt auf, dass sich gegenüber dem Stufentest geringere Temperaturmaxima von 80 bis 100 °C ausbilden, während die Reibwerte annähernd gleich bleiben. Gute Verschleißwerte von 1 werden nur bei niedrigster Geschwindigkeit (0,15 m/ s) und geringen Pressungen von unter 0,6 MPa erreicht. Im Verschleißgrenzbereich kann in der niedrigsten Pressungsstufe bis 0,6 m/ s gefahren werden, während mit steigender Pressungslast die mögliche Geschwindigkeit kontinuierlich bis auf 0,15 m/ s absinkt. Das gleitadditivierte PE-UHMW weist in den 24h-Tests einen größeren Temperaturgradienten zu höheren Belastungen über das getestete pv-Spektrum auf. Die Reibwerte bleiben nahezu konstant. Der Verschleißgrenzbereich beginnt bei 0,3 m/ s bis 0,45 m/ s und endet bei 0,6 m/ s bzw. bei 0,9 m/ s. Die Gleitpaarung verhält sich ähnlich wie in den Stufentests. Es ist anzumerken, dass nicht alle der mindestens vier Versuche in der jeweiligen Belastungsstufe ausgefallen sind, jedoch bereits ein einziger Ausfall als Gesamtausfall gewertet wurde. Die Einlaufzeit, in der der Reibwert stark steigt, verkürzt sich mit steigender Pressung sowie steigender Geschwindigkeit. Wird die Erweichungstemperatur des Werkstoffes erreicht, stellt sich ein konstanter Reibwert ein. Liegt ein ausgedehntes Einlaufverhalten vor, so beträgt der Verschleißwert gleich 1. Im Verschleißgrenzbereich treten kurze Einlaufzeiten auf. Belastungskombinationen nahe oder mit dem Verschleißwert 3 zeigen keine Einlaufzeit und oft ein Überschwingen der Temperatur. In Bild 9 sind exemplarisch Reibwert- und Temperaturverläufe für drei Belastungskombinationen, die je einen Verschleißwert repräsentieren, dargestellt. Aus der Praxis für die Praxis 65 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Bild 5: Reibwerte, Reibtemperatur und Verschleiß von PE-UHMW im Stufentest Bild 6: Reibwerte, Reibtemperatur und Verschleiß eines gleitadditivierten PE-UHMW im Stufentest T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 65 bereich wird das Polyethylen weich und beginnt teilweise zu „schmieren“. Die veränderte Oberfläche führt zu einem Temperaturabfall bei steigender Belastung. Zusatzstoffe im Gleitmaterial heben diese Grenze auf und vergrößern das Belastungsspektrum. Das getestete gleitadditivierte PE-UHMW enthält Paraffin, wie die Mehrzahl auf dem Markt erhältlichen Hochleistungsgleitschienen aus PE-UHMW. Obwohl Aus der Praxis für die Praxis 66 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Diskussion der experimentellen Ergebnisse Die Untersuchungen an der Reibpaarung POM gegen PE-UHMW zeigen, dass die Belastungsgrenze primär von der Reibtemperatur abhängt. Übersteigt diese die Erweichungstemperatur eines beteiligten Werkstoffes, steigt der Verschleiß stark an. Beim PE-UHMW liegt die Temperaturgrenze bei ca. 80 °C. In diesem Temperatur- Bild 7: Reibwerte, Reibtemperatur und Verschleiß von PE-UHMW in den 24h-Tests Bild 8: Reibwerte, Reibtemperatur und Verschleiß von gleit-additivierten PE-UHMW in den 24h-Tests Bild 9: Einlaufverhalten bei unterschiedlichen Gleitgeschwindigkeiten und Pressungen bei POM gegen PE- UHMW im 24h-Test. Links: Verschleißwert 1; Mitte: Verschleißwert 2, Grenzbereich; Rechts: Verschleißwert 3 T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 66 die Ursache des abrupten Ausfalls noch nicht eindeutig geklärt ist, wird der Grund in diesem Zusatzstoff gesehen. Das Paraffin bildet eine Oberflächenschicht, die das Gleitverhalten positiv beeinflusst. Ein möglicher Erklärungsansatz liegt im thermischen Verhalten des Paraffins. Es besitzt ein hohes Wärmespeichervermögen (welches bei latenten Wärmespeichern genutzt wird), hat einen Phasenübergang höherer Ordnung und die Schmelztemperatur liegt im Bereich der Erweichungstemperatur des PE-UHMW. Das heißt nahe der Schmelztemperatur des Paraffins bleibt die Reibtemperatur trotz Wärmezufuhr zunächst konstant und steigt erst, wenn die flüssige Phase erreicht ist, wodurch es dann zu einem stärkeren Temperaturanstieg kommt. Das Phänomen des mit steigender Geschwindigkeit oder steigender Flächenpressung sinkenden Reibwerts ist in der Literatur bekannt und wurde mit den Untersuchungen nachgewiesen. Bis zur Temperaturgrenze weisen Reibwert, Verschleiß und Temperatur ein fast proportionales Verhalten auf. Steigt die Temperatur, sinkt der Reibwert, während der thermische Verschleiß steigt. Semi-analytisches Reibtemperatur-Modell Die rechnerische Bestimmung der Reibtemperatur zwischen zwei gleitenden Körpern ist schon lange Gegenstand der Forschung. Mit steigender Rechenleistungsfähigkeit werden die anfangs einfachen analytischen Modelle [Jae42] immer komplexer [KoH01, LGB09, OsB09] und teilweise von numerischen Methoden abgelöst. Validiert wurden die bekannten Modelle mittels Experimenten an Metall-Metall-Gleitpaarungen und einigen wenigen Metall-Kunststoff-Paarungen. Für die Kunststoff-Kunststoff-Reibung bieten diese Modelle keine realistischen Lösungen und sind daher nicht anwendbar. Deshalb wurde ein semi-analytisches Modell entwickelt, mit dem die maximale abgeschätzte Reibtemperatur im stationären Zustand bei einem periodisch wiederholenden Bewegungsablauf berechnet werden kann: mit der Reibleistungsdichte dem Kontaktanteil dem Wärmeübergangskoeffizienten an der Oberfläche des übergleitenden Körpers dem Wärmedurchgang des bewegten Körpers k 1 sowie des zu übergleitenden Körpers k 2 und der Umgebungstemperatur T U . In die Reibleistungsdichte, fälschlicherweise oft als Reibleistung bezeichnet, fließt der Reibwert, die Flächenpressung und die Gleitgeschwindigkeit ein. Der Kontaktanteil ist ein Verhältnis von Kontaktzeit zu Gesamtzeit, und kann bei einer gleichförmigen Bewegung auch mit dem Verhältnis Kontaktlänge zu übergleitender Länge substituiert werden. Der Wärmeübergangskoeffizient gilt für das Umgebungsmedium Luft und ist von der Gleitgeschwindigkeit und der freien Länge abgängig. Die Wärmedurchgangskoeffizienten setzen sich jeweils aus der Probendicke, der Wärmeleitfähigkeit und den Wärmedurchgang der Anbauteile zusammen. Anbauteile bei Nachbildung der Versuche sind z. B. der Messtisch und die Oberprobenaufnahme. Die Bestimmung des Wärmedurchgangs der Anbauten kann mit Hilfe einer numerischen Simulation erfolgen. Wird das Modell auf die Reibpaarung POM gegen PE- UHMW und den Versuchsaufbau angewandt, ergeben sich Reibtemperaturen, die in Bild 10 dargestellt sind. Dabei wurde der Reibwert bei niedrigster Belastungsstufe als Grundlage genommen und über das gesamte Belastungsspektrum konstant gesetzt. Dadurch ist es möglich, die Temperaturgrenze und damit die Belastungsgrenze sichtbar zu machen. Beispielhaft ist in Bild 10 außerdem die Verschiebung dieser Grenze durch eine Verdopplung der Wärmeleitfähigkeit des PE-UHMW unter Annahme gleicher Reibbedingungen dargestellt. Aus der Praxis für die Praxis 67 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Bild 10: Berechnete Reibtemperatur von POM gegen PE-UHMW (links normal; rechts mit theoretisch doppelter Wärmeleitfähigkeit) T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 67 Literatur [Aue06] Auerbach, P.: Zur Beanspruchung und Lebensdauer raumgängiger Gleitketten aus Kunststoffen, Disseration, TU Chemnitz, 2006. urn: nbn: de: swb: ch1- 200600396 [Bar17] Bartsch, R.: Erweiterung der Dimensionierungsgrundlagen für Gleitkettenfördersysteme, Disseration, TU Chemnitz, 2017. urn: nbn: de: bsz: ch1-qucosa- 229404 [Bos12] Bosch Rexroth AG: Kettenfördersysteme - Vario- Flow - Ausgabe 4.4, Mediennr. 3 842 527 828, 2012 [SBB15] Sumpf, J.; Bankwitz, H.; Bartsch, R.; Strobel, J.: Calculation Methods for Chain Conveyor Systems. Conference Proceedings of the 2. International Symposium Plastic-Slide-Chains and Tribology in Conveyor Systems, Chemnitz, 21/ 22. April 2015, S. 181-191, ISBN 978-3-945479-03-2 [SSW11] Sumpf, J.; Schumann, A; Weise, S.; Nendel, K.; Eichhorn, S.: Neues Prüfverfahren zur Reibungs- und Verschleißbewertung von Kunststoff-Gleitpaarungen. Tribologie und Schmierungstechnik 58 (2011), Heft 4, S. 47-50, ISSN 0724-3472 [GüL15] Güner, T.; Ludwig, P.: Testing of influencing factors on tribological properties of chain conveyor systems, Conference Proceedings of the 2. International Symposium Plastic-Slide-Chains and Tribology in Conveyor Systems, Chemnitz, 21/ 22. April 2015, S. 23- 35, ISBN 978-3-945479-03-2 [Jae42] Jaeger, J. C.: Moving sources of heat and the temperature at sliding contact. In: Proceedings of the Royal Society of New South Wales Bd. 76 (1942), S. 203- 224 [KoH01] Komanduri, R.; Hou, Z. B.: Analysis of heat partition and temperature distribution in sliding systems. Wear Bd. 251 (2001), Nr. 1-12, S. 925-938 [LGB09] Laraqi, N.; Alilat, N.; Garcia de Maria, J. M.; Bairi, A.: Temperature and division of heat in a pin-on-disc frictional device - Exact analytical solution. Wear Bd. 266 (2009), Nr. 7-8, S. 765-770 [Mit08] Mitzke, F.: Eigenschaftsprofile neuartiger faserverstärkter Kunststoffgleitketten für den Stückguttransport, Dissertation, TU Chemnitz, 2008. [OsB09] Osman, T.; Boucheffa, A.: Analytical solution for the 3D steady state conduction in a solid subjected to a moving rectangular heat source and surface cooling. Comptes Rendus Mécanique Bd. 337 (2009), Nr. 2, S. 107-111 Aus der Praxis für die Praxis 68 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Die Herleitung und Beschreibung des semi-analytischen Reibtemperatur-Modells ist in [Bar17] detailliert beschrieben, ebenso wie weitere Validierungen mittels Proben mit modifizierter Wärmeleitfähigkeit sowie anhand eines Demonstrator-Gleitkettenförderers. Zusammenfassung Es wurden die Zusammenhänge zwischen Reibwert, Temperatur und Verschleiß bei veränderlichen Gleitgeschwindigkeiten und Flächenpressungen am Beispiel einer POM - PE-UHMW Gleitpaarung systematisch untersucht. Die zu Beginn durchgeführten Stufentests, bei dem eine Belastung stündlich verändert wird, können zur groben Abschätzung der Verschleiß- und Temperaturgrenze genutzt werden. Jedoch liefern sie keine Aussagen zum Langzeitverhalten, welche mit 24h-Tests getroffen wurden. Die Untersuchungen zeigten einen maßgeblichen Einfluss der Reibtemperatur auf den Reibwert, den Verschleiß und das Reibverhalten. Außerdem konnte nachgewiesen werden, dass innerhalb des praxisnahen pv-Spektrums die Gleitgeschwindigkeit einen größeren Einfluss als die Kontaktpressung besitzt. Damit liefert der übliche pv-Wert aufgrund seiner linearen Charakteristik und der Nichtbeachtung der konstruktiven sowie umgebungstechnischen Bedingungen keine Aussage zu den realen Grenzbelastungen. Es stellte sich heraus, dass es sinnvoll ist, die Belastungs- und Anwendungsgrenze einer thermoplastischen Reibpaarung anhand der Temperatur zu definieren. Mit einem geeigneten Modell kann die Reibtemperatur bestimmt und zur praxisgerechten Auslegung angewendet werden. Dazu wurde ein semi-analytisches Reibtemperatur-Modell aufgestellt, welches mit den Ergebnissen der experimentellen Untersuchungen validiert wurde. Verweisend auf die weitergeführten Untersuchungen [Bar17] wurde die Anwendbarkeit auf ein Gleitketten-Fördersystem nachgewiesen, wodurch eine thermische Auslegung anhand einer Temperaturgrenze durchgeführt werden kann. Weiterführende Untersuchungen an anderen Kunststoff- Gleitpaarungen und Kettenfördersystemen sollen noch durchgeführt werden, um so das Anwendungsspektrum und die Plausibilität der Methode zu erhöhen. Danksagung Das Forschungsprojekt wurde von der Röchling Stiftung GmbH gefördert. T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 68 Nachrichten 69 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 fen. Die Ergebnisse schlugen sich in vielen Medaillenplätzen bei Weltmeisterschaften und Olympischen Spielen nieder. 1992 ging Prof. Fleischer in den wohlverdienten Ruhestand. Neben der Anfertigung von mehr als 100 wissenschaftlichen Veröffentlichungen und der Mitwirkung an mehreren Lehrbüchern, brachte er 1980 zusammen mit den Co-Autoren Dr. Horst Gröger und Dr. Heinz Thum das Fachbuch „Verschleiß und Zuverlässigkeit“ heraus. Des Weiteren erstellte er über 140 Promotions- und Habilitationsgutachten für Wissenschaftler aus 13 Ländern. Für sein herausragendes berufliches Schaffen wurden Prof. Fleischer eine Vielzahl von Auszeichnungen verliehen. Die höchste internationale Auszeichnung für einen Tribologen erhielt Prof. Fleischer im Jahre 1989 mit der Tribology Gold Medal des International Tribology Council für seine energetische Reibungs- und Verschleißtheorie. Im nationalen Rahmen erfolgte die höchste Auszeichnung 1994 mit der Verleihung des Georg-Vogelpohl-Ehrenzeichens durch die Gesellschaft für Tribologie e.V.. Wir verlieren mit Prof. Fleischer einen herausragenden Wissenschaftler, Kollegen und Freund, der sich bleibende Verdienste in der Tribologie erworben hat. Wir werden ihm ein ehrenvolles Andenken bewahren. Prof. Dr.-Ing. habil. Dirk Bartel Nachruf für Prof. Dr.-Ing. habil. Gerd Fleischer Tief betroffen hat uns die Nachricht, dass Prof. Fleischer am 12. Januar 2018 im Alter von 90 Jahren in Magdeburg verstorben ist. Prof. Fleischer wurde am 13. Juni 1927 in Freital bei Dresden geboren. Nach einer Berufsausbildung zum Technischen Zeichner, der Erlangung der Hochschulreife, einem Studium des Maschinenbaus an der Technischen Hochschule Dresden und anschließender Promotion im Jahre 1961 an derselben Einrichtung, leitete Prof. Fleischer von 1960 bis 1965 kommissarisch das neu gegründete Institut für Maschinenelemente und Schmierungstechnik an der Hochschule für Schwermaschinenbau in Magdeburg (ab 1961 Technische Hochschule Otto-von-Guericke, ab 1987 Technische Universität Otto-von-Guericke Magdeburg). Nach seiner Habilitation im Jahre 1965 erfolgte die Ernennung zum Professor und Direktor des Institutes für Maschinenelemente und Schmierungstechnik. Durch Umstrukturierungen wurde das Institut im Jahre 1969 in Institut für Konstruktions- und Tribotechnik umbenannt. Prof. Fleischer übernahm hier die Institutsleitung und die Leitung des Lehrstuhls für Maschinenelemente und Tribotechnik. Neben den Aufgaben als Dekan und Senatsmitglied, verantwortete Prof. Fleischer ab 1970 auch die Koordinierung der wissenschaftlichen Grundlagenforschung im Bereich der Tribologie an den Hochschulen der DDR. Sein größter Forschungsbeitrag war die Begründung und Entwicklung der energetischen Reibungs- und Verschleißtheorie, die weltweite Anerkennung gefunden hat. Erwähnenswert sind auch seine Forschungen zum Reibungsverhalten von Bob- und Rennschlittenku- T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 69 Nachrichten 70 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Mitteilungen der GfT x assung (ma f urz K agsanmeldu ortr V e DIN A4) an: x. 1 Seit e ähig f e -Mail mit aussag ung per E Ein er Call for papers ladung zur Vortragsa s anmeldung » » » » » » agsanmeldu ortr V German and English .......................... .............................. ...................................... ............ ............................... ........................................... en/ ung T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 70 Nachrichten 71 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Mitteilungen der GfT » - » - » - - » » » » » » » » » » - » » » » » - : » - » » » T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 71 Nachrichten 72 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Mitteilungen der GfT Wir möchten gerne gemeinsam mit euch den Wissensaustausch im Fachgebiet Tribologie fördern und von allen möglichen Seiten beleuchten. Im Fokus des Symposiums stehen: » und Abschlussarbeiten » Diskussion von aktuellen Forschungsthemen bzw. laufenden Arbeiten » für große Konferenzen » Bühne für junge Forscher und Nachwuchstribologen Für euch bietet sich die Möglichkeit, sich mit ande- 8.-9. Mai 2018 Fon: +49 241 4006655, Fax: +49 241 4006654 Mail: info@junge-tribologen.de, Web: www.junge-tribologen.de g , erste Erfahrungen in der Vorstellung eurer Forschungsthemen zu sammeln. Zudem unterstützen wir euch bei Fragestellungen zu den The- - T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 72 Nachrichten 73 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Mitteilungen der GfT » Anme » Einre » » TTeilnehmer eilnehmer » » Mitg » Scien » » Science Slam » Abendveranstaltung » Seminar eldung Vortrag 01.03.2018 eichung Abstract 01.04.2018 07.05.2018 ehmer lieder des Arbeitskreises nce Slam und Studenten Fachgebiet Systemdynamik und Reibungsphysik T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 35 Seite 73 Nachrichten 74 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Als Auftakt der Tagungssaison fand vom 9. bis 11. Januar das „21 st International Colloquium Tribology - Automotive and Industrial Lubrication“ an der Technischen Akademie Esslingen (TAE) statt. Vor 42 Jahren von Prof. Wilfried Bartz initiiert und ursprünglich als kleine Veranstaltung für den fachlichen Austausch einer überschaubaren Gruppe von Schmierstoffexperten gedacht, zog das Colloquium bereits bei seinem Beginn 1976 über 300 Teilnehmer an und hat sich zur größten Tribologie-Tagung in Europa entwickelt. Auch in diesem Jahr fanden ca. 550 Teilnehmer wieder den Weg nach Ostfildern und konnten sich in 12 Plenarvorträgen, 8 Parallelsitzungen mit ca. 200 Vorträgen und einer Fachausstellung auf den neuesten Stand tribologischer Forschung und Entwicklung rund um die Automobil- und industrielle Produktionstechnik bringen. Begrüßt wurden die Teilnehmer von Oberbürgermeister Christof Bolay, was die Bedeutung von Tagungen dieser Größe für Ostfildern als Veranstaltungsort unterstreicht. Nach weiteren Grußworten von Hans-Joachim Mesenholl für die TAE-Leitung und Prof. Bartz, der die Tagung heute als Ehrenvorsitzender begleitet, erinnerte der Vorsitzende der GfT, Dr. Wincierz, an den 2016 verstorbenen Namensgeber des Fachgebiets Tribologie, Prof. Peter Jost. Inhaltlich muss sich eine solche Veranstaltung natürlich den aktuellen Herausforderungen in der KFZ-Branche stellen. Dies kam bereits durch die Plenarvorträge am ersten Tag zum Ausdruck, die sich ausschließlich um neue Technologien wie E-Mobilität, alternative Kraftstoffe und Digitalisierung drehten. Im Vortragsprogramm waren wie in jedem Jahr die traditionellen Schmierstoffthemen rund um Motoröle, Fette und Kühlschmierstoffe stark vertreten. Weitere Schwerpunkte lagen auf der Getriebeschmierung, der Tribologie der Kunststoffe und der Zustandsüberwachung. In der Abschlussveranstaltung wurde das Thema E-Mobilität wieder aufgenommen. Entgegen der häufig vertretenden Meinung, dass nicht genügend Batterie-Rohstoffe für eine massenhafte Verbreitung von E-Mobilen verfügbar sind, konnte Thorsten Brandenburg von der Bundesanstalt für Geowissenschaften und Rohstoffe zeigen, dass sowohl die Ressourcen als auch der voran getriebene massive Ausbau von Produktionskapazitäten für Cobalt, Nickel, Lithium und Graphit durchaus ausreichen. Allerdings bewirkt die stark gestiegene Nachfrage einen rasanten Anstieg der Rohstoffpreise. Zum Schluss gab ein Beitrag des GfT-Arbeitskreises „Junge Tribologen“ einen Ausblick in die personelle Zukunft des Fachgebiets. Fünf junge Ingenieurinnen und Ingenieure stellten einzelne Projekte des Arbeitskreises sehr lebendig vor und machten damit deutlich, dass die Tribologie auch in Zukunft in guten Händen sein wird. Ein Blick auf die Mitglieder des Programmausschusses zeigt, dass die Tagung auch in diesem Jahr tatkräftig durch die GfT mitgestaltet wurde. Die gute Zusammenarbeit wird sicher auch zum Erfolg des „22 nd International Colloquium Tribology“, das vom 28. bis 30. Januar 2020 wieder an der TAE stattfinden wird, beitragen. Th. Gradt Mitteilungen der GfT „21 st International Colloquium Tribology“ in Esslingen Gespräche am Gft-Stand Diskutieren und arbeiten im Foyer der TAE Grußwort von Prof. Bartz Dr. Wincierz erinnert an den verstorbenen Peter Jost T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 74 Nachrichten 75 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Wieder einmal war das Technologie- und Forschungszentrum Wiener Neustadt (tfz) Veranstaltungsort für die traditionelle Jahrestagung der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft. Schon am Vorabend (21. November 2017) wurde zu einem „Tribo-Treff“ geladen, der insbesondere dem 15-jährigen Bestehen der „Forschungstochter“ der ÖTG, des Österreichischen Kompetenzzentrum für Tribologie (AC2T research GmbH), am Standort Wiener Neustadt gewidmet war. Eröffnet wurde die Abendveranstaltung von Mag. Helmut M IER- NICKI , (Geschäftsführer, ecoplus - NÖ Wirtschaftsagentur GmbH. oder kommt doch eine Innovation? Ein Ruf nach einem Rechen-Modell der 4. Generation“ ■ Univ.-Prof. Dr. Carsten G ACHOT (TU Wien, AT) beschäftigte sich mit der Frage „Surface Texturing - Quo Vadis? A Critical Review on Surface Texturing for Tribological Applications“. Den Tagungsteilnehmern wurden im weiteren Veranstaltungsverlauf in zwei separaten Sessions insgesamt 11 Vorträge in deutscher Sprache und 11 Präsentationen sowie zusätzlich Poster in englischer Sprache geboten. Sämtliche Beiträge sind in gedruckter Form bzw. als CD dokumentiert und im Wege des ÖTG-Sekretariates (office@oetg.at) erhältlich. Das ÖTG-Symposium war auch Anlass, langjährige ÖTG-Mitglieder zu ehren: Miba Gleitlager Austria GmbH, AT, (Bild) und Ulbrich Maschinenbau- und Export-Import Betriebsg.m.b.H, AT, (40 Jahre), Optimol Instruments GmbH, DE, (30 Jahre) sowie Anglo Euro Scientific, UK, und Wessely GmbH, AT, (10 Jahre). Mitteilungen der ÖTG ÖTG-Symposium 2017 - ein Rückblick Univ.-Prof. Dr. Friedrich F RANEK (ÖTG-Präsident) überreicht die Anerkennungsurkunde aus Anlass der 40jährigen ÖTG-Mitgliedschaft der Miba Gleitlager Austria GmbH an Dr. Martin O FFENBECHER (Miba Bearing Group) Bild: ÖTG Vlnr: Dr. Andreas P AUSCHITZ (Geschäftsführer, AC2T research GmbH), Mag. Helmut M IERNICKI , (Geschäftsführer, ecoplus) sowie Univ.-Prof. Dr. Friedrich F RANEK (ÖTG-Präsident) beim „Tribo-Treff“ Bild: ÖTG Das ÖTG-Symposium 2017 am 22. November 2017 - es war die 42. Jahrestagung seit Bestehen des wissenschaftlichen Vereins - stand unter dem traditionellen Motto „Tribologie in Industrie und Forschung“, diesmal mit dem spannenden Fokus „Neue Aufgaben - Innovative Lösungen“. Hochkarätige Plenarvorträge zu unterschiedlichen Aspekten dieser Thematik stimmten die Tagungsteilnehmer ein: ■ Dr. Conrad R EYNVAAN (tanaceti GmbH, AT) referierte zum Thema „Trends in Tribology Discovered by a Semantic Big Data Analysis“. ■ Univ.-Prof. Dr. Hannes H ICK (TU Graz, AT) sprach über „Tribologische Herausforderungen der E-Mobilität“. ■ Prof. Wilfried J. B ARTZ (T+S Akademie - Tribologie und Schmierungstechnik, DE) präsentierte den Vortrag „Decreasing Importance for Automobile Engine and Gear Oils for Complete Electromobility“. ■ Dipl.-Ing. Hubert K ÖTTRITSCH (etc engineering - training - consulting, AT) betrachtete kritisch das Thema „Wälzlager-Lebensdauerberechnung - Stagnation Das ÖTG-Symposium 2017 wurde dankenswerter Weise unter Beteiligung des Bundesministeriums für Verkehr, Innovation und Technologie (BMVIT) und des Landes Niederösterreich abgehalten. Die ÖTG konnte zum Symposium 2017 insgesamt 90 Teilnehmer begrüßen, darunter auch aus Deutschland, Schweden, Spanien, Russland und Tschechien. 18.01.2018 / Martina G ANTAR -H OFINGER Vorankündigung: ÖTG-Symposium 2018 „Tribologie in Industrie und Forschung“ 20./ 21. November 2018 - Wien, AT T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 75 Patentumschau 76 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Method and apparatus for forming lubricant film in cold forging through three steps of processes which form the lubricant film. Je, Jin Soo; Kim, Yeong Jung; Lee, Gwang O.; Park, In Woo; Park, Jae Ung (S. Korea) Repub. Korean Kongkae Taecho Kongbo KR 2004 96,479 (Cl. B21J3/ 00), 16.11.2004 (145: 253575x) Method and apparatus for lubrication of works ontheir cold forging. Yamauchi, Kunio; Iwakura, Katsuyuki; Nishii, Kiyoaki; Imai, Tomiyuki; Murayama, Minoru; Watanabe, Masayuki (Denso Co., Ltd., Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 224,163 (Cl. B21J3/ 00), 31.08.2006 (145: 253580v) Equipments for feeding lubricating oil during cold rolling and cold rolling process. Takahama, Yoshihisa; Shiraishi, Toshiyuki; Ogawa, Shigeru (Nippon Steel Corp., Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 224,141 (Cl. B21B27/ 10), 31.08.2006 (145: 253581w) Nitrogen and hinered phenol containing dual functional macromolecular antioxidants: synthesis, performances and applications as antioxidants in oxidizable materials. Kumar, Rajesh; Yang, Suizhou; Kumar, Vijayendra; Cholli, Ashok L. (USA) U. S. Pat. Appl. Publ. US 2006 189/ 824 (Cl. 562-442; C07C215/ 34), 24.08.2006 (145: 271485x) Low odor acrylonitrile-butadiene-styrene copolymer composite. Weng, Yonghua; Zhang, Xiangfu; Zhou, Wen (Shanghai Pret Composites Co., Ltd., Peop. Rep. China (Faming Zhuanli Shenqing Gongkai Shuomingshu CN 1,699,469 (Cl. C08L55/ 02), 23.11.2005 (145: 272532x) Low-odor acrylonitrile-butadiene-styrene copolymer (abs) material, and its preparation. Weng, Yonghua; Zhang, Xiangfu; Zhou, Wen (Shanghai Pret Composites Co., Ltd. Peop. Rep. China) Faming Zhuanli Shenqing Gongkai Shuomingshu CN 1,699,470 (Cl. C08L55/ 02), 23.11.2005 (145: 272535a) Fire-resistand polyolefin compositions with excellent flexibility and scratch resistance and metal pipes coated with them. Ishida, Katsuyoshi; Suzuki, Atsushi; Iwamoto, Minoru; Masui, Akira (Fujikura Ltd., Japan) Jpn. Kokai Tokkyo Koho JP 2006 232,954 (Cl. C08L23/ 08), 07.09.2006 (145: 272968u) Vegetable glyceride based wax/ lubricant for snow ski. Bradley, Tyler A. (Can.) Can. Pat. Appl. CA 2,498,447 (Cl. C08L91/ 00), 21.08.2006 (145: 273658e) Method for preparing emulsifying oil for drawing copper wire at high speed. Yu, Zhuoxin (Peop. Rep. China) Faming Zhuanli Shenqing Gongkai Shuomingshu CN 1,769,406 (Cl. C10M159/ 04), 10.05.2006 (145: 274502m) Method for preparing special emulsifying oil for rolling copper wire at high speed. Yu, Zhuoxin (Peop. Rep. China) Faming Zhuanli Shenqing Gongkai Shuomingshu CN 1,769,407 (Cl. C10M159/ 04), 10.05.2006 (145: 274503n) Lubricating oil composition for automatic transmission. Mun, U. Sik; Yang, Si Won (SK Corporation, S. Korea) Rep. Korean Kongkae Taeho Kongbo KR 2004 72,434 (Cl. C10M169/ 04), 18.08.2004 (145: 274504p) Vacuum catalytic copyrolysis of waste rubber and waste lubricant. Wang, Yuzhong; Zhou, Qian; Qu, Wei; Zhang, Jing; Lan, Wenwen; Yang, Jiawei; Wu, Yanhui (Sichuan University, Peop. Rep. China) Faming Zhuanli Shenqing Gongkai Shuomingshu CN 1,818,025 (Cl. C10G1/ 10), 16.08.2006 (145: 274505q) Method for preparing lubricating oil additive containing uniformly suspended diamond nanoparticles. Li, Shengguo; Zhang, Yunsheng (Shenzhen Jingangyuan New Material Development Co., Ltd., Peop. Rep. China) aming Zhuanli Shenqing Gongkai Shuomingshu CN 1,696,258 (Cl. C10M125/ 26), 16.11.2005 (145: 274509u) Process for producing unsaturated hydrocarbon compounds. Fujikawa, Shinjiro; Okamoto, Takuji; Yokota, Kiyohiko (Idemitsu Kosan Co., Ltd., Japan) PCT Int. Appl. WO 2006 88,038 (Cl. C07C2/ 30), 24.08.2006 (145: 274510n) Method for producing unsaturated hydrocarbon compounds. Yokota, Kiyohiko; Okamoto, Takuji , Fujikawa, Shinjiro (Idemitsu Kosan Co., Ltd., Japan) PCT Appl. WO 2006 88,020 (Cl. C07C2/ 34), 24.08.2006 (145: 274511p) Crankcase lubricating oils containing metal detergents and ester-based and molybdenum complex-based antifriction additives. Lawrence, Brian; Glyde, Roger (Infineum International Limited, UK) Brit. UK Pat. Appl. GB 2,423,524 (Cl. C10M141/ 10), 30.08.2006 (145: 274514s) Patentumschau T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 76 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 In- Maschinenelement Zahnräder - Vergütetes Stirnrad standhaltung 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: Verschleiß Unterbegriff: Verschleiß durch Eingriffsstörungen Beschreibung des Schadensbildes In Zahnhöhenrichtung verlaufende Schabemarken, später Abrundung der Kopfkante. Schadensursache Mängel in der Geometrie der Verzahnung oder Unterschreitung des vorgeschriebenen Achsabstandes. Schadensanalyse/ Schadenskatalog 77 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 77 Hinweise für unsere Autoren 78 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Tribologie und Schmierungstechnik Herausgeber und Schriftleiter Prof Dr.-Ing. Dr.h.c. Wilfried J. Bartz Mühlhaldenstraße 91 73770 Denkendorf Telefon/ Fax (07 11) 3 46 48 35 E-Mail: wilfried.bartz@tribo-lubri.de www.tribo-lubri.de. Verlag expert verlag GmbH Wankelstr. 13 , 71272 Renningen Telefon (0 71 59) 92 65-12 Telefax (0 71 59) 92 65-20 E-Mail: info@expertverlag.de www.expertverlag.de Redaktion Dr. rer. nat. Erich Santner E-Mail: esantner@arcor.de Telefon (02 28) 9 61 61 36 Checkliste Nach Abschluss der Satzarbeiten erhalten Sie einen Korrekturabzug mit der Bitte um kurzfristige Durchsicht und Freigabe. Änderungen gegen das Manuskript sind in diesem Stadium nicht mehr möglich. Bitte beachten Sie ferner Redaktion und Verlag gehen davon aus, dass die Autoren zur Veröffentlichung berechtigt sind, dass die zur Verfügung gestellten Texte und das Bildmaterial nicht Dritte in ihren Rechten verletzen und dass bei Bildmaterial, wo erforderlich, die Quellen angeben sind. Bitte holen Sie im Zweifelsfall eine Abdruckgenehmigung beim Rechteinhaber ein. Redaktion und Verlag können keine Haftung für eventuelle Rechtsverletzungen übernehmen. Es ist geplant, Ihren Beitrag nach Erscheinen in unserer Zeitschrift auch digital unter www.expertverlag.de anzubieten. Bitte senden Sie eine Mail an Herrn Paulsen (Paulsen@expertverlag.de), falls Sie dagegen Einwände haben sollten. Ihre Mitarbeit in Tribologie und Schmierungstechnik ist uns sehr willkommen! Autorenangaben Federführender Autor:  Postanschrift  Telefon- und Faxnummer  E-Mail-Adresse Alle Autoren:  Akademische Grade, Titel  Vor und Zunamen  Institut/ Firma  Ortsangabe mit PLZ Umfang / Form  bis ca. 15 Seiten, (ca. 1200 Wörter)  12 pt, 1,5-zeilig  neue deutsche Rechtschreibung und Kommasetzung bitte nach Duden Daten (CD)  Beitrag in WORD und als PDF (beide mit Bildern und Bildunterschriften etc.)  Bilddaten unbedingt zusätzlich als tif oder jpg (300 dpi / ca. 2000 x 1200 Pixel der Originaldatei) (Bilder in WORD reichen nicht aus! ) Manuskript bitte auf weißem Papier, einseitig bedruckt, Seiten durchnummerien:  kurzer, prägnanter Titel  deutsche Zusammenfassung, 5 bis 10 Zeilen, ca. 100 Wörter  Schlüsselwörter 6 bis 8 Begriffe  englisches abstract, 5 bis 10 Zeilen, ca. 100 Wörter (bitte von einem Muttersprachler prüfen lassen)  Keywords, 6 bis 8 Begriffe  Bilder / Diagramme / Tabellen (bitte durchnummerieren und Nummern im Text erwähnen)  Bild- und Diagramm-Unterschriften, Tabellen-Überschriften  Literaturangaben Manuskript und Daten bitte per Post an Prof Dr.-Ing. Dr.h.c. Wilfried J. Bartz Mühlhaldenstraße 91 73770 Denkendorf T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 78 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik 79 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik W. J. Bartz, Denkendorf 4.4.4 Schmierung von Wälzlagern Allgemeine Zusammenhänge Für eine optimale Schmierung müssen die folgenden Parameter berücksichtigt werden: - Schmierstoff: Festschmierstoff, Schmierfett oder Öl - Schmierverfahren - Geräte zur Schmierstoffzufuhr - Konstruktive Maßnahmen - Erreichbarer Drehzahlkennwert - Geeignete Lagerbauarten. Tabelle 4.9 gibt Hinweise für den Zusammenhang zwischen den genannten Parametern bei Schmierung mit Festschmierstoffen und Schmierfetten. Wird mit Öl in größeren Mengen geschmiert, gelten die in Tabelle 4.11 dargestellten Zusammenhänge, wird Öl jedoch in kleinen aber ausreichenden Mengen zugeführt, kann man sich an die Hinweise in Tabelle 4.12 halten. Für die Entscheidung zwischen Fett- und Ölschmierung sind die folgenden Gesichtspunkte zu berücksichtigen: - Drehzahl, d.h. Erwärmung - Konstruktion - Betriebsbedingungen - Wartung. Tabelle 4.9: Wahl des Schmierungsverfahrens für Festschmierstoffe und Schmierfette Tabelle 4.10: Wahl des Schmierungsverfahrens für eine Minimalmengen-Schmierung T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 79 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik 80 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Im folgenden einige Hinweise dazu: a) Drehzahlgrenze f (Lagertyp) Richtwert: n d m > 0,5 · 10 6 für Ölschmierung bei Nachschmierfrist > 200 h b) Konstruktion Dichtungen, andere Reibstellen, Geräuschdämpfung, Vibrationsdämpfung c) Betriebsbedingungen, Wärmeabfuhr, Abtropfen d) Wartung, Lebensdauerschmierung Zulässige Drehzahlen in Abhängigkeit von der Lagergröße für verschiedene Lagertypen zeigt Bild 4.36. Man erkennt, dass bei gegebener Lagergröße die zulässige Drehzahl für Fettschmierung bei einem Pendelrollenlager viel niedriger ist als bei einem Rillenkugellager. Der Grund hierfür ist der viel höhere Gleitanteil der Geschwindigkeit bei Rollenlager, der zu niedrigeren Grenzdrehzahlen für Fettschmierung führt. Dieser unterschiedliche Gleitanteil wird durch einen Faktor gekennzeichnet. Einzelheiten hierzu enthält Bild 4.36, welches eine Grenzkurve für den Übergang von der Fettschmierung zur Ölschmierung zeigt. Zusätzlich zeigt dieses Bild die zulässigen Betriebsbereiche N, HL und HN, die wie folgt gekennzeichnet sind: Bereich N - Normaler Betriebsbereich für Schmierfette K nach DIN 51825, Bereich HL - Bereich hoher Belastungen für Schmierfette KP, Bereich HN - Bereich hoher Drehzahlen. Der Faktor zur Kennzeichnung des Anteils der im Vergleich zur Wälzgeschwindigkeit wird mit k a bezeichnet. Typische k a -Werte sind k a = 1 Rillenkugellager, Schrägkugellager, Vierpunktlager, Pendelkugellager, radial belastete Zylinderrollenlager, Axial-Rillenkugellager k a = 2 Pendelrollenlager, Kegelrollenlager, Nadellager k a = 3 axial belastete Zylinderrollenlager, vollrollige Zylinderrollenlager. Tabelle 4.11: Wahl des Schmierungsverfahrens für größere Ölmengen Bild 4.36: Abgrenzung zwischen Fett- und Ölschmierung T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 80 Normen 81 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen Z DIN ISO 3016: 1982-10 Mineralölerzeugnisse; Bestimmung des Pourpoints Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 3016: 2017-11 DIN ISO 3016: 2017-11 Print: 58,40 EUR/ Download: 53,70 EUR Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Pourpoints (ISO 3016: 1994) Petroleum products - Determination of pour point (ISO 3016: 1994) Ersatz für DIN ISO 3016: 1982-10 Gegenüber DIN ISO 3016: 1982-10 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Verweis auf automatische Geräte hinzugefügt; b) Anforderungen an das Thermometer wurden in den normativen Anhang A verschoben. Dieses Dokument legt ein Verfahren zu Bestimmung des Pourpoints von Mineralölerzeugnissen fest. Ein zur Bestimmung des unteren Pourpoints von Heizölen, schweren Grundölen für Schmieröle und anderen Produkten, die Rückstandsölkomponenten enthalten, geeignetes Verfahren wird ebenfalls beschrieben. E DIN EN ISO 3104: 2017-11 Print: 102,30 EUR/ Download: 94,10 EUR Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität (ISO/ DIS 3104: 2017); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 3104: 2017 Petroleum products - Transparent and opaque liquids - Determination of kinematic viscosity and calculation of dynamic viscosity (ISO/ DIS 3104: 2017); German and English version prEN ISO 3104: 2017 Vorgesehen als Ersatz für DIN EN ISO 3104: 1999-12 Erscheinungsdatum: 2017-10-20 Einsprüche bis 2017-12-20 Gegenüber DIN EN ISO 3104: 1999-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Aktualisierung der Präzisionsdaten für alle Brennstoffe auf dem Markt; b) Aufnahme von Biodiesel(FAME)-Mischungen und paraffinischem Dieselkraftstoff in den Anwendungsbereich; c) Ergänzung der Zulässigkeit von automatischen Verfahren; d) Aufnahme von Verfahrensbeschreibungen für automatische Verfahren. Diese internationale Norm beschreibt die Bestimmung der kinematischen Viskosität transparenter und undurchsichtiger flüssiger Mineralölprodukte durch Messung der Zeit, die ein bestimmtes Volumen einer Flüssigkeit benötigt, um unter Schwerkrafteinfluss durch ein kalibriertes Glas-Viskosimeter zu fließen. Verfahren A ist dabei die manuelle Messung unter Verwendung von Glas-Viskosimetern, Verfahren B die Messung unter Verwendung von Glaskapillarviskosimetern in einer automatisch arbeitenden Apparatur. Die dynamische Viskosität, η, wird durch Multiplikation der gemessenen kinematischen Viskosität mit der Dichte, ρ, der Flüssigkeit ermittelt. Der von dieser Methode abgedeckte Bereich der kinematischen Viskosität reicht von (0,2 bis 300.000) mm 2 / s über den Temperaturbereich (-40 °C bis 150 °C). E DIN EN ISO 3405: 2017-11 Print: 127,30 EUR/ Download: 117,20 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Destillationsverlaufes bei Atmosphärendruck (ISO/ DIS 3405: 2017); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 3405: 2017 Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of distillation characteristics at atmospheric pressure (ISO/ DIS 3405: 2017); German and English version prEN ISO 3405: 2017 Vorgesehen als Ersatz für DIN EN ISO 3405: 2011-04 Erscheinungsdatum: 2017-10-20 Einsprüche bis 2017-12-20 Gegenüber DIN EN ISO 3405: 2011-04 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Erweiterung des Geltungsbereichs auf synthetische und biologische Produkte im Allgemeinen, mit besonderem Augenmerk auf Benzin/ Ethanol-Blends und B30-Biodieselkraftstoff; b) Abgleich des Verfahrens mit ASTM D89 [1]; ASTM International hat die Verwendung der Präzisionsdaten am 5. Juli 2017 erlaubt; c) Aktualisierung der Präzision (für automatische Geräte) für die Gruppen 1, 2 und 3 unter Verwendung der auf der Geradensteigung basierenden Präzision aus einem Ringversuch aus dem Jahre 2010 [2]; d) Änderung des gültigen Bereichs für Gruppe 4e hinsichtlich T95 auf 260 °C bis 360 °C sowie Aktualisierung der Präzision. Die Überprüfung des 2006 durchgeführten Ringversuchs ergab das Fehlen mehrerer Gruppe-4-Proben, die einen Siedepunkt in der Nähe von 360 °C und einen Siedeendpunkt oberhalb dieser Temperatur aufweisen; e) Einführung eines Konzepts für den Austausch von Quecksilberthermometern. Dieses Dokument legt ein Laborverfahren fest zur Bestimmung des Destillationsverlaufes von aus Mineralöl und verwandten Produkten mit natürlichem oder synthe- Normen T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 81 Normen 82 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 tischen Ursprung gewonnenen niedrig siedenden Fraktionen und Mitteldestillaten mit einem Destillationsbeginn über 0 °C und einem Destillationsendpunkt unter etwa 400 °C. Z DIN EN 12081: 2011-01 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Schmierfette; Deutsche Fassung EN 12081: 2007+A1: 2010 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 12081: 2017-11 DIN EN 12081: 2017-11 Print: 88,00 EUR/ Download: 81,00 EUR Bahnanwendungen - Radsatzlager - Schmierfette; Deutsche Fassung EN 12081: 2017 Railway applications - Axleboxes - Lubricating greases; German version EN 12081: 2017 Ersatz für DIN EN 12081: 2011-01 Gegenüber DIN EN 12081: 2011-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Aufnahme der Prüfnormen prEN 12080, ISO 1817, NF T60-190, NF T60-627 und NF T60-637; b) Freigabeprüfung Anhang A ist jetzt Teil des in prEN 12080: 2015 Anhang E festgelegten Freigabeverfahrens; c) Abschnitt 1: der Anwendungsbereich wurde überarbeitet; d) Abschnitt 2: die normativen Verweisungen wurden aktualisiert und überarbeitet; e) Abschnitt 4: dieREACH-Gesetzgebungwurdehinzugefügt; f) Abschnitt8: dieGeschwindigkeitsklassenwurdenneudefiniert; g) Abschnitt 9: die Qualitätsprüfung von Losen und die Rückverfolgbarkeit wurden überarbeitet; h) Abschnitt 10: die Kennzeichnung der Verpackung wurde überarbeitet; i) Abschnitt 11: die Vorgaben zur Aufbewahrung wurden überarbeitet; j) Anhang A: das Thema wurde überarbeitet und hat jetzt das Freigabeverfahren zum Inhalt; k) Anhang B: das Thema wurde überarbeitet und enthält jetzt Anforderungen für die Freigabe von Schmierfetten und die Qualitätsprüfung von Losen in Tabelle B.1; l) Anhang C (informativ) wurde hinzugefügt. Diese Europäische Norm legt die Qualitätsanforderungen an Schmierfette für Wälzlager in Radsatzlagern nach prEN 12080 fest, die für einen zuverlässigen Zugbetrieb auf den europäischen Schienennetzen erforderlich sind. Sie beschreibt das Freigabeverfahren für ein noch nicht zugelassenes Schmierfett, das Änderungsmanagement für ein zugelassenes Schmierfett und das Verfahren der Qualitätsprüfung des Schmierfett-Loses. Die Anforderungen an die Schmierfette sind für zwei Lagergeschwindigkeitsklassen angegeben. E DIN EN 17181: 2017-11 Print: 95,00 EUR/ Download: 87,30 EUR Schmieröle - Bestimmung des aeroben biologischen Abbaus von vollständig formulierten Schmierstoffen in wässriger Lösung - Prüfverfahren mittels CO 2 -Produktion; Deutsche und Englische Fassung prEN 17181: 2017 Lubricants - Determination of aerobic biological degradation of fully formulated lubricants in an aqueous solution - Test method based on CO 2 -production; German and English version prEN 17181: 2017 Erscheinungsdatum: 2017-10-27 Einsprüche bis 2017-12-27 Diese Europäische Norm legt ein Verfahren zum Bestimmen des Grads des aeroben Abbaus von vollständig formulierten Schmierstoffen fest. Das organische Material in einem vollständig formulierten Schmierstoff wird unter Laborbedingungen in einem synthetischen wässrigen Medium einem Inoculum aus aktiviertem schlammigen Bodensatz ausgesetzt. Bioabbau, der in der Mineralisierung organischer Materialien resultiert, kann durch die Messung des freigesetzten CO 2 in einem Gesamtkohlenstoff (TOC-) Analysator bestimmt werden. F DIN SPEC 51458: 2017-12 Print: 87,80 EUR/ Download: 80,80 EUR Prüfung von Schmierstoffen - Gebrauchtfett-Analytik - Anforderungen und Prüfverfahren Testing of lubricants - Analysis of used greases - Requirements and test methods Dieser Fachbericht bezieht sich auf die Probenahme und Untersuchung von gebrauchten Schmierfetten aus Bauteilen mit Fokus auf Wälzlager. 1.1.1.1 Übersetzugen DIN ISO 3016: 2017-11 Print: 73,10 EUR/ Download: 67,20 EUR Petroleum products - Determination of pour point (ISO 3016: 1994) Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Pourpoints (ISO 3016: 1994) DIN EN 12081: 2017-11 Print: 109,90 EUR/ Download: 101,10 EUR Railway applications - Axleboxes - Lubricating greases Bahnanwendungen - Radsatzlager - Schmierfette 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen Z EN ISO 2592: 2001-08 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Flamm- und Brennpunktes - Verfahren mit offenem Tiegel nach Cleveland (ISO 2592: 2000) Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 2592: 2017-09 ZE FprEN ISO 2592: 2017-05 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung des Flamm- und Brennpunktes - Verfahren mit offenem Tiegel nach Cleveland (ISO/ FDIS 2592: 2017) EN ISO 2592: 2017-09 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Be- T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 82 Normen 83 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 stimmung des Flamm- und Brennpunktes - Verfahren mit offenem Tiegel nach Cleveland (ISO 2592: 2017) Petroleum and related products - Determination of flash and fire points - Cleveland open cup method (ISO 2592: 2017) Ersatz für EN ISO 2592: 2001-08 E prEN ISO 3104: 2017-10 Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität (ISO/ DIS 3104: 2017) Petroleum products - Transparent and opaque liquids - Determination of kinematic viscosity and calculation of dynamic viscosity (ISO/ DIS 3104: 2017) Vorgesehen als Ersatz für EN ISO 3104: 1996-02 und EN ISO 3104/ AC: 1999-05 Einsprüche bis 2018-01-15 E prEN ISO 3405: 2017-10 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Destillationsverlaufes bei Atmosphärendruck (ISO/ DIS 3405: 2017) Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of distillation characteristics at atmospheric pressure (ISO/ DIS 3405: 2017) Vorgesehen als Ersatz für EN ISO 3405: 2011-01 Einsprüche bis 2018-01-15 1.2.2 ISO-Normen E ISO/ DIS 3104: 2017-10 65,90 EUR Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität Petroleum products - Transparent and opaque liquids - Determination of kinematic viscosity and calculation of dynamic viscosity Vorgesehen als Ersatz für ISO 3104: 1994-10 und ISO 3104 Technical Corrigendum 1: 1997-07 Einsprüche bis 2018-01-15 E ISO/ DIS 3405: 2017-10 65,90 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Destillationsverlaufes bei Atmosphärendruck Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of distillation characteristics at atmospheric pressure Vorgesehen als Ersatz für ISO 3405: 2011-01 Einsprüche bis 2018-01-15 ZV ISO/ TS 11365: 2011-03 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Leitfaden für die Wartung und Verwendung von Triaryl- Phosphatester-Turbinen-Steuerflüssigkeiten Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 11365: 2017-09 ZE ISO/ FDIS 11365: 2017-05 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Leitfaden für die Wartung und Verwendung von Triaryl-Phosphatester-Turbinen-Steuerflüssigkeiten ISO 11365: 2017-09 134,00 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Leitfaden für die Wartung und Verwendung von Triaryl-Phosphatester-Turbinen-Steuerflüssigkeiten Petroleum and related products - Requirements and guidance for the maintenance of triaryl phosphate ester turbine control fluids Ersatz für ISO/ TS 11365: 2011-03 ZE ISO/ DIS 20623: 2017-01 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der EP-Eigenschaften und Verschleißkennwerte von Schmierstoffen - Verfahren mit dem Vierkugel-Apparat (Europäische Bedingungen) Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 20623: 2017-09 E ISO/ FDIS 20623: 2017-09 100,00 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der EP-Eigenschaften und Verschleißkennwerte von Schmierstoffen - Verfahren mit dem Vierkugel-Apparat (Europäische Bedingungen) Petroleum and related products - Determination of the extreme-pressure and anti-wear properties of lubricants - Four-ball method (European conditions) Vorgesehen als Ersatz für ISO 20623: 2003-12; Ersatz für ISO/ DIS 20623: 2017-01 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1.1 DIN-Normen E DIN 3990-16: 2017-11 Print: 139,30 EUR/ Download: 128,20 EUR Zahnräder - FZG-Prüfverfahren - Teil 16: Bestimmung der Graufleckentragfähigkeit von Schmierstoffen - FZG-Prüfverfahren GT-C/ 8,3/ 90 Gears - FZG test procedures - Part 16: Determination of the mico-pitting load-carrying capacity of lubricants - FZG-test-method GT-C/ 8,3/ 90 Erscheinungsdatum: 2017-10-20 Einsprüche bis 2018-02-20 Dieser Teil der Norm beschreibt den im Rahmen der FVA-Forschungsvorhaben Nr. 54/ I-IV entwickelten FZG-Graufleckentest. Mit Hilfe des Graufleckentestes GT-C/ 8,3/ 90 kann der Einfluss von Schmierstoffen und deren Schmierstoffadditive auf die Entstehung von Grauflecken für einen weiten Anwendungsbereich, z. B. Fahrzeug-, Industrie-, Windkraft- und Schiffsgetriebe quantitativ ermittelt werden. Der Graufleckentest differenziert Schmierstoffe hinsichtlich ihrer Graufleckentragfähigkeit und ermöglicht die Auswahl eines ausreichend tragfähigen Schmierstoffs hinsichtlich Graufleckenbildung. T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 83 Normen 84 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Z DIN ISO 4496: 1987-08 Metallpulver; Bestimmung der säureunlöslichen Bestandteile in Eisen-, Kupfer-, Zinn- und Bronzepulvern; Identisch mit ISO 4496, Ausgabe 1978 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 4496: 2017-11 DIN EN ISO 4496: 2017-11 Print: 58,40 EUR/ Download: 53,70 EUR Metallpulver - Bestimmung der säureunlöslichen Bestandteile in Eisen-, Kupfer-, Zinn- und Bronzepulvern (ISO 4496: 2017); Deutsche Fassung EN ISO 4496: 2017 Metallic powders - Determination of acid-insoluble content in iron, copper, tin and bronze powders (ISO 4496: 2017); German version EN ISO 4496: 2017 Ersatz für DIN ISO 4496: 1987-08 Gegenüber DIN ISO 4496: 1987-08 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitte 2 und 3 aufgenommen; b) Abschnitt 6.3 über Filterpapier: „aschefrei (weniger als 0,01 % Aschegehalt)“ hinzugefügt. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des genäherten Gehaltes an nicht-metallischen Bestandteilen in Eisen-, Kupfer-, Zinn- und Bronzepulvern fest, die in den üblichen Mineralsäuren nicht löslich sind. Z DIN EN ISO 6149-4: 2015-03 Leitungsanschlüsse für Fluidtechnik und allgemeine Anwendung - Einschraublöcher und Einschraubzapfen mit metrischem Gewinde nach ISO 261 und O-Ring-Abdichtung - Teil 4: Maße, Konstruktion, Prüfverfahren und Anforderungen an Verschlussschrauben mit Außen- oder Innen-Sechskant (ISO 6149-4: 2006); Deutsche Fassung EN ISO 6149-4: 2014 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 6149- 4: 2017-12 DIN EN ISO 6149-4: 2017-12 Print: 88,00 EUR/ Download: 81,00 EUR Leitungsanschlüsse für Fluidtechnik und allgemeine Anwendung - Einschraublöcher und Einschraubzapfen mit metrischem Gewinde nach ISO 261 und O-Ring-Abdichtung - Teil 4: Maße, Konstruktion, Prüfverfahren und Anforderungen an Verschlussschrauben mit Außen- oder Innen-Sechskant (ISO 6149-4: 2017); Deutsche Fassung EN ISO 6149-4: 2017 Connections for fluid power and general use - Ports and stud ends with ISO 261 metric threads and O-ring sealing - Part 4: Dimensions, design, test methods and requirements for external hex and internal hex port plugs (ISO 6149-4: 2017); German version EN ISO 6149- 4: 2017 Ersatz für DIN EN ISO 6149-4: 2015-03 Gegenüber DIN EN ISO 6149-4: 2015-03 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Hinzufügen eines Warnhinweises zur Anwendung dieses Dokuments; b) Überarbeitung der Bezeichnungen der Verschlussschrauben (Abschnitt 8); c) Hinzufügen der Literaturhinweise; d) redaktionelle Überarbeitung. Dieser Teil von ISO 6149 legt Maße und Leistungsanforderungen für Verschlussschrauben mit Außen- oder Innen-Sechskant für den Gebrauch mit Einschraublöchern nach ISO 6149-1 fest. Verschlussschrauben nach ISO 6149-4 können bei Arbeitsdrücken bis 63 MPa (630 bar) verwendet werden. Z DIN ISO 8132: 2008-06 Fluidtechnik - Hydrozylinder mit einseitiger Kolbenstange, mittlere 16-MPa-(160-bar-) und 25-MPa-(250bar-)Reihe - Einbaumaße für Zubehör (ISO 8132: 2006) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 8132: 2017-12 DIN ISO 8132: 2017-12 Print: 80,30 EUR/ Download: 73,90 EUR Fluidtechnik - Einbaumaße für Zubehör von Hydrozylindern mit einseitiger Kolbenstange, mittlere 16-MPa- (160-bar-) und 25-MPa-(250-bar-)Reihe (ISO 8132: 2014) Hydraulic fluid power - Mounting dimensions for accessories for single rod cylinders, 16 MPa (160 bar) medium and 25 MPa (250 bar) series (ISO 8132: 2014) Ersatz für DIN ISO 8132: 2008-06 Gegenüber DIN ISO 8132: 2008-06 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Zubehörteil AA8 wurde ersetzt durch AA4-S, AA6-R und AA6-S (Abschnitt 1, Bild 6 und Bild 7); b) Abschnitt 5 „Werkstoff-Belastbarkeit“ wurde ersetzt durch Abschnitt 5 „Toleranzen“; c) Abschnitt 6 „Anwendungsanleitungen“ wurde überarbeitet; d) das Maß LF für AP6 wurde geändert (Tabelle 8); e) das Maß LE für AP4 wurde geändert (Tabelle 9); f) die Bilder 3 und 9 (vormals 8) wurden geändert. Diese Norm legt die für die Austauschbarkeit von Anbauteilen benötigten Einbaumaße für 16 MPa-(160-bar) Mittlere-Reihe-Zylinder nach ISO 6020-1 und für 25- MPa-(250-bar-)Zylinder nach ISO 6022 fest. Die Zubehörteile wurden speziell für den Einsatz mit Zylindern nach ISO 6020-1 und ISO 6022 gestaltet, was ihren Einsatzbereich aber nicht einschränkt. Diese Norm betrifft nur maßliche Merkmale von Produkten, die entsprechend dieser Norm gefertigt werden. Sie betrifft keine funktionellen Merkmale. Z DIN ISO 8133: 2008-06 Fluidtechnik - Hydrozylinder mit einseitiger Kolbenstange, kompakte 16-MPa-(160-bar-)Reihe - Einbaumaße für Zubehör (ISO 8133: 2006) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 8133: 2017-11 DIN ISO 8133: 2017-11 Print: 88,00 EUR/ Download: 81,00 EUR Fluidtechnik - Einbaumaße für Zubehör von Hydrozylindern mit einseitiger Kolbenstange, kompakte 16- MPa-(160-bar-)Reihe (ISO 8133: 2014) Hydraulic fluid power - Mounting dimensions for accessories for single rod cylinders, 16 MPa (160 bar) T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 84 Normen 85 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 compact series (ISO 8133: 2014) Ersatz für DIN ISO 8133: 2008-06 Gegenüber DIN ISO 8133: 2008-06 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Die Liste der Zubehörteile wurde aktualisiert, insbesondre wurde AA4 unterteilt in AA4-S und AA4-R. b) Bild 10 und Tabelle 10 (neu) wurden zu AA4-R Bolzen für Schwenkkopf (Sprengringausführung) ergänzt. c) Die normativen Verweisungen wurden aktualisiert. d) Abschnitt 5, Werkstoff-Belastbarkeit, wurde gestrichen. e) Ein neuer Abschnitt 5, Toleranzen, wurde eingesetzt. f) In Bild 2 wurden die Maße JO/ JP und KO/ KP korrigiert. g) In Bild 4 wird in der rechten Ansicht die Sicherungsplatte nicht mehr mit Schraube dargestellt. h) Die Literaturhinweise wurden ergänzt. Diese Norm legt die für die Austauschbarkeit von Anbauteilen benötigten Einbaumaße für 16 MPa-(160-bar)- Kompakt-Reihe-Zylinder nach ISO 6020-2 fest. Die Zubehörteile wurden speziell für den Einsatz mit Zylindern nach ISO 6020-2 gestaltet, was ihren Einsatzbereich aber nicht einschränkt. Diese Norm betrifft nur maßliche Merkmale von Produkten, die entsprechend dieser Norm gefertigt werden. Sie betrifft keine funktionellen Merkmale. Z DIN EN 12080: 2011-01 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Wälzlager; Deutsche Fassung EN 12080: 2007+A1: 2010 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 12080: 2017-11 DIN EN 12080: 2017-11 Print: 139,30 EUR/ Download: 128,20 EUR Bahnanwendungen - Radsatzlager - Wälzlager; Deutsche Fassung EN 12080: 2017 Railway applications - Axleboxes - Rolling bearings; German version EN 12080: 2017 Ersatz für DIN EN 12080: 2011-01 Gegenüber DIN EN 12080: 2011-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) die normativen Verweisungen wurden aktualisiert; b) Abschnitt 4, der „zu vereinbarende und zu dokumentierende Informationen und Anforderungen“ festlegt, wurde wesentlichen Änderungen unterzogen und Abschnitte 4.3 und 4.4 wurden gestrichen; c) die Definition von „Formbeständigkeit“ in 6.2 und eine neue Anforderung an Restaustenit für durchgehärtete Ringe wurde hinzugefügt; d) 6.3 „Rückverfolgbarkeit“ wurde mit neuen Anforderungen versehen; e) 6.4 „Beschichtungen“ wurde hinzugefügt; f) Abschnitt 7 „Werkstoffeigenschaften“ enthält neue Anforderungen an die „chemische Zusammensetzung“ und den „Reinheitsgrad“; g) Abschnitt 10 „Physikalische Eigenschaften“ enthält mehrere Änderungen, z. B. die Definition der „Fehlerfreiheitsklasse“ sowie die Tatsache, dass „stahlgenietete Messingkäfige“ nicht mehr zulässig sind; h) Abschnitt 11 „Kennzeichnung“ ist jetzt detaillierter und legt die Kennzeichnung verschiedener Lagertypen fest; i) der Prüfplan in Abschnitt 12 wurde erweitert; j) eine Anforderung an die Aufbewahrung der Qualitätsaufzeichnungen wurde in Abschnitt 13 hinzugefügt; k) in Abschnitt 14 wurde eine Anforderung zur Information über Änderungen, die sich auf die Produktfreigabe beziehen, hinzugefügt; l) Abschnitt 15 enthält Änderungen bezüglich der Freigabe des Schmierfett-Loses, dem Korrosionsschutz und der Verpackung; m)in Anhang A sind Änderungen zur Spezifikation der „Vorbereitung der Ringe“ enthalten; n) in Anhang B sind Änderungen zur Spezifikation der „Prüfanlage“ enthalten; o) Anhang D ist jetzt normativ und enthält wesentliche Änderungen; p) Anhang F ist jetzt normativ und enthält spezifischere Anforderungen zu einigen Kriterien; q) Anhang G ist ein neuer informativer Anhang, der ein Beispiel für eine Radsatzlager-Baugruppe enthält; r) Abschnitt 8 „Geometrie und Abmessungen“ ist neu strukturiert. Diese Europäische Norm legt die Qualitätsanforderungen für Wälzlager von Radsatzlagern fest, die für einen zuverlässigen Zugbetrieb auf den europäischen Schienennetzen erforderlich sind. Sie beschreibt metallurgische Eigenschaften und Werkstoffeigenschaften und legt die Maß- und Formgenauigkeit fest. Darüber hinaus legt sie Verfahren der Qualitätssicherung und Freigabebedingungen fest. Z DIN EN 12082: 2011-01 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Prüfung des Leistungsvermögens; Deutsche Fassung EN 12082: 2007 + A1: 2010 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 12082: 2017-12 DIN EN 12082: 2017-12 Print: 139,30 EUR/ Download: 128,20 EUR Bahnanwendungen - Radsatzlager - Prüfung des Leistungsvermögens; Deutsche Fassung EN 12082: 2017 Railway applications - Axleboxes - Performance testing; German version EN 12082: 2017 Ersatz für DIN EN 12082: 2011-01 Gegenüber DIN EN 12082: 2011-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Aufnahme der Prüfnormen DIN EN 12080, EN 15663, ISO 15243, DIN 51460-1, DIN 51829, EN ISO 11885 und ASTM D7303; b) Entfall der Normen ISO 2137, ISO 2176, ISO 3733 und NF F19-503; c) Abschnitt 1: der Anwendungsbereich wurde überarbeitet; d) Abschnitt 2: die normativen Verweisungen wurden aktualisiert und überarbeitet; e) Abschnitt 3: die Begriffe wurden überarbeitet; T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 85 Normen 86 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 f) Abschnitt 4: Symbole und Abkürzungen wurden neu hinzugefügt; g) Abschnitt 5: dokumentierende Informationen und Bedingungen wurden überarbeitet; h) Abschnitt 8: Temperaturberechnung wurde geändert; Mindestangaben im Prüfbericht wurden überarbeitet; i) Abschnitt 9: Durchführung der Betriebserprobung wurde überarbeitet; j) Anhang A: Definitionen wurden überarbeitet und Bedingungen ergänzt; k) Anhang B (informativ) wurde hinzugefügt; l) Anhang C (normativ) wurde hinzugefügt; m)Anhang ZA (informativ) wurde überarbeitet. Diese Europäische Norm beschreibt Grundlagen und Verfahren für die Prüfung des Leistungsvermögens auf dem Prüfstand der Baugruppe eines Radsatzlagers, bestehend aus Wälzlagern, Lagergehäuse, Dichtungen und Schmierfett. Für Fahrzeuge im Betrieb auf Hauptbahnen sind die Prüfbedingungen und Mindestleistungsanforderungen spezifiziert. Für Fahrzeuge im Betrieb auf anderen Bahnnetzen dürfen davon abweichende Prüfbedingungen und Leistungsanforderungen gewählt werden (z. B. städtischer Schienenverkehr). Diese Norm wurde ursprünglich für Außenlagerungen entwickelt, gilt jedoch auch für Fahrzeuge mit anderen Lageranordnungen (z. B. Innenlagerungen oder Einzelräder). Sie enthält mögliche Beispiele, in denen eine sequentielle Leistungsprüfung eine breite Vielfalt von verschiedenen Betriebsbedingungen innerhalb einer spezifischen Anwendung oder einer Fahrzeugplattform berücksichtigt. Sie beschreibt detailliert eine optionale Dichtheitsprüfung und die Grundlagen und Mindestanforderungen einer Betriebserprobung. Diese Europäische Norm ist nur auf Radsatzlager anzuwenden, die mit Wälzlagern und Schmierfetten nach EN 12080 und EN 12081 ausgestattet sind. Z DIN ISO 15171-2: 2004-05 Leitungsanschlüsse für Fluidtechnik und allgemeine Anwendung - Hydraulik-Messkupplungen - Teil 2: Kupplung mit M 16 × 2-Kupplungsgewinde zur Verwendung unter Druck (ISO 15171-2: 2000) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 15171-2: 2017- 12 DIN ISO 15171-2: 2017-12 Print: 65,70 EUR/ Download: 60,50 EUR Leitungsanschlüsse für Fluidtechnik und allgemeine Anwendung - Hydraulik-Messkupplungen - Teil 2: Kupplung mit M16 x 2-Kupplungsgewinde zur Verbindung unter Druck (ISO 15171-2: 2016) Connections for fluid power and general use - Hydraulic couplings for diagnostic purposes - Part 2: Coupling with M16 x 2 end for connection under pressure (ISO 15171-2: 2016) Ersatz für DIN ISO 15171-2: 2004-05 Gegenüber DIN ISO 15171-2: 2004-05 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Die normativen Referenzen, wie auch jeder Bezug zu Normen im Text wurden aktualisiert. Ebenfalls wurden die Zeichnungen aktualisiert, sowie durch Zeichnungen und Erklärungen zu den verschiedenen Messkupplungen ergänzt. b) Abschnitt 6.3 wurde aktualisiert und die neuen umweltrelevanten Bestimmungen mit einbezogen. c) In dem hinzugefügten Anhang A wurden weitere übliche hydraulische Anschlussarten für Messkupplungen gelistet. ISO 15171-2 legt die Maße, Leistungsanforderungen und Prüfverfahren für Messkupplungen mit einem M16x2-Kupplungszapfen zum Anschluss unter Druck ohne Werkzeug bis zu einem Höchstdruck von 40 MPa (400 bar) fest, wobei folgende Anschlusszapfen möglich sind: ISO 6149-2 - M14 x 1,5 ISO 9974-2 - M14 x 1,5 ISO 1179-2 - G 1/ 4 ISO 11926-2 - 7/ 16-20 UNF. Die Maße des Kupplungsgegenstückes sind spezifiziert. Die Kupplung ist vorgesehen zur Anwendung in Hydraulikanlagen. Kupplungen nach ISO 15171-2 dürfen bis zu einem maximalen Betriebsdruck von 63 MPa (630 bar) verwendet werden. 2.1.1.1 Übersetzungen DIN EN ISO 4496: 2017-11 Print: 73,10 EUR/ Download: 67,20 EUR Metallic powders - Determination of acid-insoluble content in iron, copper, tin and bronze powders (ISO 4496: 2017) Metallpulver - Bestimmung der säureunlöslichen Bestandteile in Eisen-, Kupfer-, Zinn- und Bronzepulvern (ISO 4496: 2017) DIN EN 12080: 2017-11 Print: 174,30 EUR/ Download: 160,30 EUR Railway applications - Axleboxes - Rolling bearings Bahnanwendungen - Radsatzlager - Wälzlager 2.1.2, VDI-Richtlinien E VDI 2726: 2017-11 62,60 EUR Ausrichten von Getrieben Alignment of gear installations Einsprüche bis 2018-02-28 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen Z EN ISO 3927: 2011-02 Metallpulver, mit Ausnahme von Hartmetallpulvern - Bestimmung der Verdichtbarkeit bei einachsigem Pressen (ISO 3927: 2011) Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 3927: 2017-09 ZE prEN ISO 3927: 2017-04 Metallpulver, mit Ausnahme von Hartmetallpulvern - Bestimmung der Verdichtbarkeit bei einachsigem Pressen (ISO/ FDIS 3927: 2017) T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 86 Normen 87 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 EN ISO 3927: 2017-09 Metallpulver, mit Ausnahme von Hartmetallpulvern - Bestimmung der Verdichtbarkeit bei einachsigem Pressen (ISO 3927: 2017) Metallic powders, excluding powders for hardmetals - Determination of compressibility in uniaxial compression (ISO 3927: 2017) Ersatz für EN ISO 3927: 2011-02 2.2.2 ISO-Normen ZE ISO/ DIS 1206: 2016-06 Wälzlager - Spanend gefertigte Nadellager - Maße, Geometrische Produktspezifikationen (GPS) und Toleranzen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 1206: 2017-09 E ISO/ FDIS 1206: 2017-09 100,00 EUR Wälzlager - Spanend gefertigte Nadellager - Maße, Geometrische Produktspezifikationen (GPS) und Toleranzen Rolling bearings - Needle roller bearings with machined rings - Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für ISO 1206: 2001-11 und ISO 1206 AMD 1: 2013-08; Ersatz für ISO/ DIS 1206: 2016-06 Z ISO 1224-1: 2007-06 Wälzlager - Präzisionslager für Instrumente - Teil 1: Grenzmaße und Toleranzen für Lager einer metrischen Reihe Z ISO 1224-2: 2007-06 Wälzlager - Präzisionslager für Instrumente - Teil 2: Grenzmaße und Toleranzen für Lager einer Zoll-Reihe Z ISO 3321: 1975-11 Anlagen und Bauteile der Fluidtechnik; Durchmesser von Zylinderbohrungen und Kolbenstangen; Zollreihe Z ISO 3927: 2011-02 Metallpulver, mit Ausnahme von Hartmetallpulvern - Bestimmung der Verdichtbarkeit bei einachsigem Pressen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 3927: 2017-09 ZE ISO/ FDIS 3927: 2017-04 Metallpulver, mit Ausnahme von Hartmetallpulvern - Bestimmung der Verdichtbarkeit bei einachsigem Pressen ISO 3927: 2017-09 65,90 EUR Metallpulver, mit Ausnahme von Hartmetallpulvern - Bestimmung der Verdichtbarkeit bei einachsigem Pressen Metallic powders, excluding powders for hardmetals - Determination of compressibility in uniaxial compression Ersatz für ISO 3927: 2011-02 Z ISO 4492: 2013-03 Metallpulver, mit Ausnahme von Hartmetallpulvern - Ermittlung der Maßänderungen beim Pressen und Sintern Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 4492: 2017-09 ZE ISO/ FDIS 4492: 2017-05 Metallpulver, mit Ausnahme von Hartmetallpulvern - Ermittlung der Maßänderungen beim Pressen und Sintern ISO 4492: 2017-09 65,90 EUR Metallpulver, mit Ausnahme von Hartmetallpulvern - Ermittlung der Maßänderungen beim Pressen und Sintern Metallic powders, excluding powders for hardmetals - Determination of dimensional changes associated with compacting and sintering Ersatz für ISO 4492: 2013-03 ZE ISO/ DIS 5288: 2017-02 Synchronriementriebe - Vokabular Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 5288: 2017-09 E ISO/ FDIS 5288: 2017-09 134,00 EUR Synchronriementriebe - Vokabular Synchronous belt drives - Vocabulary Vorgesehen als Ersatz für ISO 5288: 2001-04; Ersatz für ISO/ DIS 5288: 2017-02 Z ISO 5754: 1978-02 Sintermetallwerkstoffe, ausgenommen Hartmetalle; ungekerbte Probe für Schlagversuch Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 5754: 2017-09 ZE ISO/ FDIS 5754: 2017-05 Sintermetalle, ausgenommen Hartmetalle - Ungekerbte Probe für den Schlagzähigkeitsversuch Z ISO 6301-1: 2009-03 Fluidtechnik, Pneumatik - Druckluftöler - Teil 1: Kenngrößen, die in der Verkaufsliteratur anzugeben sind, und Anforderungen an die Produktkennzeichnung Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 6301-1: 2017-09 ZE ISO/ FDIS 6301-1: 2017-06 Pneumatic fluid power - Compressed-air lubricators - Part 1: Main characteristics to be included in supplier's literature and product-marking requirements ISO 6301-1: 2017-09 65,90 EUR Pneumatic fluid power - Compressed-air lubricators - Part 1: Main characteristics to be included in supplier's literature and product-marking requirements Ersatz für ISO 6301-1: 2009-03 V ISO/ TS 6336-20: 2017-11 179,50 EUR Calculation of load capacity of spur and helical gears - Part 20: Calculation of scuffing load capacity (also ap- T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 87 Normen 88 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 plicable to bevel and hypoid gears) - Flash temperature method Z ISO 11237: 2010-04 Gummischläuche und -schlauchleitungen - Kompakthydraulikschläuche mit Drahtknoten verstärkt für Ölbasierten oder Wasser-basierten Flüssigkeiten - Spezifikation Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 11237: 2017-09 ZE ISO/ FDIS 11237: 2017-06 Gummischläuche und -schlauchleitungen - Hydraulikschläuche mit Drahtknoten verstärkt für ölbasierende oder wasserbasierende Flüssigkeiten - Anforderungen ISO 11237: 2017-09 65,90 EUR Gummischläuche und -schlauchleitungen - Hydraulikschläuche mit Drahtknoten verstärkt für ölbasierende oder wasserbasierende Flüssigkeiten - Anforderungen Rubber hoses and hose assemblies - Compact wirebraid-reinforced hydraulic types for oil-based or waterbased fluids - Specification Ersatz für ISO 11237: 2010-04 V ISO/ TS 11686: 2017-10 65,90 EUR Leitungsanschlüsse für Fluidtechnik und allgemeine Anwendung - Montageanleitung für Verschraubungen mit richtungseinstellbaren Einschraubzapfen und O-Ring- Abdichtung Connectors for fluid power and general use - Assembly instructions for connectors with adjustable stud ends and O-ring sealing ZE ISO/ FDIS 12669: 2017-06 Hydraulic fluid power - Method for determining the required cleanliness level (RCL) of a system ISO 12669: 2017-10 100,00 EUR Hydraulic fluid power - Method for determining the required cleanliness level (RCL) of a system Z ISO 15242-4: 2007-10 Wälzlager - Schwingungsmessverfahren - Teil 4: Radial-Zylinderrollenlager mit zylindrischer Bohrung und zylindrischer Mantelfläche Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 15242-4: 2017-08 ZE ISO/ DIS 15242-4: 2016-07 Wälzlager - Geräuschprüfung (Körperschallmessung) - Teil 4: Radial-Zylinderrollenlager mit zylindrischer Bohrung und zylindrischer Mantelfläche ISO 15242-4: 2017-08 65,90 EUR Wälzlager - Geräuschprüfung (Körperschallmessung) - Teil 4: Radial-Zylinderrollenlager mit zylindrischer Bohrung und zylindrischer Mantelfläche Rolling bearings - Measuring methods for vibration - Part 4: Radial cylindrical roller bearings with cylindrical bore and outside surface Ersatz für ISO 15242-4: 2007-10 Z ISO/ TR 16806: 2003-02 Fluidtechnik - Pneumatikzylinder - Lastaufnahmevermögen von Führungseinheiten und dessen Darstellung ZE ISO/ FDIS 18237: 2017-07 Fluidtechnik - Methode zur Bewertung der Wasserabscheideleistung von Dehydratoren in der Hydraulik ISO 18237: 2017-10 100,00 EUR Fluidtechnik - Methode zur Bewertung der Wasserabscheideleistung von Dehydratoren in der Hydraulik Hydraulic fluid power - Method for evaluating water separation performance of dehydrators E ISO/ DIS 19843: 2017-09 65,90 EUR Wälzlager - Wälzlagerkugeln aus Keramik - Bestimmung der Festigkeit durch Kerbkugelversuch Rolling bearings - Ceramic bearings balls - Determination of the strength by notched ball test Einsprüche bis 2017- 11-23 3 Vorhaben 3.1 DIN-Normenausschuss Maschinenbau (NAM) Zahnräder - FZG-Prüfverfahren - Bestimmung der Graufleckentragfähigkeit von Schmierstoffen - FZG- Prüfverfahren GT-C/ 8,3/ 90; NA 060-34-19 AA <06003802> Dieser Teil der Norm beschreibt den im Rahmen der FVA-Forschungsvorhaben Nr. 54/ I-IV entwickelten FZG-Graufleckentest. Mit Hilfe des Graufleckentestes GT-C/ 8,3/ 90 kann der Einfluss von Schmierstoffen und deren Schmierstoffadditive auf die Entstehung von Grauflecken für einen weiten Anwendungsbereich, z.B. Fahrzeug-, Industrie-, Windkraft- und Schiffsgetriebe quantitativ ermittelt werden. Der Graufleckentest differenziert Schmierstoffe hinsichtlich ihrer Graufleckentragfähigkeit und ermöglicht die Auswahl eines ausreichend tragfähigen Schmierstoffs hinsichtlich Graufleckenbildung. 3. 2 DIN-Normenausschuss Luft-u. Raumfahrt (NL) Luft- und Raumfahrt - Gelenklager aus korrosionsbeständigem Stahl mit selbstschmierender Beschichtung, schmale Reihe, hohe Belastung bei Raumtemperatur - Maße und Belastungen; Deutsche und englische Fassung; (DIN EN 2584: 2002-07); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 131-03-03 AA <13115980> Diese Norm legt die Eigenschaften von Gelenklagern aus korrosionsbeständigem Stahl mit selbstschmierender Beschichtung, schmale Reihe, für hohe Belastung bei Raumtemperatur, mit oder ohne Montagenut fest, die für die T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 88 Normen 89 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 starren oder beweglichen Flugwerkteile und deren Betätigungsmechanismen bestimmt sind. Sie sind im Temperaturbereich von - 55 °C bis + 163 °C zu verwenden. Luft- und Raumfahrt - Gelenklager aus korrosionsbeständigem Stahl mit selbstschmierender Beschichtung - Breite Reihe - Hohe Belastung bei Raumtemperatur - Maße und Belastungen; Deutsche und Englische Fassung; (DIN EN 2585: 2006-03); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 131-03-03 AA <13115981> Diese Norm legt die Eigenschaften von Gelenklagern aus korrosionsbeständigem Stahl mit selbstschmierender Beschichtung, breite Reihe, für hohe Belastung bei Raumtemperatur, mit oder ohne Montagenut fest, die für die starren oder beweglichen Flugwerkteile und deren Betätigungsmechanismen bestimmt sind. Sie sind im Temperaturbereich von - 55 °C bis + 163 °C zu verwenden. 3. 2 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Prüfung flüssiger Brennstoffe - Bestimmung der Bromaufnahme nach dem elektrometrischen Dead-Stop- Verfahren an Proben mit einer Bromaufnahme über 0,5 g/ 100 g (BA); (DIN 51774-1: 1975-08); NA 062-06- 42 AA <06235158> Dieses Dokument legt die Bestimmung der Bromaufnahme nach dem elektrometrischen Dead-Stop-Verfahren an Proben mit einer Bromaufnahme über 0,5 g/ 100 g (BA) fest. Mineralölerzeugnisse - Bestimmung der Filtrierbarkeit von Schmierölen - Teil 1: Verfahren für Öle in Gegenwart von Wasser (ISO 13357-1: 2017); (DIN ISO 13357- 1: 2009-04); NA 062-06-61 AA <06235250> Dieser Teil von ISO 13357 legt ein Verfahren für die Bestimmung der Filtrierbarkeit von Schmierölen und besonders von Hydraulikölen in Gegenwart von Wasser fest. Schmierstoffe - Schmieröle - Teil 1: Schmieröle C, Mindestanforderungen; (DIN 51517-1: 2014-02); NA 062-06-51 AA <06235260> Dieses Dokument legt Mindestanforderungen an Schmieröle C fest, welche vorwiegend für Umlauf- und Tauchschmierung empfohlen werden. Schmierstoffe - Schmieröle - Teil 2: Schmieröle CL, Mindestanforderungen; (DIN 51517-2: 2014-02); NA 062-06-51 AA <06235261> Dieses Dokument legt Mindestanforderungen an Schmieröle CL fest, welche vorwiegend für Umlaufschmierung empfohlen werden, wenn höhere Anforderungen an die Alterungsbeständigkeit und/ oder den Korrosionsschutz als an Schmieröle C nach DIN 51517- 1 gestellt werden. Flüssige Mineralölerzeugnisse - Bestimmung der Destillationseigenschaften bei atmosphärischem Druck - Mikrodestillation; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-42 AA <06235263> Dieses Dokument legt eine Bestimmung der Destillationseigenschaften von Mineralölerzeugnissen, die bei atmosphärischem Druck einen Siedebereich zwischen 20 °C und 400 °C haben, unter Verwendung eines automatischen Mikrodestillations-Gerätes fest. Flüssige Mineralölerzeugnisse - Fettsäure-Methylester (FAME) zur Verwendung in Dieselmotoren und als Heizöl - Anforderungen und Prüfverfahren; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-32-01 UA <06235264> Dieses Dokument legt Anforderungen und Prüfverfahren für gehandelte und ausgelieferte Fettsäure-Methylester (en: Fatty Acid Methyl Esters, FAME) für die Verwendung in Kraftfahrzeugen mit Dieselmotoren oder als Heizöl fest, entweder als Dieselkraftstoff bzw. Heizöl mit einer Konzentration von 100 %, oder als Blendkomponente für Dieselkraftstoff in Übereinstimmung mit den Anforderungen nach EN 590 bzw. für Heizöl. Bei einer Konzentration von 100 % ist FAME einsetzbar in Fahrzeugen mit Dieselmotoren und in Heizungsanlagen, welche für den Einsatz von 100 % FAME entwickelt oder nachträglich angepasst wurden. 3. 3 DIN-Normenausschuss Mechanische Verbindungselemente (FMV) Runddraht-Sprengringe für Wellen; (DIN 9925: 2016- 11); NA 067-00-09-04 AK <06702299> Dieses Dokument legt Anforderungen an Runddraht- Sprengringe für Wellen und die entsprechenden Nuten fest. Runddraht-Sprengringe dienen zum Fixieren von Bauteilen auf Wellen und sind dazu geeignet, axiale Kräfte zu übertragen. Runddraht-Sprengringe für Bohrungen; (DIN 9926: 2016-11); NA 067-00-09-04 AK <06702300> Dieses Dokument legt Anforderungen an Runddraht- Sprengringe für Bohrungen und die entsprechenden Nuten fest. Runddraht-Sprengringe dienen zum Fixieren von Bauteilen in Bohrungen und sind dazu geeignet, axiale Kräfte zu übertragen. Runddraht-Sprengringe für Wellen; (DIN 9925: 2016- 11); Rechteckprofil-Sprengringe für Wellen; NA 067-00-09- 04 AK <06702301> Dieses Dokument legt Anforderungen an Rechteckprofil-Sprengringe für Wellen und die entsprechenden Nuten fest. Rechteckprofil-Sprengringe dienen zum Fixieren von Bauteilen (z. B. Wälzlager) auf Wellen und sind dazu geeignet, axiale Kräfte zu übertragen. Rechteckprofil-Sprengringe für Bohrungen; NA 067-00- 09-04 AK <06702302> Dieses Dokument legt Anforderungen an Rechteckprofil-Sprengringe für Bohrungen und die entsprechenden T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 89 Normen 90 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Nuten fest. Rechteckprofil-Sprengringe dienen zum Fixieren von Bauteilen (z. B. Wälzlager) in Bohrungen und sind dazu geeignet, axiale Kräfte zu übertragen. 4 Erklärung über die technischen Regeln Soweit bekannt sind zu den einzelnen Dokumenten Preise angegeben. Ein Preisnachlass auf DIN-Normen und DIN SPEC wird gewährt für Mitglieder des DIN in Höhe von 15 % und für Angehörige anerkannter Bildungseinrichtungen (Bestellung muss mit Nachweis versehen sein) in Höhe von 50 %. Alle DIN-Normen, DIN-Norm-Entwürfe, DIN SPEC und Beiblätter können ohne Mehrpreis im Monatsabonnement bezogen werden. Bei der Bestellung ist die genaue Bezeichnung des Fachgebietes, möglichst unter Verwendung der ICS-Zahlen, anzugeben (siehe DIN- Mitt. 72. 1993, Nr. 8, S. 443 bis 450). Ein Anschriftenverzeichnis der Stellen im Ausland, bei denen Deutsche Normen eingesehen und bestellt werden können, wird vom Beuth Verlag GmbH, AuslandsNormen-Service, 10772 Berlin, kostenlos abgegeben. Die Ausgabedaten der anderen technischen Regeln sind nicht immer identisch mit ihrem Erscheinungstermin oder mit dem Beginn ihrer Gültigkeit. Um eine möglichst vollständige Information zu geben, werden Entwürfe von anderen technischen Regeln auch bei bereits abgelaufener Einspruchsfrist angezeigt. Voraussetzung für die Aufnahme einer Titelmeldung in die DITR-Datenbanken ist das Vorliegen eines Belegexemplars der technischen Regel. Alle regelerstellenden Organisationen werden daher gebeten, Belegstücke zu Veränderungen ihrer Regelwerke mit Preisangabe an folgende Anschrift zu senden: Deutsches Informationszentrum für technische Regeln (DITR), 10772 Berlin. Erklärung der im DIN-Anzeiger für technische Regeln verwendeten Vorzeichen: V = DIN SPEC (Vornorm) F = DIN SPEC (Fachbericht) P = DIN SPEC (PAS) A = DIN SPEC (CWA) G = Geschäftsplan (GP → einer DIN SPEC (PAS)) E = Entwurf M = Manuskriptverfahren C = Corrigendum/ Berichtigung Ü = Übersetzung B = Beabsichtigte Zurückziehung (BV → einer Vornorm, BE → eines Entwurfs) Z = Zurückziehung (ZV → einer Vornorm, ZE → eines Entwurfs) 4.1 Europäische und internationale Normungsergebnisse 4.1.1 Europäische Normen Der Druck der vom Europäischen Komitee für Normung (CEN) angenommenen EN als DIN-EN-Norm ist vorgesehen. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) 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. T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 90 Normen 91 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 4.1.3 Internationale Normen und Norm-Entwürfe Die Ergebnisse der Arbeit der Internationalen Organisation für Normung (ISO) und der Internationalen Elektrotechnischen Kommission (IEC) sowie der ISO/ IEC- Arbeit können im DIN Deutsches Institut für Normung e. V., Burggrafenstraße 6, 10787 Berlin, IEC-Normen und IEC-Entwürfe zusätzlich bei der DKE eingesehen werden. Die Ergebnisse der ISO- und IEC-Arbeit sind in Englisch und/ oder Französisch erhältlich. Sie liegen in deutscher Übersetzung vor, wenn sie gleichzeitig als Europäische Normen oder DIN-ISO- oder DIN-IEC- Normen übernommen werden. Kopien der ISO-Norm-Entwürfe können beim DIN Deutsches Institut für Normung e. V. (AuslandsNormen- Service), 10772 Berlin, bezogen werden. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen (TS) und Berichte (TR) sowie Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden herausgegeben, wenn ein Norm-Entwurf keine ausreichende Zustimmung zur Veröffentlichung als Norm erreichen konnte oder wenn sich ein zu normender Gegenstand noch in der Entwicklungs- oder Erprobungsphase befindet. Europäische und Internationale Technische Berichte dienen zur Bekanntmachung bestimmter Daten, die für die europäische bzw. internationale Normungsarbeit von Nutzen sind. Europäische Technische Spezifikationen werden in der Regel als DIN SPEC (Vornorm) übernommen. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden spätestens drei Jahre nach ihrer Veröffentlichung mit dem Ziel überprüft, die für die Herausgabe einer Norm erforderliche Einigung anzustreben. Europäische Technische Berichte können bei Bedarf als DIN SPEC (Fachbericht) übernommen werden. Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) können von der ISO herausgegeben werden, wenn sich ein Thema noch in der Entwicklung befindet oder wenn aus einem anderen Grund derzeit noch keine Internationale Norm veröffentlicht werden kann. Eine PAS kann auch ein in Zusammenarbeit mit einer externen Organisation erarbeitetes Dokument sein, das nicht den Anforderungen einer Internationalen Norm entspricht. Europäische und Internationale Workshop Agreements (CWA und IWA) Diese Dokumente sind Ergebnisse von Arbeiten europäischer oder internationaler Expertengruppen (Workshops) im Rahmen von CEN/ CENELEC und ISO/ IEC, jedoch außerhalb der Technischen Komitees. Sie liegen, falls nicht anders angegeben, in englischer Fassung vor. 5 Herausgeber und Bezugsquellen 5.1 Deutsche Normen Herausgeber: DIN Deutsches Institut für Normung e. V., 10772 Berlin Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.2 Europäische Normen Herausgeber: European Committee for Standardization (CEN), 17,Avenue Marnix, 1000 BRUXELLES, BELGIEN Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.3 ISO-Normen Herausgeber: International Organization for Standardization, Case postale 56, 1211 GENÈ VE 20, SCHWEIZ- Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.4 VDI-Richtlinien Herausgeber: Verein Deutscher Ingenieure (VDI), Postfach 10 11 39, 40002 Düsseldorf Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 91 Anzeige 92 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Dr. Egon Freitag Lexikon der Kreativität Grundlagen - Methoden - Begriffe 2018, 264 S., 39,80 € (Reihe Technik) ISBN 978-3-8169-3299-4 Zum Buch: In der Zeit beschleunigter Globalisierung und Digitalisierung ist Kreativität zu einem wichtigen Wettbewerbsfaktor geworden. Der Wettbewerb der Wirtschaft auf den regionalen, nationalen und globalen Märkten verlangt von den Managern und allen Mitarbeitern eine kontinuierliche Innovationsfähigkeit und kreative Strategien, um die Potenziale in ihren Unternehmen optimal zu entwickeln. Der Begriff »Kreativität« hat inzwischen auch Eingang in fast alle Lebensbereiche gefunden. Dieses Lexikon enthält alle grundlegenden Begriffe und Probleme zur Kreativität des Menschen, um dieses faszinierende Thema für einen breiten Interessentenkreis zu erschließen. Im Zentrum der Darstellung stehen Fragen und Probleme der kreativen Persönlichkeit, des kreativen Prozesses und Produktes, der angewandten Kreativität, Methoden der Ideenfindung und Problemlösung. Weitere Schlüsselbegriffe sind: Kreativwirtschaft, kreatives Denken, Selbstverwirklichung, Innovation, Intuition, Persönlichkeitstypen kreativer Intelligenz, Leistungsmotivation, intrinsische und extrinsische Motivation u. v. m. Alle Begriffe werden umfassend definiert und durch Literaturangaben ergänzt. Die Neuartigkeit, Tiefe und Dichte der Informationen zu den einzelnen Stichwörtern der theoretischen und angewandten Kreativitätsforschung ist bisher einzigartig, da noch kein derartiges Nachschlagewerk existiert. Dieses Lexikon dient der begrifflichen Orientierung auf dem wichtigsten Bewährungsfeld menschlicher Selbstverwirklichung und bietet auch zahlreiche Anregungen, um die eigene Kreativität zu steigern, für den persönlichen und unternehmerischen Erfolg. Die Interessenten: Das »Lexikon der Kreativität« wendet sich an Manager, Ingenieure, Techniker, Designer, Architekten, Marketing- und Werbefachleute, freiberuflich Tätige, an alle kreativen Persönlichkeiten in der Wirtschaft, Technik, Kultur, in den Wissenschaften und in den Medien, an Auszubildende, Studierende, Stellenbewerber und Stellenwechsler, von denen Kreativität erwartet wird, und an alle, die an Erfolg und Karriere interessiert sind. Rezensionen: »Freitag bietet dem Leser einen komprimierten Einblick in das, was eine kreative Persönlichkeit ist und ausmacht, wie jene »Schöpferkraft des Menschen« differenzierter beschrieben und erläutert werden kann, wie kreatives Denken entsteht. « (Lehmann-Pape) Der Autor: Dr. phil. Egon Freitag, wissenschaftlicher Autor, arbeitet über Kreativitätsforschung und literarische Kreativität. Er veröffentlichte u.a. die Studien »Die Kunst zu schreiben« und »Der kreative Prozess« sowie eine Biografie über Johann Gottfried Herder. Blätterbare Leseprobe und einfache Bestellung unter: www.expertverlag.de/ 3299 Bestellhotline: Tel: 07159 / 92 65-0 • Fax: -20 E-Mail: expert@expertverlag.de T+S_2_2018_.qxp_T+S_2018 08.02.18 15: 36 Seite 92