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Inhalt 1 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 5 D. Bechev, T. Kiekbusch, B. Radnai, B. Sauer Untersuchung der Auswirkungen von leitenden und nichtleitenden Schmierfetten auf die Oberflächeneigenschaften bei spannungsbeaufschlagten Wälzlagern 12 A. Ziegltrum, S. Emrich, T. Lohner, K. Michaelis, A. Brodyanski, R. Merz, M. Kopnarski, B.-R. Höhn, K. Stahl Einfluss triboinduzierter Schichten auf Schäden und Reibungsverhalten von Zahnrädern unter besonderer Berücksichtigung des Einlaufvorgangs - experimentelle und analytische Untersuchungen 27 V. Krasmik, A. Seibel, J. Schlattmann Tribologische Ordnungsschemata und deren Anwendung (Teil 2) 35 N. Dakov, F. Bauer, W. Haas Untersuchung von Rückförderstrukturen an PTFE-Manschettendichtungen mittels elastohydrodynamischer Simulation 45 O. Waßmann, K. Weigel, L. Geitel, N. T. Elzenheimer, D. Rätz, J. Brand, S. Imad-Uddin Ahmed Reibung und Verschleiß von PTFE gegen unterschiedliche tribologische Beschichtungen 53 Ch. Müller, S. Eiden, M. Grebe, J. Molter Evaluation einer neuartigen Screening- Methode für Schmierfette Aus Wissenschaft und Forschung 2 Veranstaltungen 3 Produktion von Ölen und Fetten 58 Nachrichten Mitteilungen der GfT Mitteilungen der ÖTG 64 Impressum 65 Schadensanalyse / Schadenskatalog Gleitlager - Dreischicht-Motorenlager 66 Hinweise für Autoren / Checkliste 67 Handbuch der T+S 4.4.4 Schmierung von Wälzlagern 69 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 3 18 E 6133 65. Jahrgang www.expertverlag.de Auswirkungen von leitenden und nichtleitenden Schmierfetten auf Oberflächeneigenschaften Einfluss triboinduzierter Schichten auf Schäden und Reibungsverhalten von Zahnrädern Tribologische Ordnungsschemata und deren Anwendung Untersuchung von Rückförderstrukturen an PTFE-Manschettendichtungen Reibung und Verschleiß von PTFE gegen unterschiedliche tribologische Beschichtungen Evaluation einer neuartigen Screening-Methode für Schmierfette Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology 65. Jahrgang, Heft 3 Mai/ Juni 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 26 und 64) 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 66). Authors of scientific contributions are requested to submit their manuscripts directly to the editor, Prof. Bartz (see page 66 for formatting guidelines). T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 1 Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Veranstaltungen ► 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 Sarawak MY ASIATRIB 2018: 6 th Asia International Conference on Tribology ► 24.09. - 26.09.18 Göttingen 59. Tribologie-Fachtagung GfT* ► 26.09. - 28.09.18 Darmstadt Materials Science Engineering ► 27.09. - 08.09.18 London 20 th International Conference on Ad-vances in Tribology and Engineering Systems https: / / www.waset.org/ conference/ 2018/ 09/ london/ ICATES/ home ► 24.10. - 26.10.18 Bad Staffelstein 5 th CellMat 2018 - Cellular Materials https: / / cellmat2018.dgm.de/ ► 28.10. - 31.10.18 Chicago Illinois, USA 2018 STLE Tribology Frontiers Conference www.stle.org ► 12.11. - 13.11.18 Ostfildern Grundlagen des Strangpressens TAE* ► 22.11.18 Wien ÖTG-SYMPOSIUM 2018 ÖTG* ► 29.01. - 31.01.19 Rosenheim Oildoc Konferenz 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 T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 20.04.18 09: 23 Seite 2 Produktion von Ölen und Fetten 3 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Produktion von Ölen und Fetten T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 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 23.519 t 22.353 t 19.737 t 17.982 t Getriebeöl Kraftfahrzeuge 3.883 t 3.879 t 3.222 t 3.160 t Getriebeöl Industrie 2.162 t 1.997 t 1.779 t 1.668 t Turbinen-, Kompressorenöle 662 t 667 t 560 t 640 t Maschinenöle 2.624 t 2.296 t 1.835 t 1.663 t Hydrauliköl 9.172 t 9.504 t 7.652 t 6.626 t Öle für die Metallbearbeitung (n. wmb.) 4.621 t 3.539 t 3.397 t 3.125 t Öle für die Metallbearbeitung (wmb.) 2.681 t 2.996 t 2.682 t 2.042 t Weißöle (technische und medizinische) 4.313 t 5.279 t 3.496 t 3.712 t Schmierfette 2.909 t 2.619 t 2.279 t 2.151 t Basisöle 11.221 t 13.989 t 9.246 t 9.306 t Dezember November Über die Inlandsablieferungen von Schmierstoffen macht das Bundesamt für Wirtschaft und Ausfuhrkontrolle (BAFA), 65760 Eschborn / Ts, für die Monate November und Dezember von 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 · 3/ 2018 M ATERIALS S CIENCE E NGINEERING MEE T PROFESSION ALS YOU NG RESEARC HERS EUROPEAN CONGRESS AND EXHIBITION ON ADVANCED MATERIALS AND PROCESSES SEPTEMBER 26 TH - 28 TH , 2018 DARMSTADT, GERMANY TOPICS PLENARY SPEAKER • MIRTA I. ARANGUREN (ARGENTINA) • HANS-JÜRGEN CHRIST (GERMANY) • OLIVER GUTFLEISCH (GERMANY) • ELIZABETH A. HOLM (USA) • LARS HULTMAN (SWEDEN) • DIERK RAABE (GERMANY) FURTHER HIGHLIGHTS • EXHIBITION WITH BUSINESS AREA • POSTER EVENING • SPECIAL ARGENTINIAN SYMPOSIA AND SIDE-EVENTS • MSE PARTY WWW.MSE-CONGRESS.DE ORGANIZED BY ENDORSED BY SIA Guest Country Argentina 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 Falls Sie eine Veröffentlichung wünschen, bitten wir Sie, uns die Daten auf einer CD, zur Sicherheit aber auch als Ausdruck, zur Verfügung zu stellen. Schön ist es ferner, wenn die Bilder durchnummeriert und bereits an der richtigen Stelle platziert sowie mit den zugehörigen Bildunterschriften versehen sind. Da wir auf die Einheit von Text und Bild großen Wert legen, bitten wir, im Text an geeigneter Stelle einen sogenannten (fetten) Bildhinweis zu bringen. Das Gleiche gilt für Tabellen. Auch sollten die Tabellen unsere Art des Tabellenkopfes haben. Die Artikel dieses Heftes zeigen Ihnen, wie wir uns den Aufbau Ihres Artikels vorstellen. Vielen Dank. Bitte lesen Sie dazu auch unsere ausführlichen „Hinweise für Autoren“ (Seite 66). Aktuelle Informationen über die Fachbücher zum Thema „Tribologie“ und über das Gesamtprogramm des expert verlags finden Sie im Internet unter www.expertverlag.de Ihre Mitarbeit in Tribologie und Schmierungstechnik ist uns sehr willkommen ! T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 4 Aus Wissenschaft und Forschung 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Einleitung Im Bereich der Bahntechnik, Fahrzeugtechnik, Elektromobilität und Nutzfahrzeugtechnik sowie in vielen anderen Sektoren, in denen drehzahlvariable, umrichtergespeiste Elektromotoren und Generatoren eingesetzt werden, steigt die Anzahl der elektrischen Aggregate und dadurch die Anzahl der durch Stromdurchgang verursachen Schäden in Wälzlagern. Dieses Problem betrifft sowohl die metallischen Lagerbauteile als auch die Schmierstoffe. Zur Ansteuerung der elektrischen Antriebe werden Frequenzumrichter eingesetzt, die durch hohe Untersuchung der Auswirkungen von leitenden und nichtleitenden Schmierfetten auf die Oberflächeneigenschaften bei spannungsbeaufschlagten Wälzlagern D. Bechev, T. Kiekbusch, B. Radnai, B. Sauer* Eingereicht: 19. 11. 2017 Nach Begutachtung angenommen: 15. 1. 2018 Im Rahmen dieses Beitrags werden Untersuchungen zu den Auswirkungen von isolierenden und leitfähigen Schmierfetten auf die Oberflächen von spannungsbeaufschlagten Wälzlagern vorgestellt. Bei alleiniger Variation des Schmierfettes bei ansonsten identischen Last- und Versuchsbedingungen wurde bei einigen Lagern Krater- und bei anderen Riffelbildung auf den Laufbahnoberflächen festgestellt. Es wurden Schmierfette mit unterschiedlichen Grundölen und Verdickern bei EDM-Strömen untersucht, um den Stromdurchgang im Lager und die daraus resultierenden Oberflächenveränderungen zu analysieren. Die Laufbahnoberflächen wurden nach den Versuchen vermessen. Auf Basis der 3D-Oberflächenkenngrößen und der gemessenen und ausgewerteten elektrischen Parameter (EDM-Spannungsamplitude, EDM-Stromamplitude und EDM-Anzahl) konnte ein Zusammenhang zwischen Schmierstoffart, Oberflächenmodifikation und elektrischen Kenngrößen erkannt werden. Die Ergebnisse der Untersuchungen helfen bei der Bewertung von Schadensmechanismen in spannungsbeaufschlagten Kontaktstellen in Wälzlagern und zeigen die Auswirkungen des Schmierstoffes auf die Entwicklung der Laufbahnoberflächen. Schlüsselwörter Schädlicher Stromdurchgang im Wälzlager, Riffelbildung, EDM-Ströme, Oberflächenanalyse Within this article, the effects of insulating and conductive greases on the surface of a current-loaded rolling bearing were investigated. After carrying out tests under constant load and test conditions with only variation of the lubricating grease, some bearings showed cratering and others ripples on the raceways. Lubricants with different base oils and thickeners in EDM currents were tested to analyze the current flow in the bearing and the resulting surface modifications. The raceway topologies were measured after the tests. On the basis of the 2D and 3D surface characteristics and the measured and evaluated electrical parameters (EDM voltage amplitude, EDM current amplitude and number EDM), a relation between the type of lubricant, surface modification and electrical parameters could be recognized. The results of the investigations allow for the evaluation of damage mechanisms in current-exposed rolling contacts and show the effects of the lubricant on the evolution of the raceway topologies. Keywords Insulating and conductive greases, current-loaded rolling bearings, ripples Kurzfassung Abstract * M.Sc. Dani Bechev Dr.-Ing. Timo Kiekbusch (Robert Bosch GmbH) Dr.-Ing. Benjamin Radnai (Stadler Service AG) Prof. Dr.-Ing. Bernd Sauer Technische Universität Kaiserslautern Lehrstuhl für Maschinenelemente und Getriebetechnik 67663 Kaiserslautern T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 5 risiert ist und es fließt kein hoher Strom. Bei einem Durchschlag ist ein Spannungszusammenbruch zu erkennen und es fließt hoher Entladestrom im Kontakt. Bekannte strombedingte Schäden sind Kraterbildung auf der Lagerlaufbahn, Riffelbildung quer zur Laufbahn und Verbrennung des Schmierstoffes in der Kontaktzone zwischen Wälzkörper und Laufbahn. Am Lehrstuhl für Maschinenelemente und Getriebetechnik (MEGT) der TU Kaiserslautern wurde ein Prüfstand entwickelt und aufgebaut, der es gestattet, die elektrischen Bedingungen bei definierten Versuchsrandbedingungen im Wälzkontakt gezielt einzustellen. Mit dem neu entwickelten Prüfaufbau ist es erstmals gelungen, die elektrisch-physikalischen Bedingungen im Wälzkontakt, die Rolle des Schmierstoffes und der Schmierfilmdicke für den Stromdurchgang mit Blick auf den einzelnen Kontakt zu erforschen. [6], [7] Zielsetzung Im Rahmen dieses Beitrags wurden einerseits die Auswirkungen von isolierenden und leitfähigen Schmierfet- Aus Wissenschaft und Forschung 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Schaltfrequenzen ihrer Halbleiterelemente von über 10 kHz eine Gleichtaktspannung (engl. common mode voltage u com ) durch Überlagerung dreier pulsweitenmodulierter Rechteckspannungsverläufe erzeugen. Bedingt durch die schnellen Schaltvorgänge der in den Umrichtern verwendeten Bipolartransistoren mit isoliertem Gate (IGBT) entstehen steile Spannungssprünge an den Taktflanken. Durch den sehr schnellen Spannungswechsel ergeben sich hohe Gradienten in der Ausgangsspannung des Umrichters. [1], [2], [3] Dadurch entstehen parasitäre Spannungen und Lagerströme, die Lagerschäden und Schmierstoffschäden verursachen. Dies führt zu unerwünschten Lager- und Getriebebzw. Maschinenausfällen. Die auftretenden Lagerströme können dabei in kapazitive Umladeströme, Entladeströme (EDM - „electrical discharge machining“), Rotor-Erd-Ströme und Zirkular-Lagerströme unterteilt werden. [4], [5] EDM-Ströme treten auf, wenn der trennende Schmierfilm zwischen Wälzkörper und Laufbahn die am Lager anliegende parasitäre Spannung nicht mehr halten kann und es zu einem Durchschlag kommt. [1] Im Normalfall baut sich eine Spannung auf, die durch ihren typischen Verlauf (drei Stufen hoch, drei Stufen runter) charakte- Tabelle 1: Verwendete Schmierfette im Rahmen dieser Untersuchung Fett Drehzahluntere obere Grundöl- Grundöl- Walkpene- Grundöl Verdicker leitfähig kennwert Gebrauchs- Gebrauchsviskosität viskosität tration d*nm temperatur temperatur DIN51562 DIN51562 DIN ISO 2137 [mm/ min] [mm 2 / s] [mm 2 / s] [0,1 mm] bei ca. 40 °C bei ca. 100°C 1 1 000 000 -50 °C 180 °C 55 9 265-295 PAO/ Ester Polyharnstoff nein 2 1 000 000 -45 °C 180 °C 72 9,5 250-280 Esteröl Polyharnstoff nein 3 500 000 -35 °C 140 °C 82 12,5 250-265 synth. Lithium- Kohlenspezialwasserstoff/ seife Mineralöl ja 4 1 000 000 -40 °C 180 °C 90 9 265-295 PAO/ Ester Polyharnstoff ja 5 600 000 -50 °C 150 °C 100 14,5 265-295 synth. Lithium- Kohlenseife wasserstoff nein 1 000 000 -40 °C 200 °C 130 20 240-270 PFPE, PTFE, Esteröl Polyharnstoff nein 7 500 000 -30 °C 160 °C 165 18 265-295 Mineralöl, Polyharnsynth. stoff Kohlenwasserstoff nein 8 600 000 -50 °C 260 °C 190 34 265-295 PFPE PTFE nein 9 - -20 °C 130 °C 220 19 285-315 Mineralöl Bariumkomplexseife nein 10 300 000 -40 °C 260 °C 420 40 265-295 PFPE PTFE nein Fett 1 2 3 4 5 7 8 9 - 10 leitfä fä f hig Gru ru r ndöl- Wa Wa W lkp kp k ene- Gru ru r ndöl Ve Ve V rdicker viskosität tration DIN51562 DIN ISO 2137 [mm 2 / s] [0,1 mm] bei ca. 100°C Gru ru r ndölviskosität DIN51562 [mm 2 / s] bei ca. 40 °C obere Gebrauchstemperatu tu t r Drehzahluntere kennwert Gebrauchsd*nm temperatu tu t r [mm/ min] T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 6 ten auf die Oberflächenveränderungen von spannungsbeaufschlagten Wälzlagern untersucht. Dazu kommen Schmierfette mit unterschiedlichen Grundölen und Verdickern bei Betriebsbedingungen mit EDM-Lagerströmen zum Einsatz. Andererseits wurde untersucht, was für eine Auswirkung die Schmierstoffvariation auf die Riffelbildung im Wälzlager hat. Durch Untersuchung des Temperaturverhaltens der verwendeten Schmierfette (s. Tabelle 1 ) bei Kurzzeitversuchen und dadurch Variation der Schmierfilmdicke wurde untersucht, wie sich das Lager und der Schmierstoff bei EDM-Strömen verhalten. Durch Dauerversuche wurde das Langzeitverhalten des Schmierstoffes und des Lagers analysiert. Um eine Vergleichbarkeit der Ergebnisse zu ermöglichen, wurden die Versuche unter konstanten Last- und Versuchsbedingungen bei alleiniger Variation des Schmierfettes durchgeführt. Auf Basis der 3D-Oberflächenkenngrößen und der gemessenen und ausgewerteten elektrischen Parameter (EDM-Spannungsamplitude, EDM- Stromamplitude und EDM-Anzahl) wurden die Zusammenhänge zwischen Schmierstoffart, Oberflächenmodifikation und elektrischen Kenngrößen analysiert. Verwendete Prüftechnik Im Versuchsfeld des MEGT wurden mehrere Prüfstände zur Untersuchung des schädlichen Stromdurchgangs im Wälzlager aufgebaut. Diese Prüfstände lassen sich in den mechanischen und den elektrischen Aufbau untergliedern (s. Bild 1 ). Mit den Prüfständen können die Auswirkungen der Einflussparameter Kraft, Drehzahl, Temperatur, Strom, Spannung, Schaltfrequenz und Drehfrequenz des Umrichters auf die sich ausbildenden Lagerströme über einen definierten Strompfad durch das Lager untersucht werden. Untersuchte Schmierfette Um die Auswirkungen von isolierenden und leitfähigen Schmierfetten auf die Oberflächenveränderung der spannungsbeaufschlagten Wälzlager zu untersuchen, wurden Schmierfette mit unterschiedlichen Grundölen und Verdickern untersucht, von denen zwei elektrisch leitfähig sind. Die übrigen sind elektrisch isolierend. Die grundlegenden Schmierstoffdaten können Tabelle 1 entnommen werden. Aus Wissenschaft und Forschung 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Bild 1: Prüfstand zur Untersuchung des schädlichen Stromdurchgangs im Wälzlager, linksmechanischer Aufbau, rechtselektrischer Aufbau T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 7 durch die Common-Mode-Spannung U CM [6]. Nach der ersten Messung wurde die Wasserkühlung abgestellt. Um die Lagertemperatur kontinuierlich und gezielt zu erhöhen wurde eine Heizmanschette verwendet. Die Wärmezufuhr erfolgte entweder bis ein kontinuierlicher Strom zwischen dem Außen- und Innenring des Prüflagers floss und keine Spannung mehr aufgebaut werden konnte (Übergang zur Mischreibung) oder die Außenringtemperatur des Prüflagers 90 °C erreicht hatte. Bei jeder Temperaturerhöhung des Prüflageraußenringes um 0,25 °C erfolgte eine Messung von Lagerspannung und strom. Für jedes der zehn Schmierfette wurde ein Dauerversuch ohne Vorkonditionierung bei Last von 100 N durchgeführt. Bei Vorversuchen wurde festgestellt, dass bei geringer Last die Wahrscheinlichkeit der Riffelbildung höher wird. Die Versuchsdauer lief über 120 h. Die Spannung wurde von Beginn an angelegt. In 15 Minuten Intervallen erfolgte eine Messung der Strom- und Spannungsverläufe am Prüflager. Nach Ablauf der 120 h wurde der Versuch beendet. Die Dauerversuche sollten den realen Gebrauch der Wälzlager in einer E-Maschine abbilden. Aus diesem Grund wurde die Temperatur der Wälzlager nicht reguliert und die Lager wurden bei ihrer Behaarungstemperatur von ca. 50 °C am Innenring und ca. 35 °C am Außenring betrieben. Die Werte für die Drehzahl, axiale Kraft, fiktive Drehfrequenz und die Schaltfrequenz wurden so gewählt, dass eine möglichst schnelle Riffelbildung infolge von EDM-Strömen produziert wird. Diese Versuchsbedingungen wurden bei einigen Voruntersuchungen als schädigend identifiziert. Das Ziel der Dauerversuche lag darin, die Auswirkungen von Schmierfetten unterschiedlicher Zusammensetzung auf EDM-Ströme und die Entstehung von Riffel zu untersuchen. Durch die Wahl geeigneter Parameter wurde die Wahrscheinlichkeit für die Bildung von Riffel auf dem Lageraußenring infolge von EDM-Durchschlägen erhöht. Auswertung der Prüfstandsversuche Die Auswertung der durchgeführten Messungen der Temperaturversuche und der Dauerversuche erfolgte über eine am MEGT in Labview ® selbstprogrammierte Software. Diese wurde im Rahmen des FVA-Forschungsprojekts FVA 650/ I „Untersuchung des Schädigungsmechanismus und der zulässigen Lagerstrombelastung von (isolierten) Wälzlagern in E-Motoren und Generatoren verursacht durch parasitäre hochfrequente Lagerströme“ erstellt [6], [7]. Zur Auswertung der Messungen wurden Lagerspan- Aus Wissenschaft und Forschung 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Prüfstandsversuche und Versuchsbedingungen Es wurden kurzzeitige Temperaturversuche und Dauerversuche mit Schrägkugellagern 7305B durchgeführt und ausgewertet. Die Lager wurden rein axial belastet, um eine gleichmäßige Lastverteilung und Schmierfilmdicke über den Lagerumfang und damit alle Wälzkörper zu realisieren. Last und Drehzahl sind bei allen Temperaturversuchen identisch. Bei den Dauerversuchen wurden ebenfalls gleiche Versuchsbedingungen eingestellt. Die Versuchsbedingungen sind in Tabelle 2 zusammengestellt. Vor jedem Versuch wurde der Schmierstoff zunächst 24 Stunden ohne Bestromung vorkonditioniert. Dies diente dazu, das Fett zu homogenisieren und die durch die Befüllung vorhandene Luft aus dem Fett zu verdrängen. Neben der Fettverteilung im Lager ändern sich in dieser Einlaufphase auch die elektrischen Eigenschaften des Schmierfetts, beispielsweise die Dielektrizitätskonstante ε r . Wie auch in [8] beschrieben wird die Einlaufphase genutzt, um die anschließenden Untersuchungen bei möglichst konstanten Fetteigenschaften durchführen zu können. Die Temperaturkurzversuche erfolgten nach dem Vorkonditionieren des Schmierstoffes. Prüfstand und Prüflager wurden zunächst mit Hilfe einer Wasserkühlung auf ca. 17 °C - 20 °C gekühlt. Während der Abkühlung waren die Lager in Betrieb weiterhin ohne Bestromung. Sobald das Prüflager abgekühlt war, wurde die Common-Mode-Spannung U CM angelegt und mit der Messung begonnen. Diese Spannung wird durch den elektrischen Aufbau des Prüfstandes erzeugt und ist ähnlich, wie die Common-Mode-Spannung, die zur Ansteuerung eines elektrischen Antriebes notwendig ist. Die am Lager angelegte Spannung entspricht der Lagerspannung U b , die sich in der realen elektrischen Maschine einstellt. Über das „Bearing Voltage Ratio“ BVR wird die über das Lager abfallende Spannung beschrieben. Das BVR charakterisiert den kapazitiven Spannungsteiler des E- Motors und ist gleich der Lagerspannung U b geteilt Tabelle 2: Versuchsbedingungen bei Vorkonditionierung, Temperaturversuchen und Dauerversuchen Vorkonditio- Temperatur- Dauernierung versuch versuch Drehzahl n / min -1 1000 1000 1000 Temperatur T/ °C Beharrungsca. 20°C bis 90°C Beharrungstemperatur temperatur Axiale Vorspannkraft F a / N 600 500 100 Versuchsdauer t / h 24 Individuell, ca. 8 120 Angelegte Spannung U b / V 0 20 60 Fiktive Drehfrequenz f rot / Hz 0 25 25 Schaltfrequenz f s / kHz 0 10 16 Drehzahl n / min -1 Te Te T mperatu tu t r T/ °C Axiale Vo Vo V rspannkraft ft f F a F a F / N / N / Ve Ve V rsuchsdauer t / h Angelegte Spannung U b U b U / V 0 Fiktive Drehfr fr f equenz f r f r f o ro r t / Hz 0 Schaltfr fr f equenz f s f s f / kHz 0 Dauerversuch Te Te T mperaturversuch Vo Vo V rkonditionierung T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 8 Bei den Dauerversuchen wurde alle 15 Minuten ein Messblock (mit drei Aufzeichnungen) aufgezeichnet. Für die Auswertung wurden die Spannungs- und Stromergebnisse sortiert und statistisch verarbeitet. Es wurde für jeden Betriebspunkt die EDM-Anzahl N-, die mittlere EDM Lagerspannungsamplitude U L - und die mittlere EDM Lagerstromamplitude i L - ermittelt. Für jede dieser Größen wurde das arithmetische Mittel gebildet und ebenfalls der Vollschmierungszeitanteil ermittelt. Auswertung der Oberflächen der untersuchten Wälzlager Nach der Durchführung jedes Dauerversuches wurden die Laufbahnoberflächen der Außenringe untersucht. Dafür wurde das 3D-Messgerät „NanoFocus - µSurf explorer“ am Lehrstuhl für Messtechnik und Sensorik der TU Kaiserslautern verwendet. Mit diesem Messgerät können Analysen der 3D-Struktur, Schichtdicken und Geometriemessungen durchgeführt werden. [9] Nach den Oberflächenmessungen erfolgt die Charakterisierung der Oberflächen durch 2D (Ra, Rq und Rz) und 3D-Kenngrößen (Sk, Spk, Svk, Vm, Vv, Sa, Sq, Sz, Sal, Str). Ergebnisse der durchgeführten Temperaturversuche In Bild 3 ist die durchschnittliche EDM-Anzahl pro Sekunde über den Temperaturbereich von 20 °C bis 80 °C für die verschiedenen Schmierstoffe aufgetragen. Die grauen Linien im Hintergrund stellen die Messdaten dar. Pro Schmierfett wird eine geglättete Kurve dargestellt. Zu erkennen sind große Differenzen in der absoluten EDM-Anzahl und in der Temperaturabhängigkeit. Da die Versuche unter identischen Bedingungen durchgeführt wurden, sind die Ergebnisse mit der unterschiedlichen Zusammensetzung der Schmierfette zu begründen. Diese Ergebnisse zeigen, dass abhängig von den Einsatzbedingungen des Wälzlagers die richtige Wahl des Schmierstoffes dazu führen kann, dass EDM-Ströme vermieden werden können. Bei den Fetten 3 und 4 wurden keine EDM-Ströme erkannt, da diese Fette elektrisch leitfähig sind, deswegen sind diese auf Bild 3 und Bild 4 nicht dargestellt. Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 nungs- und Lagerstromwerte aufgezeichnet. Die Auswertungsmethode ist in Bild 2 grafisch dargestellt. Bei den Temperaturversuchen wurden fünf aufeinanderfolgende Messungen für jeden Betriebspunkt aufgezeichnet. Ein solcher Messblock erfolgte nach jeder Temperaturerhöhung um 0,25 °C. Für jeden Betriebspunkt wurden folgende Parameter bestimmt: • Durchschnittliche EDM-Anzahl N- • Durchschnittliche EDM-Lagerspannungsamplitude (U L --) • Durchschnittliche EDM-Lagerstromamplitude (i L --) Für jeden dieser Parameter wurde jeweils das arithmetische Mittel gebildet. Überdies wurde der Vollschmierungszeitanteil für jeden Messblock berechnet. Dieser gibt in Prozent an, wie lange sich das Lager durchschnittlich von der Gesamtmesszeit je Betriebspunkt in der Vollschmierung befindet. Umladesowie Entladeströme werden dabei als vollschmierungsbedingte Lagerströme gezählt. Aus dem Verhältnis der Taktflanken der Common-Mode-Spannung zur Anzahl der vollschmierungsbedingten Stromereignisse kann der zeitliche Vollschmierungsanteil bestimmt werden. Bild 3: Ergebnisse der durchgeführten Temperaturversuche bei F a = 500 N, U b = 20 V, f rot = 25 Hz, f s = 10 kHz, die grauen Kurven im Hintergrund zeigen die ausgewerteten Messwerte, die Kurven für Fett 1 bis Fett 10 zeigen die geglätteten Messwerte Bild 2: Auswertemethode für die Erkennung von Lagerströmen bei Temperaturversuchen und Dauerversuchen [6], [7] T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 9 Untersucht wurden die Kernrauheit Sk, Spitzenhöhe Spk und Riefenhöhe Svk, aufgetragen auf die linke y-Achse. In Bild 5 ist die Grundölviskosität bei 40 °C für jedes Schmierfett auf die rechte y-Achse aufgetragen. Als Indikator für die Strombelastung der untersuchten Wälzla- Aus Wissenschaft und Forschung 10 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 In Bild 4 ist der aus den elektrischen Messdaten berechnete Vollschmierungszeitanteil für die verschiedenen Schmierfette dargestellt. Diese Kenngröße zeigt, wann das untersuchte Wälzlager in Vollschmierung war und bei welcher Temperatur der Übergang zur Mischreibung stattfindet. Da die verwendeten Schmierstoffe unterschiedliche Grundöle, Verdicker und herstellerspezifische Additive haben, ergeben sich unterschiedliche Temperaturbereiche, in denen die Lager in Vollschmierung und in Mischreibung sind. Dabei ist zu beachten, dass natürlich auch eine Veränderung der Oberflächenrauheit Einfluss auf den Schmierungszustand des Lagers hat. Ergebnisse der Dauerversuche und der Oberflächenuntersuchungen In Bild 5 sind die Ergebnisse der durchgeführten Dauerversuche und der ausgewerteten Oberflächen dargestellt. Bild 4: Vollschmierungszeitanteil bei den durchgeführten Temperaturversuchen Bild 5: Ergebnisse der Oberflächenuntersuchungen: Kernrauheit (grau), Riefentiefe (dunkelgrau) und Spitzenhöhe (schwarz), auf die linke y-Achse, bei zehn spannungsbeaufschlagten Wälzlagern, nicht gelaufenes Referenzlager und gelaufenes, nicht bestromtes Referenzlager; Grundölviskosität bei 40 ° C (volle Linie mit Punkt) auf die rechte y-Achse und skalierte durchschnittliche EDM-Anzahl pro Sekunde (gestrichelte Linie mit Punkt) auf die rechte y-Achse; Bildaufnahmen der Wälzlageraußenringe (1 bis 10), bei 2, 4 und 8 graue Laufspur und keine Riffelbildung, bei 3, 5 und 6 graue Laufspur und leichte Riffelbildung, 1, 7, 9 ,10 stark ausgeprägte Riffelbildung. T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 10 ger dient die skalierte durchschnittliche EDM-Anzahl pro Sekunde. Die ausgewerteten Werte der durchschnittlichen EDM-Anzahl pro Sekunde wurden mit dem Faktor 0,1 multipliziert und lassen sich in dieser Form besser in Bild 5 darstellen. In Bild 5 sind zehn Bildaufnahmen (1-10) der Außenringe der untersuchten Wälzlager dargestellt. Die Bildaufnahmen zeigen, dass bei den Lagern mit Fett 2, 4, 8 keine Riffelbildung zu erkennen ist. Eine graue Laufspur kann deutlich erkannt werden. Bei Fett 3, 5 und 6 ist die graue Laufspur sichtbar und es kann ein Anfangsstadium der Riffelbildung erkannt werden. Bei Fett 1, 7, 9 und 10 werden eindeutig Riffeln erkannt. Die Untersuchung der Oberfläche zeigt, dass die Werte für Sk, Spk und Svk mit Erhöhung der Grundölviskosität des Schmierfettes (bei 40 °C) steigen. Diese Ergebnisse zeigen, dass mehr höhere Rauheitsspitzen im Kontakt entstanden sind und sich viele tiefe Krater auf die Oberflächen gebildet haben. Bei den Lagern mit Riffelbildung ist das sichtbar. Zusammenfassung und Ausblick Im Rahmen dieses Beitrages wurde gezeigt, dass die Auswahl des Schmierstoffes eine wesentliche Auswirkung auf das elektrische Verhalten und auf die Oberflächenveränderung des Lagers hat. Das Verhalten von zehn Schmierfetten in spannungsbeaufschlagten Wälzlagern, mit angelegter Lagerspannung, wurde durch kurzzeitige Temperaturversuche bei Lagerspannung U b = 20 V und Dauerversuche bei U b = 60 V untersucht. Die Temperaturversuche zeigen, dass es Temperaturbereiche und Schmierfilmdickenbereiche gibt, bei denen keine EDM-Ströme erkannt werden und dass es Bereiche mit sehr hoher EDM-Anzahl gibt. Bei den untersuchten, elektrisch leitfähigen Schmierfetten wurden keine EDM-Durchschläge erkannt, da die metallischen Bauteile des Lagers über den Schmierstoff elektrisch leitend verbunden sind. Die Untersuchung des realen Einsatzes der Wälzlager und der Schmierfette durch Dauerversuche hat gezeigt, dass bei einigen Versuchen keine Riffelbildung zu erkennen ist, sondern nur eine graue Laufspur. Zu erkennen ist eine Übergangsphase von grauer Laufspur zur Riffelbildung. Bei einigen Lagern wurde sehr starke Riffelbildung beobachtet. Mit Erhöhung der Grundölviskosität des Schmierfettes sind die Oberflächen rauer geworden. Das zeigen die Oberflächenuntersuchungen nach jedem Dauerversuch, charakterisiert durch Erhöhung der Kernrauheit, Spitzenhöhe und Riefentiefe. Grund dafür kann die höhere Durchschlagsspannung sein, die notwendig ist, um den höheren Schmierfilm bei höherer Viskosität durchzuschlagen. Es kann die Tendenz erkannt werden, dass mit Erhöhung der Grundölviskosität die Riffelbildung stärker ausgeprägt ist. Es konnte nicht belegt werden, ob die elektrisch leitfähigen Schmierfette zur Reduzierung der Riffelbildung führen können. Bei einem der beiden elektrisch leitfähigen Schmierfetten wurde leichte Riffelbildung erkannt und beim anderen nur eine breite graue Laufspur, was zeigt, dass durch das Wälzlager Strom geflossen ist. Literatur [1] Radnai, B.; Kiekbusch, T.; Sauer B.: Schmierfilmdickenabhängige Entladevorgänge in stromobelasteten Wälzlagern. In: ant Journal, Nr. 3 (2014), S. 22-27. [2] Radnai, B.; Kiekbusch, T.; Sauer B.: Einfluss der Schmierfilmdicke auf den Stromdurchgang an Wälzlagern, Bd. 2257. In: VDI-Fachtagung Gleit- und Wälzlagerungen 2015. Gestaltung, Berechnung, Einsatz, 2015 (VDI Berichte, 2257), S. 91-103. [3] Gemeinder, Y.; Schuster M.; Radnai B.; Sauer B.; Binder A.: Calculation and validation of a bearing impedance model for ball bearings and the influence on EDM-currents, XXI International Conference on Electrical Machines (ICEM´2014), Berlin, (2014), S. 1798-1804. [4] Muetze, A.: Bearing Currents in Inverted-FED AC-Motors, Dissertation, TU Darmstadt, 2003. [5] Wittek, E.; Kriese, M.; Tischmacher, H.; Gattermann, S.; Ponick, B.; Poll, G.: Capacitances and lubricant film thicknesses of motor bearing under different operating conditions, XIX International Conference on Electrical Machjines (ICEM), Rom, 2010. [6] Radnai, B.; Gemeinder, Y.; Sauer, B.; Binder, A.: Schädlicher Stromdurchgang, Untersuchung des Schädigungsmechanismus und der zulässigen Lagerstrombelastung von (isolierten) Wälzlagern in E-Motoren und Generatoren verursacht durch parasitäre hochfrequente Lagerströme, FVA Forschungsvorhaben Nr. 650 I, Heft 1127, 2015. [7] Radnai, Wirkmechanismen bei spannungsbeaufschlagten Wälzlagern, Dissertation, Maschinenelemente und Getriebetechnik Berichte, Band 20/ 2016, Herausgeber: Prof. Dr.-Ing. Bernd Sauer, Kaiserslautern, 2016. [8] Baly, H.: Reibung fettgeschmierter Wälzlager; Dissertation, Universität Hannover, 2005. [9] Wiehr, C.; Seewig, J.: 3D-Kenngrößen nach ISO 2578, Arbeitskreis 3D-Rauheitsmesstechnik, Online verfügbar unter: http: / / ak-rauheit.de/ files/ 3D%20Kenngr%F6% DFen.pdf; 2014. Aus Wissenschaft und Forschung 11 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 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_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 11 Aus Wissenschaft und Forschung 12 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 1 Einleitung Die Tragfähigkeit und Lebensdauer von Getrieben wird maßgeblich durch die Schadensformen Grübchen, Grauflecken, Fressen und Verschleiß bestimmt. Ein optimaler Einlauf der Zahnräder kann ohne konstruktiven Aufwand bereits zu einer wesentlichen Steigerung der Flankentragfähigkeit führen. Die initiale Betriebsphase eines Einfluss triboinduzierter Schichten auf Schäden und Reibungsverhalten von Zahnrädern unter besonderer Berücksichtigung des Einlaufvorgangs - experimentelle und analytische Untersuchungen A. Ziegltrum, S. Emrich, T. Lohner, K. Michaelis, A. Brodyanski, R. Merz, M. Kopnarski, B.-R. Höhn, K. Stahl* Eingereicht: 15. 12. 2017 Nach Begutachtung angenommen: 17. 2. 2018 Im Rahmen des DFG SPP 1551 „Ressourceneffiziente Konstruktionselemente“ wurde der Einfluss des Einlaufs und der triboinduzierten Schichten auf die Flankentragfähigkeit und das Reibungsverhalten von Zahnrädern systematisch untersucht. Für geradverzahnte Stirnräder wurden Kriterien für eine Einlaufempfehlung abgeleitet, die ohne konstruktiven Aufwand zum ressourceneffizienten Betrieb von Zahnradstufen in Getrieben beitragen. Weiterhin zeigen die Untersuchungen am Zweischeiben- und Stirnradverspannungsprüfstand gegenüber den Veränderungen der Oberflächenrauheit einen übergeordneten Einfluss der im Einlauf und Betrieb gebildeten triboinduzierten Schichten auf die Flankentragfähigkeit und das Reibungsverhalten von Zahnrädern. Die oberflächenanalytische Charakterisierung chemischer, struktureller und mechanischer Eigenschaften der in Abhängigkeit des eingesetzten Schmierstoffs entstandenen triboinduzierten Schichten liefert Erklärungsgrundlagen zur Flankentragfähigkeit und zum Reibungsverhalten. Schlüsselwörter Flankentragfähigkeit, Einlauf, triboinduzierte Schichten, Oberflächenanalytik, Reibung, Fressen, Grübchen, Tribochemie Within the framework of the DFG SPP 1551 „Machine elements for resource efficiency”, the influence of running-in and tribofilms on the load carrying capacity and the friction behavior of spur gears was investigated systematically. A recommendation for the running-in of spur gears was derived, which contributes to resource efficient operation of transmissions without design effort. Investigations on the twin-disk and gear test rig show a superordinate influence of tribofilms over surface roughness changes on the friction and damage behavior of gears. Surface analyses of chemical, structural and mechanical properties of tribofilms, which are mainly determined by interactions of lubricant and surface, provide explanatory approaches for friction behavior and load carrying capacity. Keywords Load carrying capacity, running-in, tribofilms, surface analysis, friction, scuffing, pitting, tribochemistry Kurzfassung Abstract * Andreas Ziegltrum, M. Sc. 1 Stefan Emrich, Dr.-Ing. 2 Thomas Lohner, Dr.-Ing. 1 Klaus Michaelis, Dr.-Ing. 1 Alexander Brodyanski, Dr. rer. nat. 2 Rolf Merz, Dr.-Ing., Dr. rer. nat. 2 Michael Kopnarski, Prof. Dr. rer. nat. 2 Bernd-Robert Höhn, Prof. Dr.-Ing. 1 Karsten Stahl, Prof. Dr.-Ing. 1 1 Lehrstuhl für Maschinenelemente FZG - Forschungsstelle für Zahnräder und Getriebebau Technische Universität München, 85748 Garching 2 Institut für Oberflächen- und Schichtanalytik IFOS Technischen Universität Kaiserslautern 67663 Kaiserslautern T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 12 tribologischen Systems unterliegt einer Konditionierung, bei der sich die Funktionsflächen an die tribologische Belastung anpassen. Untersuchungen zeigen häufig einen deutlichen Einfluss des Einlaufs auf Flankentragfähigkeit und Reibungsverhalten von Zahnrädern [1][2][3][4][5][6][7]. Neben der reinen Glättung der Oberflächenrauheit, kann die Ausbildung von triboinduzierten Schichten (im Folgenden Triboschichten genannt) während des Einlaufs das Reibungs- und Schadensverhalten deutlich beeinflussen [8]. Durch die hohe Leistungsdichte in Getrieben werden Zahnräder vermehrt in Misch- und Grenzschmierung betrieben, wo der Schmierstoff und insbesondere Schmierstoffadditive maßgeblich Einfluss nehmen. Triboschichten bilden sich der Vorstellung nach vor allem an Festkörperkontakten. Deren Aufbau wird häufig in Bereiche mechanischer, mechanisch-chemischer und chemischer Wechselwirkung unterteilt [9][10]. Oberflächenaktive Schmierstoffadditive können mit der Oberfläche Bindungsmechanismen über Physorption, Chemisorption oder chemische Reaktion eingehen [11]. Bekannte Prinzipien bei der Bildung von Triboschichten sind Reaktionsschichten und Auftragsschichten [12]. Bekannte Gruppen von oberflächenaktiven Schmierstoffadditiven sind u. a. Antiwear und Extreme Pressure Additive sowie Friciton Modifier. Unter tribologischer Belastung entstehende triboinduzierte Schichten können das Reibungsverhalten und Schadensverhalten von Verzahnungen maßgeblich beeinflussen [13][14][15][16][17] [18][7][19][20]. Im Rahmen der ersten Förderperiode des DFG SPP 1551 „Ressourceneffiziente Konstruktionselemente“ lag der Untersuchungsfokus auf dem Einfluss des Einlaufs auf das Reibungs- und Schadensverhalten von Zahnrädern. Da die Veränderung der Oberflächengestalt während des Einlaufs keine eindeutige Erklärungsgrundlage für die beobachtete Beeinflussung der Flankentragfähigkeit und des Reibungsverhaltens darstellte, wurde dies auf den dominanten Einfluss des Schmierstoffs und der gebildeten Triboschichten zurückgeführt. Deshalb lag der Untersuchungsfokus der zweiten Förderperiode auf systematischen Modell- und Komponentenuntersuchungen zur Ausbildung und Entwicklung von Triboschichten. Die entsprechenden oberflächenanalytischen Untersuchungen wurden beim Projektpartner am Institut für Oberflächen- und Schichtanalytik (IFOS) in Kaiserslautern durchgeführt. In Kooperation mit dem Institut für Maschinenkonstruktion (IMK) in Magdeburg wurden Simulationen des geschmierten Kontaktes durchgeführt, sodass übergeordnet die Bereiche Beanspruchung, Beanspruchbarkeit und Oberflächenanalytik gemeinsam adressiert werden können. 2 Untersuchungen mit Fokus auf das Einlaufverhalten In Förderperiode I wurden zunächst Modelluntersuchungen zum Einlaufverhalten am FZG-Zweischeibenprüfstand durchgeführt. Die anknüpfenden experimentellen Untersuchungen zum Reibungs- und Schadensverhalten von Zahnrädern bilden die Grundlage zur Ableitung einer Einlaufempfehlung. Die Inhalte und Formulierungen dieses Abschnitts sind teilweise von Lohner [1][21][22] übernommen. Für umfassendere Ergebnisdarstellungen wird auf [1] verwiesen. 2.1 Betrachtete Prüfschmierstoffe Für die Untersuchungen am FZG-Zweischeibenprüfstand werden drei Schmierstoffe LM, LM+EP und LM+PD betrachtet ( Tabelle 1 ). Die Bezeichnung LM ( L ubricant M ineral oil) steht dabei für das nicht additivierte mineralölbasierte Grundöl. EP und PD bezeichnen ein E xtreme P ressure und P lastic D eformation Additiv. Das Grundöl LM entspricht dem Mineralöl FVA3 nach Laukotka [23]. Der verwendete Schmierstoff LM+EP wird von Laukotka [23] als FVA3A bzw. FVA3+4%A99 bezeichnet und näher spezifiziert. Das PD-Additiv entspricht dem Additivpaket eines Praxisschmierstoffs. Aus Wissenschaft und Forschung 13 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Tabelle 1: Viskositätswerte und Elementkonzentrationen der Prüfschmierstoffe (Förderperiode I) Bezeichnung LM LM+EP LM+PD Kinematische Viskosität ν(40 °C) bei 40 °C in mm 2 / s 93,1 94,1 89,7 Kinematische Viskosität ν(100 °C) bei 100 °C in mm 2 / s 10,6 10,6 10,0 Calcium Ca in mg/ kg 0 8 196 Bor B in mg/ kg 0 1 0 Zink Zn in mg/ kg 0 5 1105 Phosphor P in mg/ kg 0 661 3033 Barium Ba in mg/ kg 0 0 1 Molybdän Mo in mg/ kg 0 0 1966 Schwefel S in mg/ kg 1186 14600 5482 2.2 Untersuchungen am FZG-Zweischeibenprüfstand Der schematische Aufbau des verwendeten FZG-Zweischeibenprüfstandes ist in Bild 1 dargestellt. Die beiden Prüfscheiben werden unabhängig voneinander über zwei Drehstrommotoren und stufenlos einstellbare Reibradgetriebe angetrieben. Dabei werden die Drehzahlen der Prüfwellen und somit die Umfangsgeschwindigkeiten T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 13 tenrauwerts Ra spezifiziert, wobei die nominelle Rauheit im fertigungsfrischen Zustand Ra 0 = 0,5 µm beträgt. Die Vermessung erfolgt dabei quer zur Schliffrichtung in Umfangsrichtung der Prüfscheiben mit dem Tastschnittverfahren bei einer Taststrecke von 4,8 mm und einer Grenzwellenlänge von 0,8 mm. Jeder Versuch wird bei Linienberührung und Grenzschmierung durchgeführt. Die Betriebsbedingung wird für jeden Versuch für t = 30 min (2387 Lastwechsel der langsamer rotierenden Prüfscheibe) konstant gehalten. Im Grunde kann jeder so durchgeführte Versuch als Einlauf interpretiert werden, während dem sich die Oberflächen des tribologischen Systems anpassen und sich triboinduzierte Schichten bilden. Zur Untersuchung des Einlaufverhaltens wurde die Hertz’sche Pressung p H = {1000|1300} N/ mm 2 , die Öleinspritztemperatur ϑ Öl = {60|100} °C, die Summengeschwindigkeit v Σ = {1|2|3} m/ s und die Gleitgeschwindigkeit v g = {0,33|0,66|1,00} m/ s variiert. Bild 2 (links) zeigt für p H = 1300 N/ mm 2 , ϑ Öl = 60 °C, v Σ = 1 m/ s und v g = 0,33 m/ s die gemessenen Reibungszahlen im Vergleich der Schmierstoffe LM, LM+EP und LM+PD. Jede Messkurve wurde mit jeweils fertigungsfrischen Prüfscheiben ermittelt. Für jeden Versuch nähert sich die Reibungszahl µ, ausgehend von einem Maximalwert, einem annähernd stationären, Massentemperaturbeeinflussten Endwert an. Im Vergleich der Schmierstoffe LM, LM+EP und LM+PD ergeben sich stark unterschiedliche Reibungszahlabnahmen, wobei diese in der Reihenfolge der Schmierstoffe LM+EP, LM und LM+PD zunehmen. Bild 2 (rechts) zeigt exemplarisch gemessenen Rauheitsparameter Ra, Rpk und Rsk der Prüfscheiben vor und nach Einlauf für die Schmierstoffe LM, LM+EP und LM+PD. Jeder Messwert ist als Mittelwert von je drei Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 der Prüfscheiben v 1 und v 2 aufgenommen. Die Normalkraft F N im Scheibenkontakt wird über eine Kraftmessdose gemessen. Durch die Abstützung des horizontal verschiebbaren Schlittens der oberen Prüfwelle über eine Kraftmessdose kann die bei Schlupf zwischen den Scheiben wirkende Reibkraft F R annähernd wegfrei gemessen werden. Die Ölversorgung wird durch Einspritzschmierung unmittelbar in das Einlaufgebiet des Scheibenkontaktes sichergestellt. Ein Ölaggregat regelt die Öleinspritztemperatur ϑ Öl auf ±1 K genau. Die zylindrischen Prüfscheiben haben einen Durchmesser von 80 mm, eine Breite von 5 mm und sind aus 16MnCr5 gefertigt und einsatzgehärtet. Die Massentemperatur der oberen Prüfscheibe wird mit einem Glaskörper-Pt100 Widerstandsthermometer 4 mm unter der Scheibenoberfläche gemessen. Die Prüfscheibenoberflächen sind in Analogie zu dem bei Verzahnungen üblichen Querschliff quer zur Umfangsrichtung geschliffen und mithilfe des arithmetischen Mit- F N Schlitten Öl-Einspritzung Schnellspanner Stellmotor Rahmen Kraftmessdose Feder Gestell Schwinge Drehpunkt Federbänder Kraftmessdose Bild 1: FZG-Zweischeibenprüfstand zur Reibungszahlmessung (schematisch) aus Lohner [1] Bild 2: Gemessene Reibungszahl µ über der Versuchszeit am FZG-Zweischeibenprüfstand (links) und Rauheitsparameter Ra, Rpk und Rsk vor und nach Einlauf der Prüfscheiben im Vergleich der Schmierstoffe LM, LM+EP und LM+PD (nach Lohner [1]) 0 5 10 15 20 25 30 0 0.02 0.04 0.06 0.08 Versuchszeit in min Reibungszahl LM LM+EP LM+PD Ra 0 ≈ 0,5 µm p H = 1300 N/ mm 2 ϑ Öl = 60 °C v Σ = 1 m/ s v g = 0,33 m/ s , , , , s | FVA3 +EP +PD -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 Ordinate in m rel,0 0.24 | Öl =60°C | v =1m/ s p H =1300N/ m m 2 | v g =0.33m / s Erklärung zur Darstellung Nach Einlauf Vor Einlauf 0 Δ Δ ΔRa ΔRpk ΔRsk , , , , , , , , , , LM LM+EP LM+PD T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 14 Tastschnittmessungen von oberer und unterer Scheibe zu verstehen. Basierend darauf, und stützend auf weiteren Untersuchungen in [1], lässt sich kein eindeutiger Zusammenhang der Rauheitsabnahmen mit den betrachteten Schmierstoffen erkennen. Untersuchungen der Randzonen mittels REM und der Scheibenoberfläche durch lichtmikroskopische Aufnahmen zeigen teilweise „ruppige“ Oberflächenstrukturen für LM+EP im Vergleich zu LM+PD und LM sowie deutliche farbliche Unterschiede der Oberflächen. Oberflächenanalytische Untersuchungen wurden u.a. mittels Photoelektronenspektroskopie (XPS) und Augerelektronenspektroskopie (AES) durchgeführt. Dabei zeigen sich sehr lokal ausgeprägte Triboschichten, die für mit LM+PD gelaufene Prüfscheiben u.a. auf MoS 2 und MoO 3 basieren (Lohner et al. [21]). 2.3 Untersuchungen am FZG-Stirnradverspannungsprüfstand Die Untersuchungen an Zahnrädern aus 16MnCr5E wurden an Verspannungsprüfständen basierend auf DIN ISO 14635-1 [24] bei Tauchschmierung durchgeführt. Die Grübchenlebensdauer und Fresstragfähigkeit wurden am FZG-Stirnradverspannungsprüfstand, der Wirkungsgrad am FZG-Wirkungsgradprüfstand untersucht. Bild 3 zeigt den schematischen Aufbau des FZG-Stirnradverspannungsprüfstandes und des FZG-Wirkungsgradprüfstandes. Beide Prüfstände basieren auf dem Prinzip der mechanischen Verspannung. Die Verzahnungen in Prüf- und Übertragungsgetriebe werden über die mechanische Verspannkupplung verspannt. Der Elektromotor muss lediglich die Verlustleistung in Prüf- und Übertragungsgetriebe bereitstellen. Während im FZG- Stirnradverspannungsprüfstand ( Bild 3 links) im Übertragungsgetriebe eine deutlich tragfähigere Schrägverzahnung verbaut ist, ist im FZG-Wirkungsgradprüfstand ( Bild 3 rechts) das Prüf- und Übertragungsgetriebe identisch. Der FZG-Wirkungsgradprüfstand ist ein modifizierter FZG-Stirnradverspannungsprüfstand, der beispielsweise von Hinterstoißer, Michaelis und Höhn [25] verwendet wurde. Hierbei wird zusätzlich zum Verspannmoment das eingespeiste Verlustmoment über eine Drehmomentmesswelle aufgenommen. Das Verlustmoment teilt sich aufgrund der verwendeten ausgeglichenen Verzahnung vom Typ C (Höhn, Oster und Schedl [26]) gleichmäßig auf das Prüf- und Übertragungsgetriebe auf und kann über die Rückrechnung in lastabhängige Verzahnungsverluste mithilfe der Verzahnungsgeometrie in eine mittlere Verzahnungsreibungszahl µ mz umgerechnet werden. Bild 4 zeigt exemplarisch die experimentell am FZG- Wirkungsgradprüfstand ermittelte mittlere Verzahnungsreibungszahl µ mz während des Einlaufs der Prüfverzahnung vom Typ C (Ra 0 = 0,5 µm) für die Schmierstoffe LM, LM+EP und LM+PD. Die Einlaufbedingung orientiert sich an der in Bild 2 betrachteten Betriebsbe- Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Bild 3: Schematische Darstellung des FZG-Stirnradverspannungsprüfstandes (links) und des FZG-Wirkungsgradprüfstandes (nach Lohner [1]) Prüfgetriebe Prüfrad Prüfritzel Verspannkupplung Drehmomentmesswelle Verspannmoment Elektromotor Übertragungsgetriebe Prüfgetriebe Prüfrad Prüfritzel Verspannkupplung Drehmomentmesswelle Verspannmoment Elektromotor Übertragungsgetriebe (2. Prüfradsatz) Drehmomentmesswelle Verlustmoment Schwungmasse 2.4 2.8 3.2 x 10 4 0 0.4 0.000 0.010 0.020 0.030 0.040 0.050 0.060 0.070 0.080 0.090 Mittlere Verzahnungsreibungszahl mz v t =0,74m/ s, t=163min rel,C,0 ≈0,12 (Ra 0 =0,5µm) LM LM+EP LM+PD , , , , , , , , , , p C =1488N/ mm 2 , Öl =60°C Lastwechselzahl am Ritzel , , , , Bild 4: Gemessene mittlere Verzahnungsreibungszahlen µ mz während des Einlaufs am FZG-Wirkungsgradprüfstand der Prüfverzahnung Typ C (nach Lohner [1]) T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 15 nem reduzierten Additivgehalt verwendet. Dazu wird LM+EPred aus drei Teilen LM und einem Teil LM+EP gemischt. LM+EPred erreicht im Stufentest A10/ 16,6R/ 90 eine mittlere SKS von etwa 10,25. Nicht eingelaufene Verzahnungen erreichen im Sprungtest S-A10/ 16,6R/ 90, bei dem die Prüfverzahnungen direkt mit der zu erwartenden Schadenskraftstufe belastet werden, eine mittlere SKS von etwa 5,5. Für die betrachteten Einlaufbedingungen MI-Ref, 2S-Ref und SE-Ref, die sich wesentlich durch eine Zunahme der Last charakterisieren, kann für den Einlaufschmierstoff LM eine tendenzielle Abnahme der SKS im Vergleich zu nicht eingelaufenen Verzahnungen erreicht werden (Lohner [1]). Aus Wissenschaft und Forschung 16 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 dingung am FZG-Zweischeibenprüfstand (Hertz’sche Pressung im Wälzpunkt p C = 1488 N/ mm 2 , Umfangsgeschwindigkeit v t = 0,74 m/ s, Öltemperatur ϑ Öl = 60 °C). Zur Bestimmung von µ mz wurden gemessene lastabhängige Lagerverluste von Hinterstoißer [2] verwendet. Bild 4 zeigt, ähnlich zu den Versuchen am FZG-Zweischeibenprüfstand, bereits nach wenigen tausend Lastwechseln eine stationäre Reibungszahl. Hierbei weist LM+PD die größte Reibungszahlabnahme während des Einlaufs auf, während bei LM+EP und LM deutlich niedrigere Reibungszahlabnahmen zu beobachten sind. Bild 5 zeigt für die in Bild 4 dargestellte Betriebsbedingung exemplarisch die gemessenen Rauheitsparameter Ra, Rpk und Rsk der Prüfverzahnung vor und nach Einlauf für die Schmierstoffe LM, LM+EP und LM+PD. Jeder Messwert repräsentiert dabei einen Mittelwert von je 80 Tastschnittmessungen (zwei Versuche je Parametervariation, 16 Zähne Ritzel, 24 Zähne Rad). Die deutlich unterschiedlichen Reibungszahlen im Vergleich der Schmierstoffe lassen sich, wie auch schon am FZG- Zweischeibenprüfstand beobachtet, nicht mit den Rauheitsabnahmen in Zusammenhang bringen [1]. Bild 6 zeigt Versuchsergebnisse zur Fresstragfähigkeit nicht eingelaufener und eingelaufener Prüfverzahnungen vom Typ A10 (Ra 0 = 0,5 µm) im Stufentest A10/ 16,6R/ 90 und Sprungtest S-A10/ 16,6R/ 90 am FZG-Stirnradverspannungsprüfstand. Die Prüfbedingungen und die Zahnradgeometrie sind in Höhn et al. [27] und DIN ISO 14635-1 [24] beschrieben. Da LM+EP im Stufentest A10/ 16,6R/ 90 eine Schadenskraftstufe SKS von 14 bzw. >14 erreicht, wird als Prüfschmierstoff für die Fressversuche LM+EPred mit ei- FVA3 +EP +PD -1.0 -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6 0.8 Ordinate in m 2S-Ref, Typ C ( rel,C,0 0.12 | Öl =60°C | v t =0.74m/ s | p C =1488N/ mm 2 | t=163min) Erklärung zur Darstellung Nach Einlauf Vor Einlauf 0 Δ Δ ΔRa ΔRpk ΔRsk , , , , , , , , , , , LM LM+EP LM+PD Bild 5: Gemessene Rauheitsparameter Ra, Rpk und Rsk der Prüfverzahnung Typ C vor und nach Einlauf bei der Einlaufbedingung aus Bild 4 (nach Lohner [1]) 2 456 7 8 9 10 11 12 13 14 KraftstufeKS 14 61 94 136 183 239 302 373 450 535 627 714 Ritzeldrehmoment T 1 inNm Fressen kein Fressen A10/ 16,6R/ 90 S-A10/ 16,6R/ 90 LM+EP LM+EPred ohne Einlauf MI-Ref LM 2S-Ref LM SE-Ref LM 2S-Ref LM+EP 2S-Ref LM+PD v t =16,6m/ s, Öl =90°C Ra 0 0,5µm, Typ A10 Rad treibt Kraftstufe KS Ritzeldrehmoment T 1 in Nm 535 450 373 302 239 183 136 94 61 14 627 714 14 13 12 11 10 9 8 765 42 kein Fressen Fressen Bild 6: Versuchsergebnisse der Fresstragfähigkeitsuntersuchungen mit nicht eingelaufenen und eingelaufenen Prüfverzahnungen Typ A10 im Stufentest A10/ 16,6R/ 90 und Sprungtest S-A10/ 16,6R/ 90 (nach Lohner [1]) T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 16 Demgegenüber ist bei einem Einlauf mit LM+EP oder LM+PD eine deutliche Steigerung der SKS und damit eine etwa dreifache Fresstagfähigkeit im Vergleich zu nicht eingelaufenen oder mit LM eingelaufenen Zahnrädern zu beobachten. Dies wird maßgeblich auf die während des Einlaufs gebildeten triboinduzierten Schichten zurückgeführt, die die Wirkung der triboinduzierten Opferschichten hinsichtlich „Besetzung“ und „Verfügbarkeit“ der Oberfläche zum Vermeiden des Verschweißens der Zahnflanken beeinflusst. Untersuchungen zum Ermüdungsverhalten wurden am FZG-Stirnradverspannungsprüfstand mit Prüfverzahnungen vom Typ C (Ra 0 = 0,5 µm) nach der Methode PT C/ 9/ 90 (Höhn, Oster und Schedl [26]) durchgeführt. Lichtmikroskopische Aufnahmen der Zahnflanken nach Referenzversuchen ohne vorangegangenem Einlauf zeigen für LM+EP und LM+PD deutlich unterschiedliche Schadensbilder, wobei für LM+EP nach 40 Mio. Lastwechseln am Ritzel deutliche Graufleckenbildung und für LM+PD nach 35 Mio. Lastwechseln Grauflecken und Grübchen zu beobachten sind. Laufversuche mit LM+EP als Prüfschmierstoff zeigen für mit LM eingelaufene Prüfverzahnungen bereits nach 27 Mio. Lastwechseln am Ritzel Grauflecken und Grübchen und ein auffällig anderes Schadensbild als bei LM+EP oder LM+PD als Einlaufschmierstoff. Wie bei den Untersuchungen zur Fresstragfähigkeit, wird dies maßgeblich auf die während des Einlaufs triboinduzierten Schichten zurückgeführt, da diese den oberflächennahen Werkstoffbereich deutlich verändern (Lohner [1]). Untersuchungen zum Reibungsverhalten am FZG-Wirkungsgradprüfstand mit der Prüfverzahnung vom Typ C werden für die Schmierstoffe LM+EP und LM+PD für einen weiten Betriebsbereich in Abhängigkeit von der Zahnflankenrauheit für Ra 0 = {0,2|0,5|0,8} µm durchgeführt. Eine Erhöhung der Rauheit führt bei gleicher Betriebsbedingung zu einem erhöhten Festkörpertraganteil. Während dies bei LM+EP vor allem für niedrige Umfangsgeschwindigkeiten zu einer Erhöhung der mittleren Verzahnungsreibungszahl µ mz führt, werden für LM+PD kleiner werdende mittlere Verzahnungsreibungszahlen mit steigender Zahnflankenrauheit beobachtet. Dabei führt die niedrige Festkörperreibungszahl der mit LM+PD gebildeten Triboschichten [21] analog zu den Untersuchungen am FZG-Zweischeibenprüfstand (Abschnitt 2.2) bei Mischschmierung im Vergleich zu LM+EP zu sehr niedrigen Reibungszahlen. 2.4 Abgeleitete Einlaufempfehlung für Stirnräder Die abgeleitete Einlaufempfehlung bezieht sich auf Anwendungsfälle mit beabsichtigter Mikro-Anpassung der Zahnflanken (Anpassung der Gestaltabweichungen 3. bis 6. Ordnung). Die größte Bedeutung in der Praxis wird dem Einlauf zur Vermeidung von Frühausfällen Aus Wissenschaft und Forschung 17 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Variationsgröße Geometriedaten Schmierstoffdaten Materialdaten Berechnung der mittleren Pressungsverteilung über der Eingriffsstrecke Randbedingungen ja nein Berechnung der maximalen spezifischen Grenzreibungsleistung zu Einlaufbeginn nach Gl. (6.1) Drehmoment am Ritzel für Einlauf nein Berechnung der minimalen Schmierfilmdicke im Wälzpunkt zu Einlaufbeginn nein Mögliche Kombination aus Drehzahl am Ritzel , Öltemperatur und Schmierstoffviskosität für Einlauf Randbedingungen , Variationsgrößen , , Oberfläche ja ja , , , , Bild 7: Ablauf zur Wahl einer geeigneten Einlaufbedingung (aus Lohner [1]) T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 17 dar. Ziel der oberflächenanalytischen Charakterisierung chemischer, struktureller und mechanischer Eigenschaften der in Abhängigkeit des eingesetzten Schmierstoffs induzierten Schichten ist es, Erklärungsansätze zur beobachteten Flankentragfähigkeiten und zum Reibungsverhalten zu liefern. 3.1 Betrachtete Prüfschmierstoffe Die Untersuchungen mit Fokus auf triboinduzierte Schichten wurden mit den in Tabelle 2 dargestellten Schmierstoffen, deren Additivpakete an Praxisformulierungen angelehnt sind, durchgeführt. Die Schmierstoffe LM+EP und LM+PD sowie das Grundöl LM (FVA3) stammen aus Förderperiode I. Die Schmierstoffe LM+EPII und LM+EPIII basieren wie LM+EP auf Schwefel und Phosphor. Der Schmierstoff LM+ZP ist der Schmierstoff LM+PD ohne Molybdänkomponente. 3.2 Untersuchungen am FZG-Zweischeibenprüfstand Die Versuche am FZG-Zweischeibenprüfstand wurden mit den Oberflächenpaarungen quergeschliffen zu quergeschliffen und poliert zu poliert-laserstrukturiert (Lasertaschen mit Tiefe 7 µm, Breite 28 µm und Länge 15 µm ( Bild 9 )) mit der in Abschnitt 2.2 vorgestellten Scheibengeometrie und unter der in Bild 2 dargestellten Bedingung mit LM, LM+EP und LM+PD durchgeführt. Die mit quergeschliffenen Scheiben gemessenen Reibungszahlen und Massentemperaturen sowie Veränderungen der Oberflächenrauheit bestätigten die Ergebnisse aus Förderperiode I. Experimentelle und oberflächenanalytische Ergebnisse sind detailliert in Emrich et al. [28] vorgestellt. Im Folgenden werden exemplarische Ergebnisse gezeigt. Aus den zu untersuchenden Prüfscheiben wurden jeweils mindestens vier Segmente mittels Diamanttrennscheibe bei sehr langsamem Vorschub und ohne Verwendung von Kühl-/ Schmierstoffen präpariert. Unmit- Aus Wissenschaft und Forschung 18 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 durch Fressen zugeschrieben, was beispielsweise für Schiffs-, Windkraft- oder Austauschgetriebe aufgrund der üblicherweise gleich zu Beginn der Betriebsphase hohen Lasten besonders relevant ist. Basierend auf den systematischen Untersuchungen an Prüfscheiben und -verzahnungen in [1] wurde ein Vorgehen zur Wahl einer Einlaufbedingung definiert. Dabei erlaubt die maximale spezifische Grenzreibungsleistung q ̇ R,s,0,max die Berücksichtigung des maximalen Leistungseintrags aus Festkörperreibung in die Wälzkörperoberfläche, während über die minimale Schmierfilmdicke h m,C,w ein Betriebsbereich im verschleißgefährdeten Gebiet sichergestellt wird. Somit ist während des Einlaufs Fressen ausgeschlossen und Grauflecken werden weitestgehend vermieden. Als Zielgrößen für q ̇ R,s,0,max und h m,C,w werden 22,5 W/ mm 2 und 0,05 µm abgeleitet. Außerdem wird vorgeschlagen, die mittlere Flankenpressung im Eingriffsgebiet während des Einlaufs auf einen mittleren Wert von p̅ H = 1300 N/ mm 2 zu begrenzen. Bild 7 zeigt das entsprechende Ablaufdiagramm zur Wahl einer Einlaufbedingung für Zahnräder, das in Lohner [1] erläutert ist. Als Einlaufdauer werden, unter der Annahme, dass ein Einlauf bei Erreichen einer quasi-stationären Reibungszahl abgeschlossen ist, etwa 10000 Lastwechsel am Ritzel vorgeschlagen. Auch hinsichtlich niedrigerer Schadenssummen und der Vermeidung von Profilformabweichungen nach Einlauf sollte die Einlaufdauer so kurz wie möglich gewählt werden. 3 Untersuchungen mit Fokus auf triboinduzierte Schichten Die Ergebnisse aus Förderperiode I, die einen dominanten Einfluss des Schmierstoffs auf das Reibungs- und Schadensverhalten von Zahnrädern gegenüber dem Einfluss der veränderten Oberflächenrauheit zeigen, stellen die Motivation der Untersuchungen in Förderperiode II Tabelle 2: Viskositätswerte und Elementkonzentrationen der Schmierstoffe (Förderperiode II) Bezeichnung LM+EP LM+EPII LM+EPIII LM+PD LM+ZP Kinematische Viskosität ν(40 °C) bei 40 °C in mm 2 / s 91,1 93,4 91,6 91,6 91,5 Kinematische Viskosität ν(100 °C) bei 100 °C in mm 2 / s 10,5 10,8 10,6 10,5 10,6 Calcium Ca in mg/ kg 2 0 0 205 209 Bor B in mg/ kg 0 0 9 0 0 Zink Zn in mg/ kg 3 4 3 1113 1137 Phosphor P in mg/ kg 607 661 316 3099 2493 Barium Ba in mg/ kg 0 0 0 1 0 Molybdän Mo in mg/ kg 0 0 0 2055 0 Schwefel S in mg/ kg 13600 1647 4880 6025 3364 T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 18 telbar vor den Analysen wurden die Proben in einem dreistufigen Prozess im Ultraschallbad mit Cyclohexan, Aceton und Isopropanol gereinigt, um die Ölschicht der nach dem Prüflauf in Grundöl konservierten Prüfscheiben zu entfernen und so die zu untersuchenden Oberflächen für die eingesetzten oberflächensensitiven Analysemethoden zugänglich zu machen. Die sich nach der tribologischen Belastung im FZG- Zweischeibenprüfstand in Abhängigkeit des jeweils eingesetzten Schmierstoffs auf den Scheibenoberflächen einstellende Rauheit wurde mittels Weißlichtinterferometrie (WLI) dreidimensional vermessen. Zur Charakterisierung des tribologischen Funktionsverhaltens wurden die in DIN EN ISO 25178 definierten flächenhaften Parameter für geschichtete funktionale Oberflächen ermittelt. Die Analyse der Mikrorauheit auf den lasttragenden Oberflächenbereichen der Scheiben zeigte deutliche Unterschiede in Abhängigkeit des eingesetzten Schmierstoffs. Oberflächenbereiche mit Festkörperkontakt sind bei Verwendung von LM+PD vergleichsweise glatter bzw. stärker eingeebnet. Dass niedrigere Rauheiten und damit ein höherer Flüssigkeitstraganteil nicht in jedem Fall mit niedrigeren Reibungszahlen korreliert werden kann, zeigen die Ergebnisse an mit LM+EP eingelaufenen Scheibenoberflächen: Obwohl die Mikrorauheit auf den plateauförmigen Rauheitsbergen im Vergleich zum Grundöl LM deutlich niedriger ist, sind die gemessenen Reibungszahlen während des Einlaufs höher. Die Mikrotopografie lässt sich also nicht eindeutig mit den gemessenen Reibungszahlen korrelieren (Emrich et al. [28]). Die Überlagerung chemischer Informationen (AES) mit der topografischen Oberflächengestalt (WLI) am identischen Oberflächenausschnitt zeigt, dass sich die additivspezifischen Elemente von LM+PD (Mo, Ca, Zn, S) jeweils in lokal unterschiedlichen Konzentrationen auf den tribologisch hochbelasteten Bereichen der plateauförmigen Rauheitsbergen verteilen, was auf eine flächig inhomogene Triboschichtausbildung schließen lässt ( Bild 8 ). Bei den in den Rauheitstälern in vergleichsweise niedrigerer Konzentration lokal und lediglich vereinzelt detektierten LM+PD-additivspezifischen Bestandteilen handelt es sich vermutlich um Ölreste und/ oder dort abgelagertes Verschleißmaterial, welches durch die Probenreinigung nicht entfernt wurde. Die während des Einlaufs entstandenen Triboschichten zeigen in Abhängigkeit des verwendeten Schmierstoffs deutliche Unterschiede in ihrer chemischen Zusammensetzung (Raman-Spektroskopie). Die sich während des Einlaufs mit LM ausbildenden, triboinduzierten Schichten bestehen aus Eisenoxiden (Hauptkomponente) und Eisencarbonat, während bei LM+EP induzierte Triboschichten eine Mischung aus Eisenoxiden (Fe 2 O 3 , Fe 3 O 4 ), Eisencarbonat (FeCO 3 ) und Eisenphosphat (Fe 3 (PO 4 ) 2 ) vorliegt (Emrich et al. [28]). Godfrey et. al. [13][14] nennen Eisenphosphate häufig als Bestandteil triboinduzierter Schichten, die sich an mit Tricresyl- Phosphat („mildes EP-Additiv“) additiviertem Mineralöl geschmierten Stahloberflächen wiederfinden. Charakteristisch für mit LM+PD triboinduzierte Schichten sind Molybdänverbindungen. Insbesondere Molybdändisulfid (MoS 2 ) als Hauptkomponente scheint eine herausragende Rolle zu spielen. Weiter finden sich Molybdänoxid und Metallmolybdate, die mutmaßlich als Reaktionsprodukte der beteiligten Additivwirkstoffe Zink-Dialkyldithiophosphate (ZnDTP) und Molybdän- Dialkyldithiocarbamate (MoDTC) entstanden sind. Da- Aus Wissenschaft und Forschung 19 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 µm 0.0 0.5 1.0 1.5 2.0 2.5 Topografie Bild 8: Oberflächentopografie (oben, links) und ortsaufgelöste Elementkonzentrationsverteilungen (AES) einer mit LM+PD eingelaufenen Prüfscheibe (aus Emrich et al. [28]) T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 19 triebsphase Additivelemente des Einlaufschmierstoffs auf der Oberfläche, die eine Art „Erinnerung“ an frühere tribologische Belastungen implizieren. Ergänzende Untersuchungen mit poliert und poliertlaserstrukturiert gepaarten Prüfscheiben zeigen im Vergleich zu quergeschliffenen Scheiben ( Bild 2 ) für LM+PD ähnliche Reibungszahlabnahmen und für LM und LM+EP tendenziell Reibungszahlzunahmen während des Einlaufs. Bild 9 zeigt die Gegenüberstellung einer beim Kooperationspartner IMK Magdeburg simulierten Festkörperkontaktdruckverteilung mit einer exemplarischen lichtmikroskopischen Aufnahme einer mit LM gelaufenen poliert-laserstrukturierten Prüfscheibe. Durch die deterministisch laserstrukturierte Oberfläche werden während der Versuche bekannte Bereiche hoher und niedriger tribologischer Belastung erzwungen, die bei LM+PD im Vergleich zu LM und LM+EP deutlich weniger Verschleiß an Bereichen hoher tribologischer Belastung zeigen. 3.3 Untersuchungen am FZG-Stirnradverspannungsprüfstand Der Einfluss triboinduzierter Schichten auf die Grübchenlebensdauer, die Fresstragfähigkeit und das Reibungsverhalten wird mit den in Tabelle 2 dargestellten Schmierstoffen an Prüfverzahnungen aus 16MnCr5E im FZG-Stirnradverspannungsprüfstand (Abschnitt 2.3) untersucht. Um die Modellvorstellungen zur Grübchenbildung zu prüfen und einen Zusammenhang zwischen Triboschichten und Grübchenlebensdauer herzustellen, werden die geprüften Zahnflanken oberflächenanalytisch untersucht. 3.3.1 Versuchsergebnisse Bild 10 zeigt für die Untersuchungen zur Grübchenlebensdauer für die Schmierstoffe LM+EP, LM+EPII, LM+EPIII, LM+PD und LM+ZP die Versuchsergebnisse und exemplarische lichtmikroskopische Aufnahmen der Zahnflanken der verwendeten 17/ 18 Verzahnung (Ra 0 = 0,2 µm). Die Geometriedaten sind beispielsweise in Kadach [30] zu finden. Alle Verzahnungen wurden vor Prüfbeginn einem einheitlichen Einlauf unterzogen, wobei die Einlaufbedingung mit einem Ritzeldrehmoment von T 1 = 370 Nm, einer Ritzeldrehzahl von n 1 = 210 min -1 und einer Öltemperatur von ϑ Öl = 80 °C nach Abschnitt 2.4 definiert ist. Um den Einfluss von sich durch Temperatureinfluss auf den Rückflanken bildenden triboinduzierten Schichten (Inacker et al. [15]) auf die Ergebnisse auszuschließen, wurden die Prüfverzahnungen lediglich auf der Vorflanke geprüft. Für LM+EP und LM+PD wurden in Anknüpfung an die Versuchsbedingung von Inacker et al. [15] Versuche mit T 1 = 480 Nm (p C = 1756 N/ mm 2 ), n 1 = 3000 min -1 und ϑ Öl = 90 °C durchgeführt. Nach Kadach et al. [30] liegt diese Betriebsbedingung unterhalb der Dauerfestigkeit. Die beobachteten Flankenzustände sind unauffällig. Aus Wissenschaft und Forschung 20 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 mit stehen diese Ergebnisse im Einklang mit den Schlussfolgerungen von Lohner et al. [21], von denen auf Basis einer Auswertung der Literatur (z. B. Bec et al. [29]) und ausgewählten oberflächenanalytischen Untersuchungen ein Zusammenhang zwischen PD-Additiven und dem synergistischen Wirkmechanismus von MoDTC und ZnDTP vorgeschlagen wird. Transmissionselektronenmikroskopische Aufnahmen (TEM) zeigen, dass im Vergleich mit einem Einlauf mit LM, die entstandene Magnetitschicht (Fe 3 O 4 ) bei Verwendung von additiviertem Schmierstoff (LM+EP, LM+PD) deutlich dünner (ca. 1 - 3 nm) ist. Auf dieser Eisenoxidschicht etablieren sich die jeweiligen additivspezifischen triboinduzierten Schichten. Die LM+EP-induzierte Eisenphosphatschicht (Fe 3 (PO 4 ) 2 ) ist ca. 10 - 15 nm dick, die Stärke der sich aus Mo, S, O, Ca, P und Zn zusammensetzenden LM+PD-Schicht beträgt hier ca. 15 - 25 nm (Emrich et al. [28]). Weitere Untersuchungen am FZG-Zweischeibenprüfstand wurden zur Variation des Schmierstoffs in Einlaufphase und anschließender Betriebsphase bei gleicher Einlauf- und Betriebsbedingung durchgeführt. Obwohl die Reibungszahlen im Vergleich vom separaten Einlauf mit dem kombinierten Einlauf- und Betriebsversuch meist nur leicht verändert sind, zeigen Untersuchungen mittels Ramanspektroskopie und Sekundärneutralteilchenmassenspektrometrie (SNMS) nach der Be- Laserstrukturierte Oberfläche 150 µm 150 µm 280 µm 220 µm Festkörperkontaktdruck in N/ mm 2 Laufrichtung in µm Kontaktbreite in µm 1000 2000 3000 4000 2500 2000 1500 1000 500 0 3000 2500 2000 1500 1000 500 00 5000 3000 Bild 9: Simulierter Festkörperkontaktdruck (IMK Magdeburg) und exemplarische lichtmikroskopische Aufnahme einer mit LM gelaufenen poliert-laserstrukturierten Oberfläche T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 20 Für Versuche bei höherer Last mit T 1 = 580 Nm (p C = 1930 N/ mm 2 ), die nach Kadach et al. [30] im Bereich der Zeitfestigkeit liegen, wurden Grübchen für die Schmierstoffe LM+EP nach 16 bzw. 19 Mio. und für LM+EPII nach 34 bzw. 44 Mio. Lastwechseln am Ritzel beobachtet. Hingegen zeigen die Schmierstoffe LM+EPIII, LM+PD und LM+ZP Durchläufer mit je zweimal 50 Mio. Lastwechsel am Ritzel. Der Schmierstoff LM+EPII zeigt unmittelbar nach Grübchenbildung massive Fressschäden im Kopfflankenbereich des Ritzels und im Fußflankenbereich des Rades. Die Flankenzustände der Durchläufer sind hingegen wieder unauffällig, wobei der Schmierstoff LM+ZP tendenziell mehr Kratzer und Riefen auf der Zahnflanke zeigt. Im Wesentlichen wird bei den durchgeführten Untersuchungen bei Grübchenbildung von einem Rissausgang an der Oberfläche ausgegangen, was metallurgische Untersuchungen bestätigen. Demnach kommt es bevorzugt im Bereich negativen spezifischen Gleitens zu Anrissen an der Oberfläche, die durch die Wälzbeanspruchung geöffnet werden, sodass nach Käser [31] Schmierstoff eindringen und Material durch „hydraulische Sprengwirkung“ ausbrechen kann. Bild 11 zeigt für die Schmierstoffe LM+EP, LM+EPII, LM+EPIII, LM+PD und LM+ZP die Versuchsergebnisse zur Fresstragfähigkeit im Stufentest A10/ 16,6R/ 90 (Höhn et al. [27]) mit der Prüfverzahnung vom Typ A10 (Ra 0 = 0,5 µm). Die Schadenskraftstufen korrelieren mit dem Elementgehalt an Schwefel der Schmierstoffe. Eine Aus Wissenschaft und Forschung 21 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 ‘ Ausfall (Grübchen) Durchläufer LM+EP LM+EPII LM+EPII LM+PD LM+ZP Verzahnungstyp: 17/ 18 Rauheit: Ra 0 0,2 µm Ritzeldrehzahl: n 1 =3000 min -1 Tauchschmierung: Öl = 90 °C LM+EP LM+PD LM+ZP LM+PD LM+EPIII LM+EPII LM+EP Bild 10: Versuchspunkte und repräsentative lichtmikroskopische Aufnahmen der Zahnflanken zur Grübchenlebensdauer für die Schmierstoffe LM+EP, LM+EPII, LM+EPIII, LM+PD und LM+ZP LM+EP LM+EPII LM+EPIII LM+PD LM+ZP S=13600 mg/ kg S=6025 mg/ kg S=4880 mg/ kg S=1647 mg/ kg S=3364 mg/ kg Verzahnungstyp: A10 Rauheit: Ra 0 0,5 µm Stufentest: A10/ 16,6R/ 90 Bild 11: Versuchsergebnisse der Fresstragfähigkeitsuntersuchungen im Stufentest A10/ 16,6R/ 90 für die Schmierstoffe LM+EP, LM+EPII, LM+EPIII, LM+PD und LM+ZP T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 21 duzierung von µ mz um ca. 20 % im Vergleich zum Schmierstoff LM+PD in Bild 12 (Lohner [36]). Dies verdeutlicht das Potential zur Effizienzsteigerung durch spezifische Schmierstoffformulierungen. 3.3.2 Oberflächenanalytische Untersuchungen Aus den Prüfverzahnungen zur Untersuchung der Grübchenlebensdauer wurden jeweils mindestens zwei tribologisch belastete Zahnflanken des Ritzels analog zu den Prüfscheiben (Abschnitt 2.1) präpariert. Bild 13 (links) zeigt exemplarisch die Positionen der Oberflächenanalysen auf der Zahnflanke. In Anknüpfung an Förderperiode I liegt der Fokus der oberflächenanalytischen Untersuchungen auf den Schmierstoffen LM+EP und LM+PD. Die Ergebnisse der Ramanspektroskopischen Analysen an Zahnflanken im Bereich des Einzeleingriffsbeginns B zur Identifikation chemischer Verbindungen innerhalb der Triboschichten in Abhängigkeit der eingesetzten Schmierstoffe LM+EP und LM+PD stimmen gut mit den in Abschnitt 2.1 dargestellten Ergebnissen an den Prüfscheiben überein. Während auch hier für die bei LM+EP gebildeten Triboschicht Eisenoxidsowie Eisen-Phosphor- und Eisen-Schwefelverbindungen charakteristisch sind, setzt sich die bei LM+PD gebildete Triboschicht hauptsächlich aus MoS 2 sowie Zink- und Phosphorverbindungen zusammen. Tiefenprofilierungen mittels SNMS zeigen u. a., dass bei T 1 = 480 Nm (p C = 1756 N/ mm 2 ) und gleicher Laufzeit von 50 Mio. Lastwechseln am Ritzel die an B über die gesamte Zahnflankenbreite gemessene Massenbelegung der mit LM+PD gelaufenen Zahnrädern ca. 5-fach höher ist als an Zahnflanken, die mit dem Schmierstoff LM+EP gelaufen sind. Im Rahmen von Strukturanalysen am Mikroquerschnitt (Focused Ion Beam FIB-Cut) konnten Aus Wissenschaft und Forschung 22 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 deutliche Abhängigkeit der Fresstragfähigkeit von der Art der Schwefeladditivierung bzw. dem Schwefelanteil findet sich auch in der Literatur (Forbes [16][17], Godfrey [14] und Klein [18]). Bild 12 zeigt die mit der Prüfverzahnung vom Typ C (Ra 0 = 0,2 µm) für die Schmierstoffe nach Tabelle 2 gemessenen mittleren Verzahnungsreibungszahlen µ mz über der Umfangsgeschwindigkeit v t exemplarisch für p C = 1302 N/ mm 2 und ϑ Öl = 90 °C. Zur Bestimmung von µ mz wurden gemessene lastabhängige Lagerverluste nach Hinterstoißer [2] verwendet. Mit zunehmender Umfangsgeschwindigkeit v t steigt die Schmierfilmdicke im Zahnkontakt und der Anteil an Festkörperreibung sinkt, wodurch der Anteil an Flüssigkeitsreibung zunimmt. Da Triboschichten großen Einfluss auf die Festkörperreibung haben, ist der Einfluss der betrachteten Schmierstoffe im Bereich niedriger Umfangsgeschwindigkeiten v t ausgeprägt. Hier zeigt sich für die Schmierstoffe LM+ZP, LM+EPII, LM+EP, LM+EPIII und LM+PD in absteigender Reihenfolge eine abnehmende Reibungszahl µ mz . Während LM+ZP, LM+EPII, LM+EP und LM+EPIII aufgrund hoher Festkörperreibungszahlen charakteristisch streng monoton abnehmende Verläufe für µ mz über v t zeigen, zeigt LM+PD aufgrund niedrigerer Festkörperreibungszahlen der charakteristischen Triboschichten besonders im Bereich niedriger Umfangsgeschwindigkeiten v t einen unterschiedlichen Verlauf. Wie Lohner et al. in [21] zeigen, ist die sehr niedrige Festkörperreibung von LM+PD auf die Bildung von Auftragsschichten mit MoS 2 als Festschmierstoff zurückzuführen. Um den Einfluss des PD-Additivs in einem Grundöl mit im Vergleich zum Mineralöl FVA3 niedrigerem Scherwiderstand zu untersuchen, wurde das Additivpaket im Schmierstoff LM+PD in einem Polyalphaolefin mit vergleichbarer Viskosität bei 100 °C gelöst und am FZG-Wirkungsgradprüfstand untersucht. Dabei zeigt sich eine weitere Re- Verzahnungstyp: C Rauheit: Ra 0 0,2 µm Drehmoment am Ritzel: T 1 = 183,4 Nm (p C = 1302 N/ mm 2 ) Öl = 90 °C Drehmoment am Ritzel: Bild 12: Gemessene mittlere Verzahnungsreibungszahl µ mz über der Umfangsgeschwindigkeit v t für die Schmierstoffe LM+EP, LM+EPII, LM+EPIII, LM+PD und LM+ZP T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 22 bei T 1 = 580 Nm (p C = 1930 N/ mm 2 ) an den betrachteten Analysepunkten B und C bis zu einer Tiefe von ca. 10 µm weder nach Laufversuchen mit LM+EP noch nach LM+PD Risse bzw. Rissnetzwerke auf µm-Skala detektiert werden ( Bild 13 rechts). Die tribologische Belastung während der Laufversuche führt in den untersuchten oberflächennahen Bereichen zu einer Kornfeinung des kristallinen Werkstoffgefüges, deren Ausprägung als ein qualitatives Maß für die mechanische Belastung der Stahloberfläche gedeutet werden kann. Bei mit LM+EP gelaufenen Zahnrädern reicht die derart beeinflusste Zone an B nach 19 Mio. Lastwechseln (Ausfall) signifikant weiter in die Tiefe (> 8 µm) als bei mit LM+PD gelaufenen Zahnrädern mit der ca. 2,6-fach längeren Laufzeit (50 Mio. Lastwechsel, Durchläufer). Bei Letzteren wird unterhalb der bereits in den REM-Aufnahmen am FIB-Schnitt gut erkennbaren Triboschicht eine ca. 0,4 µm tiefe Kornfeinungszone beobachtet. Auch von (Hein [32], Grescher, Brecher und Löpenhaus [33]) wird ein mit dem Schädigungsgrad zunehmend oberflächennahes feinkörnigeres Gefüge beobachtet. Aus den Bereichen B und C der mit LM+EP und LM+PD gelaufenen Prüfverzahnungen wurden mittels fokussiertem Ionenstrahl (FIB) ultradünne Lamellen herauspräpariert und mittels TEM strukturell analysiert. In guter Korrelation mit den über SNMS-Tiefenprofilierung bestimmten Massenbelegungen der Zahnradflanken zeigen diese hochortsaufgelösten Analysen am Probenquerschnitt, dass durch den Schmierstoff LM+EP induzierte Triboschichten ( Bild 14 ) gegenüber durch LM+PD induzierte Schichten ( Bild 15 ) deutlich dünner sind. Zudem werden hier an der Analysestelle B von der Stahloberfläche ausgehende Anrisse nachgewiesen, die sich wenige Nanometer in die Tiefe fortsetzen. Kombinierte Analysen mittels Elektronenenergieverlustspektroskopie (EELS) zeigen, dass diese Anrisse von der aufliegenden Triboschicht nahezu vollständig ausgefüllt sind ( Bild 14 unten). Ein Risswachstum in die Tiefe, hypothetisch induziert durch die hydraulische Sprengwirkung des während der Überrollung in den Riss eingedrungenen Schmierstoffs, kann dadurch verhindert oder zumindest verzögert werden. Derartige Schädigungen im oberflächennahen Bereich des Stahlsubstrates können nach der über 2,6-fach längeren Laufzeit unter der mit 200 bis 250 nm signifikant stärker unter LM+PD ausgebildeten Triboschicht nicht detektiert werden ( Bild 15 ). Auffallend ist hier die erhöhte MoS 2 - Aus Wissenschaft und Forschung 23 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Bild 13: Visualisierung der Kornfeinungsbereiche am FIB-Querschnitt am Einzeleingriffsbeginn (B) und Wälzkreis (C) in Abhängigkeit der Schmierstoffe LM+EP und LM+PD (nach 19 Mio. bzw. 50 Mio. Lastwechsel am Ritzel, T 1 = 580 Nm) B 2 µm 1 µm Kornfeinungszone Triboschicht B 1 µm Kornfeinungszone Triboschicht C B C D E A B C D E A Ioneninduzierte SE-Bilder am FIB-Schnitt am Einzeleingriffsbeginn (B) und Wälzkreis (C) LM+PD Übersicht Analysepositionen LM+EP Übersicht Analysepositionen Ioneninduzierte SE-Bilder am FIB-Schnitt am Einzeleingriffsbeginn (B) und Wälzkreis (C) C 2 µm T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 23 Konzentration in den obersten Lagen der Triboschicht. Die Einheitszelle von Metall-Chalkogeniden wie MoS 2 weist hexagonale Symmetrie auf und schließt zwei benachbarte Lamellen ein (2H- Konfiguration). Starke kovalente Kräfte binden die Metallatome Mo und S in der Lamelle, wohingegen die benachbarten Lamellen über relative schwache van der Waals-Bindungen miteinander wechselwirken. Die schwache interlamellare Bindung erleichtert die Abscherung der Lamellen sobald die Gleitrichtung parallel zu den Scherebenen verläuft [34][35]. Mittels hochauflösender TEM-Analysen können die Netzebenen visualisiert und deren Abstände vermessen werden. Die Basalebenen des MoS 2 formieren sich nahezu parallel zur Stahloberfläche und der Scherbelastungsrichtung. Die im Prüfstand an Scheiben und Zahnrädern gemessene niedrige Reibungszahl kann demnach auf die leichte Verschiebbarkeit der hinsichtlich ihres Aufbaus graphitähnlichen MoS 2 -Lamellen in Scherrichtung zurückgeführt werden. Nanoindentationsmessungen zur Compoundhärtebestimmung der Triboschichten ergeben, dass die unter LM+EP und LM+PD gebildeten Triboschichten sowohl an B und C signifikant weicher sind als die originäre Stahloberfläche vor tribologischer Belastung. Es ist somit denkbar, dass die hier untersuchten Triboschichten Dämpfungseigenschaften besitzen und so durch Energiedissipation einer Materialermüdung des Stahls bzw. einer Riss- und Grübchenbildung vorbeugen oder diese zumindest zeitlich verzögern können. 4 Zusammenfassung Im Rahmen des SPP 1551 „Ressourceneffiziente Konstruktionselemente“ wurden umfangreiche Untersuchungen zum Einfluss des Einlaufs und triboinduzierter Schichten auf die Tragfähigkeit und das Reibungsverhalten von Zahnrädern durchgeführt. In Förderperiode I hat sich gezeigt, dass für das Reibungs- und Schädigungsverhalten die Ausbildung triboinduzierter Schichten gegenüber der Veränderung der Oberflächenrauheit während des Aus Wissenschaft und Forschung 24 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Stahl Triboschicht Schutzschicht (Präp.) Schutzschicht (Präp.) Bild 14: Chemisch-strukturelle Eigenschaften der unter LM+EP gebildeten Triboschicht (Grübchen nach 19 Mio. Lastwechseln am Ritzel, T 1 = 580 Nm) Bild 15: Chemisch-strukturelle Eigenschaften der unter LM+PD gebildeten Triboschicht (50 Mio. Lastwechsel am Ritzel, T 1 = 580 Nm) T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 24 Einlaufs von übergeordneter Bedeutung sein kann. So wurde beispielsweise abhängig vom Einlaufschmierstoff sowohl eine dreifache Steigerung als auch eine tendenzielle Abnahme der Fresslast gegenüber nicht eingelaufenen Prüfverzahnungen nachgewiesen. Die gewonnenen Erkenntnisse wurden in eine anwendbare Einlaufempfehlung für Verzahnungen übersetzt. In Förderperiode II hat sich eine deutliche Abhängigkeit der Grübchenlebensdauer, der Fresstragfähigkeit und des Reibungsverhaltens vom verwendeten Schmierstoff gezeigt. Oberflächenanalytische Untersuchungen auf Mikrobzw. Nanometerebene ergaben deutliche Unterschiede in der Zusammensetzung und Ausprägung der sich bildenden Triboschichten. LM+EP induzierte Triboschichten zeigten trotz niedrigerer Grübchenlebensdauer eine deutlich ausgeprägtere Kornfeinung der kristallinen Gefügestruktur mit niedrigerer Triboschichtdicke als mit LM+PD induzierte Triboschichten. Es wurde weiterhin beobachtet, dass von der Oberfläche ausgehende Anrisse von der aufliegenden Triboschicht nahezu vollständig ausgefüllt sind. Die Bildung von graphitähnlichen MoS 2 -Lamellen der LM+PD induzierten Triboschichten konnte nachgewiesen werden. Danksagung Die vorliegenden Untersuchungen wurden im Rahmen eines Forschungsvorhabens des von der DFG geförderten Schwerpunktprogramms SPP 1551 „Ressourceneffiziente Konstruktionselemente“ durchgeführt. Die Autoren möchten sich für die Förderung und Unterstützung bedanken. Literatur: [1] Lohner, T.: Berechnung von TEHD Kontakten und Einlaufverhalten von Verzahnungen. Dissertation Technische Universität München (2016). [2] Hinterstoißer, M.: Zur Optimierung des Wirkungsgrades von Stirnradgetrieben. 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B. zur Betrachtung der triblogischen Funktion eines Wälzlagers) oder auf reduzierte Teilbereiche innerhalb der Maschinenelemente (z. B. Betrachtung des Wälzkontakts zwischen einer Kugel und einer Platte) erfolgen. Ein Tribosystem kann in diesem Zusammenhang auch die experimentelle Methode (also nicht nur das „was“, sondern auch das „wie“) umfassen. Die vorgestellten Ordnungsschemata können sowohl für die Triboforschung als auch die Tribotechnik gleichermaßen nützlich sein. Grundsätzlich lassen sich die aufgestellten Ordnungsschemata für folgende Anwendungsszenarien nutzen: 1. Möglichst vollständige/ ganzheitliche Analyse und Beschreibung von Tribosystemen (und/ oder experimentellen Methoden) mit dem Ziel • eines vollständigen Verständnisses eines tribologischen Systems sowie der damit verknüpften Wirkzusammenhänge, • der Übertragung von Erkenntnissen von der Modellebene auf reale Systeme (Herstellung einer Systemähnlichkeit oder Systemgleichheit), Aus Wissenschaft und Forschung 27 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Tribologische Ordnungsschemata und deren Anwendung (Teil 2) 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_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 27 4.2 Generelles Vorgehen Die Ordnungsschemata können wie morphologische Kästen genutzt werden, jedoch mit dem Unterschied, dass die Kästen bereits mit Inhalt gefüllt sind und dass diese anstatt Funktionen und Wirkprinzipien Merkmale und Merkmalsausprägungen enthalten. Zur Veranschaulichung können die einzelnen Merkmalsausprägungen miteinander verbunden werden, wobei hier, im Vergleich zum „klassischen“ morphologischen Kasten, kein unmittelbarer funktionaler Zusammenhang zwischen den einzelnen Merkmalen bestehen muss. Die grundsätzliche Vorgehensweise bei der Anwendung der tribologischen Ordnungsschemata, zum Beispiel mit dem Ziel der Ableitung oder auch dem Erkennen alternativer Lösungen, kann wie folgt aussehen, wobei je nach Zielsetzung davon abgewichen werden kann bzw. einzelne Schritte auch übersprungen werden können. So können bestimmte Merkmale (z. B. Lastaufprägung, Lastverteilung) im Hinblick auf die Haftreibung bzw. das Losbrechverhalten wichtig sein, jedoch bei der Gleitreibung (z. B. aufgrund einer Angleichung/ Schmiegung der Kontaktflächen) eine untergeordnete Rolle spielen. 1. (Bestehendes) Tribosystem (oder experimentelle Methode) auswählen. 2. Je nach Zielsetzung entweder jedes Ordnungsschema oder gezielt nur einzelne Ordnungsschemata durchgehen. 3. Jedem Merkmal eine Merkmalsausprägung (falls nicht bekannt, ggf. ermitteln oder überspringen) zuordnen. Die einzelnen Merkmale nacheinander einordnen (in Bild 12 durch vertikale Pfeile von Merkmal zu Merkmal angedeutet), wobei einzelne Merkmale eine Mehrfachwahl (in horizontaler Richtung) erlauben oder auch übersprungen werden können. Einige Ordnungsschemata müssen für jedes Triboelement einzeln betrachtet werden (in Bild 12 durch vertikalen Pfeil von unten nach oben angedeutet). 4. Je nach Zielsetzung beim Durchgehen der einzelnen Merkmale entscheiden, welche Merkmale in erster Linie zur Beschreibung des Systems dienen und welche Merkmale, unter Berücksichtigung der Randbedingungen, zur Variation genutzt werden können/ sollen. 5. Merkmale zur Variation bestimmen und alternative Merkmalsausprägungen auswählen. 6. Verträglichkeit der ausgewählten Merkmalsausprägungen prüfen. 7. Alternative Lösungen bewerten (z. B. mittels der Punktwertmethode, ggf. Literaturrecherche heranziehen), auswählen und testen (z. B. mittels einfacher Modellprüfsysteme). 8. Vielversprechendste Variante konkretisieren und gegebenenfalls realisieren. Aus Wissenschaft und Forschung 28 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 • der Gewährleistung einer Reproduzierbarkeit (falls z. B. Untersuchungen wiederholt werden sollen), • der Dokumentation/ Archivierung von Tribosystemen (z. B. zur Verwendung des Wissens bei Weiterentwicklungen/ Optimierungen oder zum Aufbau von Datenbanken), • der Systematisierung von tribologischen Lösungen in einem bestimmten Anwendungsgebiet (z. B. zur Verschaffung eines Überblicks) und • der Abstraktion eines Tribosystems sowie der Auswahl eines geeigneten Prüfsystems (z. B. Auswahl eines Modellprüfsystems mit vergleichbarer Beanspruchung). 2. Ableitung neuer (innovativer) oder alternativer tribologischer Lösungen (oder Prüfmethoden), zum Beispiel durch systematische Variation der Merkmale von Tribosystemen und/ oder experimentellen Methoden mit dem Ziel • der Entwicklung/ Optimierung von Tribosystemen (z. B. durch gezielte Substitution von Merkmalsausprägungen: Rollen anstatt Gleiten, Flüssigkeitsreibung anstatt Mischreibung), • der Erweiterung von Tribosystemen um weitere Teilfunktionen (z. B. smarte Tribosysteme mit Überwachungsfunktionen durch Sensorintegration) und • der Vermeidung „eingefahrener Gleise“ (z. B. durch gezielte Abweichung von üblichen oder genormten Methoden). 3. Systematische Analyse von Einflussgrößen (z. B. durch systematische Variation der Merkmale von Tribosystemen und/ oder der experimentellen Methoden) und deren Auswirkungen sowie experimentelle oder simulationsgestützte Überprüfung mit dem Ziel • der Generierung von strukturiertem Wissen (Erkenntnisse auf bestimmten Gebieten strukturieren und bereitstellen), • der Verknüpfung von Ordnungsschemata mit konkreten Erkenntnissen (Ordnungsschema erweitert um eine weitere Dimension), • der Aufstellung von konstruktiven Leitregeln/ Richtlinien (z. B. im Hinblick auf das tribologiegerechte Konzipieren), • der Verknüpfung von Ordnungsschemata mit konkreten konstruktiven Leitregeln/ Richtlinien oder Gleichungen (die den Zusammenhang beschreiben) und • der Identifikation von Lücken (z. B. noch nicht in Betracht gezogene Ansätze, Eigenschaften, Kombinationen), beispielsweise in noch unerforschten Bereichen. T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 28 4.3 Anmerkungen/ Einschränkungen Ein Ordnungsschema ist kein starres Gebilde und stellt in gewissem Umfang ein flexibel anpassbares Werkzeug dar. Je nach Anwendung kann es daher sinnvoll sein, das Ordnungsschema anzupassen bzw. anwendungsspezifisch, zum Beispiel zur Hervorhebung bestimmter Aspekte, in eine andere Ordnung zu bringen. Nicht alle Merkmale sind für die systematische Variation gleich gut geeignet. Einige Merkmale dienen in erster Linie zur Beschreibung oder Erfassung des Systems, während andere Merkmale gezielt variiert werden können. Inwiefern sich die einzelnen Merkmale variieren lassen, hängt stark von den Merkmalen ab. So sind grundlegende Merkmale wie zum Beispiel „Art der Bewegung“ oder „Typ der Belastung“ häufig vorgegeben (Randbedingungen des Systems), während Merkmale wie zum Beispiel „Verteilung der Belastung“ variiert werden können. Inwiefern ein Ordnungsschema richtig oder falsch ist, lässt sich nur schwer beurteilen. Auch bezüglich der Vollständigkeit lässt sich eine Aussage nur bedingt treffen. Grundsätzlich gilt, dass Ordnungsschemata unter Berücksichtigung des Fortschritts in der Technik und neuester Erkenntnisse auf dem jeweiligen Gebiet ergänzt bzw. aktuell gehalten werden müssen. Die aufgestellten Ordnungsschemata liefern keine kausalen Zusammenhänge bzw. Rückschlüsse, inwiefern eine Veränderung eines bestimmten Merkmals ein anderes Merkmal (bezogen auf das Reibungs- und Verschleißverhalten) beeinflusst. Bei der Komplexität tribologischer Systeme und der diversen Einflussfaktoren kann ein solches Unterfangen, wenn überhaupt, nur für vereinfachte Teilsysteme gelingen, und auch dann ist eine Übertragung der Zusammenhänge auf andere Systeme aufgrund des systemspezifischen Charakters nur bei Systemgleichheit vollständig möglich. Nichtsdestotrotz bedürfen neue Lösungen oder Optimierungsmaßnahmen in der Regel einer experimentellen oder simulationsgestützten Überprüfung. Am effizientesten lassen sich solche Überprüfungen zunächst auf der Modellebene mit der höchsten Abstraktion bzw. Vereinfachung durchführen. Davon ausgehend können dann die gewonnen Erkenntnisse und Zusammenhänge auf komplexere Systeme übertragen werden. Aus Wissenschaft und Forschung 29 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Bild 12: Betrachtung der hochfrequenten Schwingungsanregung zur Beeinflussung von Reibung und Verschleiß mit Hilfe des Ordnungsschemas für „Belastung“ (nur für den Gegenkörper bzw. Zwischenstoff) T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 24 Seite 29 pischerweise im Ultraschallbereich mit Schwingungsfrequenzen ab 16 kHz) ins System bzw. die mechanische Schwingungsanregung der sich in Relativbewegung befindenden Körper mit verschiedenen Frequenzen und Amplituden ist eine häufig verwendete Methode für diesen Zweck (z. B. [16, 17, 18, 19]). Üblicherweise erfolgt die Einbringung der Ultraschallanregung am Grund- oder Gegenkörper. Hierbei kann es sich um einen trockenen oder geschmierten Kontakt handeln. Grundsätzlich kann die Anregung in bzw. parallel sowie senkrecht (in-plane) bzw. normal (out-of-plane) zur Bewegungsrichtung erfolgen. Eine Superposition/ Überlagerung der Elementarrichtungen ist ebenfalls möglich [20, 21, 22]. Stellvertretend soll an dieser Stelle die Konfiguration bzw. das Tribosystem aus [16] als „bekannte Lösung“ dienen, wobei auch andere Konfigurationen gleichermaßen geeignet wären. In der besagten Studie wurde ein Draht durch zwei sich verjüngende Düsen (Zieheisen/ Ziehsteine) gezogen, wobei eine der Düsen in Zugrichtung hochfrequent angeregt wurde. Als Ergebnis wurde festgestellt, dass mit der Anregung der Düse die Reibungskärfte an dieser reduziert und somit geringere Zugkräfte zum Drahtziehen benötigt werden. Da es sich bei einer hochfrequenten Schwingungsanregung um eine Beanspruchung des Tribosystems handelt (zusätzlich zur eigentlichen Beanspruchung), erscheint eine Betrachtung dieses Aspekts mit Hilfe des Ordnungsschemas für „Belastung“ (Bestandteil der Eingangsgrößen eines Tribosystems) als zielführend. Dieses Ordnungsschema ist in Bild 12 dargestellt, wobei die Konfiguration aus [16] dort als „bekannte Lösung“ eingeordnet wurde. Dabei ist allerdings nur die hochfrequente Schwingungsanregung in Tangentialrichtung bezogen auf den Gegenkörper dargestellt. Alle anderen Bestandteile der Beanspruchung sind an dieser Stelle aus Gründen der Übersicht nicht berücksichtigt. Die Belastung durch die Schwingungsanregung erfolgt über den Grundkörper. Die Tangentiallast (Schwingungsanregung) wird in Form einer Geschwindigkeit vorgegeben. Die Aufprägung erfolgt extern (über einen Schwinger), und die Einleitung ist direkt (Schwinger ist direkt mit einer der sich verjüngenden Düsen verbunden). Die Verteilung der Last kann sowohl in der Angriffsfläche als auch in der Grenzfläche als ungleichmäßig (aufgrund der Verjüngung) angenommen werden. Die Art der Belastung ist dynamisch, wobei die Tangentiallast oszilliert. Die Kontaktstelle wird durch die Schwingungsanregung permanent und zyklisch beansprucht. Wie die „bekannte Lösung“ stellvertretend im Ordnungsschema zeigt, wird typischerweise der Grund- oder Gegenkörper einer hochfrequenten Schwingungsanregung ausgesetzt. Eine weitere und bisher nicht näher untersuchte Möglichkeit, hochfrequente Schwingungen Aus Wissenschaft und Forschung 30 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 4.4 Anwendungsbeispiel: Beeinflussung von Reibung und Verschleiß durch Schwingungsanregung Zur Veranschaulichung der konkreten Anwendung von Ordnungsschemata wird der Schwerpunkt an dieser Stelle auf die Ableitung einer tribologischen Lösung auf der Modellebene gelegt. Das Ziel ist die Ableitung einer neuen und gegebenenfalls innovativen Lösung und der dazugehörigen experimentellen Methoden, die über den aktuellen Stand der Technik hinausgehen. Zum Zwecke der Veranschaulichung wird daher ein einfaches tribologisches Modellprüfsystem (Kugel-Prisma- Prüfsystem gemäß ISO 7148-2 [15]) gewählt. Der Fokus liegt auf der beispielhaften Anwendung der Ordnungsschemata und weniger auf dem Modellprüfsystem. An dieser Stelle sei angemerkt, dass prinzipiell auch andere Prüfsysteme ebenfalls geeignet sind und dass das verwendete Prüfsystem keine Besonderheiten oder Alleinstellungsmerkmale mit sich bringt, die dessen Verwendung besonders rechtfertigen. Die Modellebene als Ausgangspunkt hat den Vorteil, dass sie im Vergleich zu konkreten technischen Tribosystemen in ihrer Komplexität überschaubar ist und mit vergleichsweise wenig Aufwand realisiert und zur experimentellen Überprüfung von tribologischen Zusammenhängen eingesetzt werden kann. Damit lassen sich neue Lösungen oder Ansätze effizient überprüfen. Die dabei gewonnen Ergebnisse bilden typischerweise die Ausgangsbasis für die nächsten Schritte, wie zum Beispiel die Übertragung der Erkenntnisse auf komplexere Systeme. Als Ausgangspunkt wäre aber auch ein konkretes tribologisches System mit dem Ziel der Weiterentwicklung und/ oder Optimierung grundsätzlich geeignet. Zur vollständigen Erfassung und Beschreibung eines Tribosystems ist es erforderlich, alle Ordnungsschemata, die das System betreffen, zu berücksichtigen. Des Weiteren lässt sich prinzipiell, abhängig von der Anzahl der Merkmale und der Ausprägungen, eine Vielzahl an Lösungen durch eine systematische Variation aller Merkmale ableiten. Da an dieser Stelle jedoch der Schwerpunkt nicht auf der vollständigen Beschreibung, sondern auf der exemplarischen Ableitung alternativer Lösungen liegt, werden bei dem nachstehend aufgeführten Beispiel nur das jeweils relevante/ betroffene Ordnungsschema und jeweils nur eine Lösung aufgeführt. 4.4.1 Betrachtung mit Ordnungsschemata In vielen technischen Anwendungen, wie zum Beispiel dem Drahtziehen, Bohren, Pressen oder Schneiden, ist die aktive Kontrolle und Reduktion von Reibungskräften im Hinblick auf die Zuverlässigkeit und Qualität von hoher Relevanz. Die zusätzliche/ überlagerte Einbringung einer hochfrequenten Schwingungsanregung (ty- T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 30 in ein Tribosystem zur Beeinflussung der Reibung einzuleiten, bildet die Anregung des Zwischenstoffs. Voraussetzung dafür ist, dass es sich um ein Tribosystem mit einem Zwischenstoff handelt, welcher durch die eingebrachten Schwingungen angeregt werden kann. In Bild 12 ist dieser Ansatz als „neue Lösung“ aufgezeigt. Hierbei wird der Ultraschallschwinger nicht an einem der beiden Körper in Relativbewegung zueinander angebracht („bekannte Lösung“), sondern stattdessen in den flüssigen Zwischenstoff (Schmierstoff) getaucht, um diesen anzuregen. Die hochfrequente Anregung durch den Schwinger erzeugt Über- und Tiefdruckwellen innerhalb des Schmierstoffs. Zunächst wird der Schmierstoff komprimiert und dann auseinandergezogen. Das führt zu Vakuumblasen/ Kavitäten, welche dann zusammenbrechen/ implodieren und lokale hohe Temperatur- und Druckgradienten bewirken. Da sich die „neue Lösung“ auf das Kugel-Prisma-Prüfsystem und nicht auf das Ausgangssystem (sich verjüngende Düse) bezieht, liegt bei der „neuen Lösung“ eine exzentrische Anordnung vor. Die Verteilung der Last an der Angriffsfläche (Kontakt zwischen Schwinger und Fluid) ist gleichmäßig, während ihre Verteilung in der Grenzfläche (Kontakt zwischen Kugel und Prüfplättchen) nicht bekannt ist. Die restlichen Merkmale der beiden Lösungen sind nicht gänzlich identisch, können an dieser Stelle jedoch vernachlässigt werden. 4.4.2 Experimentelle Methode Für die experimentelle Untersuchung der „neuen Lösung“ wird ein geschmiertes Kugel-Prisma-Prüfsystem verwendet. Es soll der Einfluss einer hochfrequenten Schwingungsanregung des Schmierstoffs auf das Reibungs- und Verschleißverhalten einer exemplarischen Metall-Metall-Paarung untersucht werden. Die Untersuchung stellt eine Machbarkeitsstudie dar, losgelöst von einer konkreten Anwendung. Experimenteller Aufbau Der gesamte Versuchsaufbau besteht aus einem Rotationstribometer und einem Kugel-Prisma-Prüfsystem. Hierbei wird eine rotierende Kugel gegen zwei Prüfplättchen, welche sich in einem prismenförmigen Probenhalter befinden, gedrückt. Die wesentliche Erweiterung stellt der Ultraschallschwinger (Ultraschallwandler) dar. Des Weiteren ist das System geschmiert. Die wesentlichen Komponenten sind in Bild 13 schematisch dargestellt. Der Ultraschallschwinger besteht aus piezokeramischen Elementen, die zwischen metallischen Resonanzkörpern eingespannt sind. Die Erregung des Schwingers erfolgt durch einen Hochfrequenzgenerator, welcher die Netzfrequenz in eine höhere Frequenz umwandelt. Mit der wechselnden Polarität des elektrischen Wechselfeldes ändert sich die Dicke der piezokeramischen Elemente, sodass mechanische Schwingungen gleicher Frequenz entstehen. Drei verschiedene Positionen/ Ausrichtungen des Ultraschallschwingers wurden untersucht: Position A (Schwinger ist im Schmierstoff eingetaucht und zeigt in horizontale Richtung bzw. z-Richtung), Position B (Schwinger ist im Schmierstoff eingetaucht und zeigt in vertikale Richtung bzw. y-Richtung) und Position C (Schwinger ist außen an der Wanne angebracht, ohne direkten Kontakt zum Schmierstoff). Der Gesamtgleitweg betrug ca. 96 m, wobei jeder Versuch aus einer Einlaufphase (0 − 48 m) ohne Ultraschallanregung und einer Testphase (48 − 96 m) mit phasenweiser Ultraschallanregung bestand. Der Ultraschallschwinger (Frequenz: 40 kHz, Amplitude: 10 µm, Leistung: 50 W) wurde während der Testphase sechs Mal phasenweise bzw. intermittierend für 1.6 m alle 8 m betrieben. Die aufgebrachten Normalkräfte (F N,ges ) wurden im Bereich von 35.4 bis 141.4 N und die Relativgeschwindigkeit (v) im Bereich von 6.7 bis 53.3 mm/ s variiert. Die Versuche erfolgten bei einer Raumtemperatur von 21 °C und einer relativen Luftfeuchtigkeit von 20 %. Verwendete Materialien Die Prüfplättchen (20 mm × 8 mm × 2 mm) wurden aus Kupfer(Cu)-Blech präpariert, und die Kugel (Durchmesser: 12 mm) war aus Wälzlagerstahl (100Cr6) gefertigt. Aus Wissenschaft und Forschung 31 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Bild 13: Schematische Darstellung des verwendeten Prüfaufbaus für die hochfrequente Schwingungsanregung des Schmierstoffs. T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 31 stoff B) auszuschließen und aufgrund des vergleichsweise stabilen Verlaufs der Reibungszahl über dem Gleitweg, wurden die folgenden Versuche mit Schmierstoff A durchgeführt. Wie Bild 14 (untere Hälfte) zeigt, nimmt für höhere Gleitgeschwindigkeiten der Abfall der Reibungszahl während der Anregungsphasen ab, so dass bei v = 53.3 mm/ s fast kein Effekt mehr feststellbar ist. Für steigende Normalkräfte lässt sich eine ähnliche Tendenz ableiten. Aus Wissenschaft und Forschung 32 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Der Probenhalter befand sich in einer mit Schmierstoff gefüllten Wanne (150 ml). Als Schmierstoffe wurden ein handelsübliches Weißöl auf Mineralölbasis (Schmierstoff A, kinematische Viskosität: 17 − 23 mm 2 / s bei 40 °C), ein Hydrauliköl auf Mineralölbasis mit zinkfreien Verschleißschutzadditiven (Schmierstoff B, kinematische Viskosität: 46 mm 2 / s bei 40 °C) und ein Petroleumbenzin/ Petrolether (Schmierstoff C) verwendet 4.4.3 Ergebnisse und Diskussion Da in erster Linie der Effekt der Anregung des Schmierstoffs mittels Ultraschallschwingungen untersucht werden sollte, werden nachfolgend nur die Testphase bzw. die Verläufe der Reibungszahl während der Testphase betrachtet. In Bild 14 ist der Einfluss verschiedener Positionen des Ultraschallschwingers, verschiedener Schmierstoffe, verschiedener Geschwindigkeiten und verschiedener Normalkräfte anhand repräsentativer Verläufe der Reibungszahl aufgezeigt. Die aktiven Phasen des Schwingers sind dabei durch graue Abschnitte gekennzeichnet. Während für Position C nur marginale Effekte zu beobachten sind, lassen sich für Positionen A und B klar erkennbare Effekte bzw. Abfälle in den Reibungszahlverläufen während der aktiven Phasen des Schwingers feststellen. Die Abfälle der Reibungszahl sind für Position A (Schwinger zeigt in Richtung der Kontaktpunkte) am deutlichsten bzw. stärksten ausgeprägt. Daher wurden die weiteren Versuche mit Position A durchgeführt. Für die zwei Schmierstoffe auf Mineralölbasis lassen sich weniger stark schwankende Reibungszahlverläufe im Vergleich zum Petroleumbenzin beobachten. Allerdings sind die Abfälle der Reibungszahl für Petroleumbenzin während der Anregungsphasen betragsmäßig stärker ausgeprägt. Um Einflüsse durch Additive (Schmier- Bild 14: Repräsentative Verläufe der Reibungszahl (von oben nach unten) für unterschiedliche Positionen des Schwingers (Schmierstoff A, F N,ges = 35.4 N, v = 13.3 mm/ s), für unterschiedliche Schmierstoffe (Position A, F N,ges = 70.7 N, v = 13.3 mm/ s), für unterschiedliche Gleitgeschwindigkeiten (Position A, Schmierstoff A, F N,ges = 35.4 N) und für unterschiedliche Normalkräfte (Position A, Schmierstoff A, v = 13.3 mm/ s). T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 32 Prinzipiell können für alle untersuchten Konfigurationen Abfälle im Reibungszahlverlauf während der Anregungsphasen festgestellt werden. Nach den Anregungsphasen (Schwinger wird ausgeschaltet) „erholen“ sich die Verläufe und erreichen wieder die vorherigen Zustände/ Niveaus. Die Mittelwerte der Reibungszahlen und der Durchmesser der Verschleißkalotten auf den Prüfplättchen resultierend aus den Versuchen mit und ohne Ultraschallanregung sind in Bild 15 aufgezeigt. Um Einlaufeffekte auszuschließen, wurde für die Berechnung der Mittelwerte der Reibungszahlen nur die Testphase berücksichtigt. Für den untersuchten Parameterbereich kann unter der Einwirkung von Ultraschallschwingungen sowohl für die Reibungszahl als auch für den Kalottendurchmesser eine Abnahme festgestellt werden. Wie genau die durch die hochfrequente Schwingungsanregung resultierenden Vorgänge im Schmierstoff (Über- und Tiefdruckwellen, Kavitäten und hohe Temperatur- und Druckgradienten) miteinander wechselwirken und die Reibungs- und Verschleißvorgänge beeinflussen, kann an dieser Stelle nicht beantwortet werden und bedarf einer tiefergehenden Untersuchung (z. B. Messung der Schmierstofftemperatur nahe der Kontaktstellen mit kurzen Reaktionszeiten). Denkbar ist, dass die entstehenden Verschleißpartikel verdrängt bzw. am Wiedereintritt in den Kontaktbereich/ die Kontaktzone gehindert werden. Eine weitere Erklärung wäre, dass der Schmierstoff in den Kontaktbereich zwischen Grund- und Gegenkörper gedrängt/ gezwungen wird und damit die Reibungs- und Verschleißeigenschaften beeinflusst. Aufgrund der hohen Temperatur- und Druckgradienten im Schmierstoff sind auch lokale und kurzzeitige Veränderungen der Schmierstoffeigenschaften nicht auszuschließen. 4.4.4 Zusammenfassung und Fazit Durch eine systematische Betrachtung der Möglichkeiten zur Beeinflussung von Reibung und Verschleiß mittels hochfrequenter Schwingungsanregung konnte eine neue bzw. alternative Lösung abgeleitet werden. Anstatt wie bei den bekannten Lösungen aus der Literatur den Grund- oder Gegenkörper anzuregen, wird bei der neuen Lösung der Zwischenstoff angeregt. Unter Verwendung eines vereinfachten Modellprüfsystems wurde der abgeleitete Ansatz bezüglich des Einflusses einer Anregung des Schmierstoffs mittels Ultraschallschwingungen auf das Reibungs- und Verschleißverhalten einer exemplarischen Metall-Metall- Paarung untersucht. Für alle untersuchten Konfigurationen konnte eine Abnahme der Reibungszahl während der Anregungsphase beobachtet werden. Die Ergebnisse zeigen, dass sowohl die Position und Ausrichtung des Schwingers als auch der Schmierstoff einen wesentlichen Einfluss auf den Effekt durch Ultraschallanregung haben können. Für zunehmende Gleitgeschwindigkeiten und Normalkräfte konnte eine Abnahme der Reibungszahlabfälle beobachtet werden. Die Mittelwerte mit und ohne Ultraschallanregung zeigen, dass sowohl die Reibungszahlen als auch die Durchmesser der Verschleißkalotten aufgrund der Anregung abnehmen. Ein Vergleich mit anderen Studien (z. B. [21, 22]), in denen trockene Kontakte untersucht wurden, zeigt, dass eine Anregung des Schmierstoffs anstatt der Körper in Relativbewegung eine geringere Wirkung auf das Reibungsverhalten zu haben scheint. Eine Steigerung der Wirkung ließe sich beispielsweise durch den gleichzeitigen Einsatz mehrerer Ultraschallschwinger erzielen. Die abgeleitete Lösung stellt eine neue Option/ Ergänzung zu den bekannten Möglichkeiten zur Reibungsbeeinflussung durch Schwingungsanregung dar. Diese kann insbesondere dann genutzt werden, falls ein Tribosystem keine Anregung des Grund- oder Gegenkörpers erlaubt oder falls dieses Vorgehen aus technischer Sicht als zu aufwendig erscheint. 5 Zusammenfassung Um die wesentlichen Bestandteile eines tribologischen Systems zu ordnen bzw. zu systematisieren, wurden Aus Wissenschaft und Forschung 33 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Bild 15: Mittelwerte der Reibungszahlen (links) und der Durchmesser der Verschleißkalotten (rechts) für unterschiedliche Normalkräfte mit und ohne Schwingungsanregung (Position A, Schmierstoff A, v = 13.3 mm/ s); die Höhe der Fehlerbalken entspricht der doppelten Standardabweichung T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 33 6 Literaturverzeichnis [15] DIN ISO 7148-2: Gleitlager - Prüfung des tribologischen Verhaltens von Gleitlagerwerkstoffen - Teil 2: Prüfung von polymeren Gleitlagerwerkstoffen. Beuth Verlag, Berlin, 2014. [16] R. P OHLMAN UND E. L EHFELDT : Influence of ultrasonic vibration on metallic friction. Ultrasonics 4 (1966), Nr. 4, S. 178-185. [17] A. E. E AVES , A. W. S MITH , W. J. W ATERHOUSE UND D. H. S ANSOME : Review of the application of ultrasonic vibrations to deforming metals. Ultrasonics 13 (1975), Nr. 4, S. 162-170. [18] W. L ITTMANN , H. S TORCK UND J. W ALLASCHEK : Sliding friction in the presence of ultrasonic oscillations: superposition of longitudinal oscillations. Archive of Applied Mechanics 71 (2001), Nr. 8, S. 549-554. [19] H. S TORCK, W. L ITTMANN , J. W ALLASCHEK UND M. M RA- CEK : The effect of friction reduction in presence of ultrasonic vibrations and its relevance to travelling wave ultrasonic motors. Ultrasonics 40 (2002), Nr. 1-8, S. 379-383. [20] V. C. K UMAR UND I. M. H UTCHINGS : Reduction of the sliding friction of metals by the application of longitudinal or transverse ultrasonic vibration. Tribology International 37 (2004), Nr. 10, S. 833-840. [21] V. L. P OPOV, J. S TARCEVIC UND A. F ILIPPOV : Influence of ultrasonic in-plane oscillations on static and sliding friction and intrinsic length scale of dry friction processes. Tribology Letters 39 (2010), Nr. 1, S. 25-30. [22] E. T EIDELT , J. S TARCEVIC UND V. L. P OPOV : Influence of ultrasonic oscillations on static and sliding friction. Tribology Letters 48 (2012), Nr. 1, S. 51-62. Aus Wissenschaft und Forschung 34 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Ordnungsschemata in einer an den morphologischen Kasten angelehnten Darstellungsform als besonders geeignetes Werkzeug identifiziert. Ein wesentliches Zielkriterium beim Aufstellen der Ordnungsschemata war die gezielte Unterstützung von Produktentwicklern/ Konstrukteuren bei der systematischen Auseinandersetzung mit tribologischen Systemen und der Ableitung neuer tribologischer Lösungen. Das Resultat sind tribologische Ordnungsschemata für die einzelnen Teilbereiche/ Bestandteile (ordnende Gesichtspunkte) eines tribologischen Systems. Die Ordnungsschemata enthalten einzelne Merkmale sowie Merkmalsausprägungen, die dazu dienen, ein tribologisches System möglichst genau zu beschreiben. Davon ausgehend können unterschiedliche Zielsetzungen, wie beispielsweise die Ableitung alternativer bzw. neuer Lösungen, verfolgt werden. Die konkrete Anwendung und der potentielle Nutzen von Ordnungsschemata wurden am Beispiel der Beeinflussung von Reibung durch hochfrequente Schwingungsanregung aufgezeigt. Hierbei konnte eine neue Lösung abgeleitet und experimentell verifiziert werden. Im Vergleich zu den bekannten Lösungen, bei denen entweder der Grund- oder der Gegenkörper angeregt wird, konnte eine neue alternative Lösung identifiziert werden, die das Spektrum an möglichen Lösungen in diesem Bereich erweitert. Im expert verlag erscheinen Fachbücher zu den Gebieten Themenverzeichnisse o o o o o o o Bitte fordern Sie unser Verlagsverzeichnis auf CD-ROM an! Anzeige T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 34 1 Einleitung Zur Abdichtung von bespritzten und drucklos überfluteten Wellendurchtrittsstellen an Gehäusewänden werden standardmäßig Radial-Wellendichtringe (RWDR) aus Elastomer nach DIN 3760 [1] und DIN 3761 [2] eingesetzt, siehe Bild 1 a) . Abhängig vom Elastomer-Typ können RWDR bei Temperaturen im Bereich ϑ = −40...150 °C eingesetzt werden. Die maximale beherrschbare Gleitgeschwindigkeit beträgt u ≈ 30 m/ s. Stoßen Elastomer-RWDR an ihre thermischen Belastungsgrenzen, können stattdessen Manschettendichtungen aus Polytetrafluorethylen (PTFE-MD) verwendet werden, siehe Bild 1 b) . PTFE-Manschettendichtungen PTFE ist ein teilkristalliner thermoplastischer Kunststoff mit nahezu universeller chemischer Beständigkeit. Hinzu kommt ein breiter Einsatztemperaturbereich für PTFE von ϑ = −200...250 °C. Um die Kriechneigung von „reinem“ PTFE zu reduzieren und die Verschleißfestigkeit zu verbessern, werden dem Kunststoff Füllstoffe wie z. B. Kohlenstoffpartikel, Glasfasern oder Bronze beigemischt. Gefülltes PTFE wird als PTFE- Compound bezeichnet. PTFE-Manschetten ohne Dichthilfen, glatte PTFE-Manschetten genannt, liegen nach der Fertigung als ebene Scheiben aus PTFE-Compound vor. Erst nach der plastischen Verformung durch Aufziehen auf eine Welle erhalten die Dichtringe ihre finale Gestalt, wie in Bild 1 b) zu sehen. Im Gegensatz zu RWDR, ist bei glatten PTFE- Manschetten kein aktiver Fördermechanismus vorhanden. Ist bei Anwendungen mit einer Drehrichtung der Welle dennoch eine Förderwirkung erforderlich, kann die PTFE-Manschette mit Spiralrille eingesetzt werden, siehe Bild 1 c) . Hierbei wird auf die Berührfläche der PTFE-Manschette zur Welle eine Spiralrille eingeschnitten, eingeprägt, oder gelasert. Trotz zahlreicher Veröffentlichungen und Patentschriften werden in der Praxis bislang keine Rückförderstrukturen (RS) für beidseitig drehende Wellen eingesetzt. Der Grund dafür liegt größtenteils darin, dass die Funktionsprinzipien der Rückförderstrukturen bislang nicht ausreichend bekannt sind. Aus der Praxis für die Praxis 35 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Untersuchung von Rückförderstrukturen an PTFE-Manschettendichtungen mittels elastohydrodynamischer Simulation N. Dakov, S. Feldmeth, F. Bauer* Manschettendichtungen aus PTFE-Compound sind thermisch und chemisch äußerst beständig. Um die dynamische Dichtheit zu gewährleisten, werden auf den Dichtring im Berührbereich mit der Welle erhabene Rückförderstrukturen eingeprägt. Das dynamische Verhalten verschiedener Rückförderstrukturen kann dabei mit Hilfe einer Simulation zur Fluid-Struktur-Interaktion im Dichtspalt zwischen PTFE-Manschettendichtring, Wellenoberfläche und Schmierstoff untersucht werden. Das Ziel ist es, den Kenntnisstand zur Funktion und Auslegung von Rückförderstrukturen an PTFE-Manschettendichtungen zu erweitern. Schlüsselwörter Dichtungstechnik, PTFE, Wellendichtring, Rückförderstrukturen, EHD-Simulation, FEM-Simulation Lip seals made of PTFE compound show very high thermal and chemical stability. Dynamic sealing aids are often added on the sealing lip in the contact zone with the shaft in order to guarantee the dynamic leaktightness. The dynamic behavior of different sealing aids can be analysed through a simulation of the fluidstructure-interaction of PTFE lip seal, shaft and lubricant in the sealing contact. The goal is to improve the understanding of the function and the design layout of PTFE lip seals with dynamic sealing aids. Keywords Sealing Technology, PTFE, Shaft Seal, Sealing Aids, EHL Analysis, FE Analysis Kurzfassung Abstract * Nino Dakov, M.Sc. Dipl.-Ing. Simon Feldmeth Dr.-Ing. Frank Bauer Universität Stuttgart Institut für Maschinenelemente (IMA) 70569 Stuttgart T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 35 chen. Die erste Variante sind die von R EPELLA vorgestellten bogenförmigen Strukturen [4], siehe Bild 2 a) . Eine Alternative dazu stellen die in Bild 2 b) dargestellten von H OFFMANN eingeführten dreieckförmigen Strukturen [5]. F ERN schlägt eine Variante mit drei unterschiedlich langen geradenförmigen Einschnitten auf der PTFE-Manschette vor der Montage vor [6], siehe Bild 2 c) . Aus der Praxis für die Praxis 36 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Diese Arbeit soll das Verständnis des Funktionsverhaltens von PTFE-Manschettendichtungen mit dynamisch aktiven Rückförderstrukturen für beide Drehrichtungen der Welle verbessern. Hierzu wird ein Multiskalenansatz zur Simulation der Fluid-Struktur-Interaktion im Dichtspalt zwischen PTFE-Manschette, Wellenoberfläche und Schmierstoff verwendet. Es werden drei verschiedene RS-Varianten aus der Literatur untersucht und vergli- Bild 1: a) Radial-Wellendichtring Form A/ AS nach DIN 3761 [2]; b) PTFE-Manschette ohne Dichthilfen (glatt); c) PTFE-Manschette mit aufgeprägter Spiralrille [3] Bild 2: Rückförderstrukturvarianten: a) Variante A; b) Variante B; c) Variante C; Makroskala Montage-Simulation Mikroskala EHD-Simulation elastische Verformung Mikrorauheit hydrodyn. Druck h min hydrodyn. Druck Mesoskala EHD-Simulation Wellendrehrichtung Wellendrehrichtung u ε E p, A F = ∫ p dA u σ Welle Öl Öl PTFE-MD PTFE-MD PTFE-MD Bild 3: Multiskalenansatz zur Simulation von PTFE-Manschettendichtungen mit dynamischen Rückförderstrukturen A A Schnitt A-A B B Schnitt B-B C C Schnitt C-C Kontaktflächenwinkel Stirnseite Federwirklinie Dichtkante Versteifungsring Membran Kontaktflächenwinkel Bodenseite Gehäuse Dichtlippe Fluidseite Luftseite Zugfeder Aufnahmen Nebenabdichtung PTFE Manschette Fluidseite Luftseite Wellenoberfläche Spiralrille Stützring Schutzlippe PTFE Manschette Fluidseite Luftseite T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 36 Simulationsansatz Bild 3 zeigt den für die simulative Untersuchung der PTFE-MD mit dynamischen RS eingesetzten Multiskalenansatz. Auf der Makroskala wird eine Montagesimulation mit der Finite-Elemente-Methode für die Bestimmung der Kontaktpressung und -geometrie im eingebauten Zustand durchgeführt. Auf der Mesoskala findet eine Simulation zur Elastohydrodynamik (EHD) für die Analyse der Vorgänge im Dichtspalt bei verschiedenen Gleitgeschwindigkeiten statt. Der Einfluss der Oberflächenrauheit auf der Mikroskala wird innerhalb der EHD- Simulation deterministisch berücksichtigt. Hierbei wird der zweidimensionale Rauheitsverlauf dem glatten Spaltprofil zwischen RS und Welle additiv überlagert. 2 Theoretische Grundlagen Die Simulationsmethodik für die Analyse der PTFE-MD mit RS wird im Folgenden näher erläutert. Montagesimulation PTFE-Manschetten erhalten ihre endgültige Gestalt durch die plastische Umformung beim manschettenartigen Aufweiten auf die Welle. Hierzu wird eine Hülse mit Montageschräge, auch Montagedorn genannt, verwendet. Die finale Geometrie des Dichtrings und damit die Anlage der RS auf der Welle im eingebauten Zustand ist folglich nicht im Voraus bekannt, sondern ergibt sich erst durch die Montage. Um die Form der PTFE-Manschette im eingebauten Zustand zu untersuchen, werden standardmäßig Montagesimulationen mit Hilfe der Finite- Elemente-Methode (FEM) durchgeführt. Hierbei wird ein Montagedorn quasi-statisch in die Manschette eingeschoben. PTFE-MD mit Rotationssymmetrie können mit Hilfe eines Querschnittmodells simuliert werden. In bisherigen Arbeiten wurde bereits ein 3D-Geometriemodell mit strukturiertem Netz im rotationssymmetrischen Außenbereich der PTFE-Manschette und unstrukturiertem Netz im Bereich der RS eingesetzt, um die Anlage von PTFE-Manschetten mit Rückförderstrukturen auf die Gegenlauffläche zu untersuchen, vgl. [7]. Elastohydrodynamik-Simulation Mit Hilfe der Theorie der Elastohydrodynamik (EHD) wird der Druckaufbau in einem konvergenten fluidgefüllten Spalt zwischen zwei Oberflächen in Relativbewegung unter Berücksichtigung der elastischen Nachgiebigkeit beschrieben. Abhängig von der Grundformgeometrie sind EHD-Kontaktprobleme • konform - Gleitlager, Dichtungen, oder • nicht konform - Zahnräder, Wälzlager [8]. Je nach Größe der wirkenden Kraft wird eine weitere Unterteilung der EHD-Probleme in • isoviskos - Viskosität wird als konstant über den Druck angenommen, und • piezoviskos - Viskosität ist eine Funktion vom Druck, gemacht [8]. Für die meisten dichtungstechnischen Problemstellungen gilt die Annahme eines konformen, isoviskosen EHD-Kontaktes. Bei einer EHD-Simulation sind der hydrodynamische Druck in einem engen Spalt und die elastische Verformung der Oberflächen voneinander abhängig und müssen deswegen simultan unter Berücksichtigung des Kräftegleichgewichts bestimmt werden. Die Grundlage für die Beschreibung des Druckaufbaus in Spaltströmungen liefert die R EYNOLDS -Differentialgleichung (1) Um die Stabilität bei der numerischen Lösung zu verbessern, wird mit Hilfe der Größen (2) die R EYNOLDS -Gl. in eine dimensionslose Form gebracht (3) Gl. (3) wird mit Hilfe des Finite-Differenzen-Verfahrens nach [9] wie folgt (4) mit i = 1…n x und j = 1…n y diskretisiert, Bild 4 . Die Aufstellung von Gl. (4) an einem äquidistanten Gitter nach Bild 4 führt auf das Gleichungssystem (5) mit der Koeffizientenmatrix A und dem Vektor der rechten Seite b . Die Gl. (5) wird im Folgenden mittels des J ACOBI -Verfahrens und unter der Bedingung p l ≥ 0 gelöst. Mit dem nach Gl. (5) ermittelten Druck wird im nächsten Schritt der EHD-Simulation eine Spalthöhenanpassung durchgeführt Aus der Praxis für die Praxis 37 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 x h l3 p l x + y h l3 p l y =12 u m h l x . X P l X +k 2 Y P l Y - H l X =0 i+1/ 2,j P li+1,j i+1/ 2,j + i-1/ 2,j P li,j + i-1/ 2 ,j P li-1,j X 2 + k 2 i,j+1/ 2 P li,j+1 i,j+1/ 2 + i,j-1/ 2 P li,j + i,j-1/ 2 P li,j-1 Y 2 - H li+1/ 2,j - H li-1/ 2,j X =0 A p l =b mit p , P , mit p , P , X=x/ x ref k P l = p l / p l, ref H Y=y/ y ref k H l =h l / h l, ref =H l3 k =x ref y ref H = 12 u m x ref h l, ref 2 p l, ref mit p l = P l1,1 , P l1,2 ,…, P l1,ny , P l2,1 ,P l2,2 ,…, P lnx,ny T . T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 37 Analog dazu ist die Abstandsmatrix Y ˆ aufgebaut. Die Eingangsgrößen für die Abstandsmatrizen sind in Bild 5 verdeutlicht. Die Nachgiebigkeitsmatrix folgt allgemein aus der B OUSSINESQ -Potentialgleichung für die Verschiebung in Abhängigkeit des Druckes in einem elastischen Halbraum [10]. In Gl. (7) wird die diskrete Lösung der B OUSSINESQ -Potentialgleichung nach L OVE [11] verwendet. Neben der R EYNOLDS - Gl. und der Spalthöhenanpassung wird auch die Kraftbilanz berücksichtigt (9) Diese wird für die Anpassung der konstanten Spalthöhe herangezogen (10) Über die euklidische Norm wird die Abweichung des globalen Druckes p s vom hydrodynamischen Druck p l ausgewertet (11) Ist Gl. (11) nicht erfüllt, so wird der globale Druck p s relaxiert (12) Der globale Druck ist zu Beginn der Simulation gleich der Kontaktpressung p c . Aus der Praxis für die Praxis 38 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 h l =h + H 0 C(p s -p ) mit h F- X Y p l nx ny i=1 F , F F= X Y p c nx ny i=1 . H 0 =H 0 + c F- X Y p l nx ny i=1 . p s -p l 2 (n x ·n y ) p. p s = (1- )p s p l . mit h , H mit h l = H l1,1 , H l1,2 ,…, H l1,ny , H l2,1 ,H l2,2 ,…, H lnx,ny T . ΔX ΔY (i, j +1) (i, j -1) x y (i, j -1/ 2) (i, j +1/ 2) ˜ (i, j) (i -1, j) (i -1/ 2, j) (i +1, j) (i +1/ 2, j) ˜ z Bild 4: Finites Kontrollvolumen 2B 2A 1 n y x y z n x 1 i j (X i,j , Y i,j ) ... ... ... ... ˆ ˆ Bild 5: Eingangsgrößen für Nachgiebigkeitsmatrix Eingangsgrößen / Tab. 2/ Ausgangsgrößen Spalthöhe / Gl. (6-8)/ Hydrodynamik / Gl. (1-5)/ Spalthöhen relaxation / Gl. (10)/ Druckrelaxation / Gl. (12)/ Kraftresiduum / Gl. (9)/ Druckresiduum / Gl. (11)/ Bild 6: Ablauf der EHD-Simulation (6) In Gl. (6) kennzeichnet h das Rückförderstrukturprofil aus der Montagesimulation und H 0 den minimalen Spalthöhenabstand zwischen Welle und Dichtring. Die Matrix C stellt die Elastizität oder Nachgiebigkeit der PTFE- Manschette dar. In Gl. (7) kennzeichnet X ˆ die Abstandsmatrix C = 1 E red X+A ln Y+B + Y+B 2 + X+A 2 Y-B + Y-B 2 + X+A 2 + X-A ln Y-B + Y-B 2 + X-A 2 Y+B + Y+B 2 + X-A 2 + Y+B ln X+A + Y+B 2 + X+A 2 X-A + Y+B 2 + X-A 2 + Y-B ln X-A + Y-B 2 + X-A 2 X+A + Y-B 2 + X+A 2 X 2,2 -X 1,1 X nx,ny -X 1,1 X 2,2 -X 1,2 X nx,ny -X 1,2 X 2,2 -X nx,ny 0 (7) (8) X 1,2 -X 1,1 X 1,ny -X 1,1 0 X 1,ny -X 1,2 X 1,2 -X nx,ny X 1,ny -X nx,ny X= 0 X 1,1 -X 1,2 X 1,1 -X nx,ny X 2,1 -X 1,1 X 2,1 -X 1,2 X 2,1 -X nx,ny T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 38 Der Ablauf der EHD-Simulation ist in Bild 6 veranschaulicht. Die Ausgangsgrößen sind der hydrodynamische Druck p l und die hydrodynamische Spalthöhe h l . 3 Modellbildung Die Geometriemodelle der PTFE-Manschette mit RS für die Montagesimulation werden mit Altair HyperMesh v14.0 vernetzt. Die Definition von Randbedingungen erfolgt in MSC Mentat 2014.2.0. Als Gleichungslöser wird MSC Marc 2014.2.0 eingesetzt. Das Materialmodell für den Dichtring ist ein elastisch-plastisches Modell mit kombinierter Verfestigung und einem kinematischen Anteil von 0,5. Die Welle wird als starrer Körper modelliert. Die geometrischen Parameter für die Montagesimulation sind in Tabelle 1 zusammengefasst. Die sich aus der Montagesimulation ergebenden Pressung und Spalthöhe werden als Eingangsgrößen für die EHD- Simulation verwendet. Die restlichen Eingabeparameter sind in Tabelle 2 zusammengefasst. mit der Amplitude δ max = 0,5 µm. Um denselben Einfluss bei unterschiedlicher Axial- und Umfangslänge des Berechnungsgebietes zu erhalten, gilt für das Rauheitsprofil bei allen drei RS-Varianten x ref = 30 mm und y ref = 5 mm. Der Vektor des Rauheitsprofils δ wird dem Spaltprofil h aus der FE-Simulation additiv überlagert. 4 Versuchsaufbau Mit den vorgestellten Dichtringprototypen werden zusätzlich Prüfstandsversuche zur Förderwertbestimmung durchgeführt. Der Förderwert gibt die Fluidmenge pro Zeiteinheit an, welche von einem Dichtsystem bei Rotation der Welle von der Luft zur Ölseite gefördert wird. In der aktuellen Untersuchung wird der Förderwert mit Hilfe der Zweikammermethode nach B RITZ ermittelt [12], siehe Bild 7 . Der Dichtring wird in einer Primärkammer montiert, so dass die Förderrichtung der Sekundärin die Primärkammer ist. Die Sekundärkammer wird auf die Primärkammer angebracht. Beide Kammern werden mit Öl befüllt. Über ein Steigrohr mit Skala an der äußeren Kammer kann im Betrieb der Ölstand gemessen werden. Eine Senkung des Ölstandes entspricht einer Förderung des Öls von der Sekundärin die Primärkammer. Ein steigender Ölstand wird als Leckage eingestuft. Um den Einfluss der Wellenoberfläche auf die Förderwirkung auszuschließen, werden polierte Wellen aus dem Wälzlagerstahl 100Cr6 verwendet. Als Schmierstoff wird das Referenzöl FVA 3 verwendet. Die Ölsumpftemperatur beträgt ϑ = 40 °C. Für die Durchführung der Versuche werden jeweils zwei PTFE-Manschetten pro RS-Variante gefertigt. Die Strukturen werden mittels einer CO 2 -Lasergravurmaschine der Fa. Trotec Typ „Speedy 100 flexx TM “ auf glatte PTFE-Manschetten abtragend eingebracht. Im Vergleich Aus der Praxis für die Praxis 39 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Steigrohr zur Förderwertmessung Ölstand Wellendrehrichtung Sekundärkammer Entlüftungskamin Wellenhülse Primärkammer Wellenaufnahme Förderrichtung Bild 7: Prinzipskizze der Zweikammermethode zur Förderwertmessung an Wellendichtungen (nicht maßstäblich) Tabelle 1: Geometrie der PTFE-MD Wellendurchmesser 80 mm Montageschräge des Dorns 12° Außendurchmesser PTFE-MD 98 mm Innendurchm. PTFE-MD 70 mm (vor Montage) Dicke der PTFE-MD 0,8 mm Tiefe der Rückförderstrukturen 0,3 mm Tabelle 2: Eingabeparameter für EHD-Simulation η 31·10 -3 Pa·s E red 250·10 6 Pa u 12,57 m/ s x ref A: 19,6 mm; B: 29,3 mm; C: 29,3 mm y ref A: 3,4 mm; B: 3,2 mm; C: 3,5 mm n x 120 n y 120 Der Mikrorauheitseinfluss der PTFE-Oberfläche wird mittels eines mathematisch generierten Profils berücksichtigt (13) i,j = max l ref cos (n x -1)·l ref 2·x ref 2 X i,j cos (n y -1)·l ref 2·y ref 2 Y i,j i , j i = 1…n x , j = 1…n y T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 39 Druckmaximums in Strömungsrichtung bei allen drei RS-Varianten. Entscheidend für die Fluidumlenkung und somit für die Rückförderwirkung ist die Druckverteilung in axialer Richtung an den schräg gerichteten RS. So ist aus Bild 11 bei der Variante A ein Druckgefälle zur Ölseite hin an der Stelle {x; y} = {10; 1} mm ersichtlich. Ein ähnliches axial zur Ölseite gerichtetes hydrodynamisches Druckgefälle, jedoch noch stärker ausgeprägt, ist bei der Variante B mit dreieckförmigen RS an der Stelle {x; y} = {5; 1} mm zu finden, Bild 11 . Bei der RS-Variante C mit eingeschnittenen Geraden bildet sich ein Druckgradient von der Luftzur Ölseite aus {x; y} = {-9…-3; 1…2} mm . Den überwiegenden Einfluss auf die Förderfähigkeit hat jedoch das axiale Gefälle bei {x; y} = {6…11,5; 1…2} mm, welches von der Ölzur Luftseite gerichtet ist, vgl. Bild 11 . Aus der Praxis für die Praxis 40 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 zum Prägen stellt das Lasergravieren eine Möglichkeit zur schnellen Prototypenfertigung. Der verwendete Dichtungswerkstoff ist ein PTFE-Compound mit Aluminiumsilikat- Mikrokugeln der Fa. Garlock mit der Produktbezeichnung „Gylon TM Style 3504“. Die somit gefertigten PTFE-Manschetten mit RS werden auf eine Glashohlwelle montiert und mittels eines Topographiemessgeräts im Anlagenbereich vermessen. 5 Ergebnisdiskussion Im Folgenden werden die Simulationsergebnisse für die drei untersuchten Strukturvarianten vorgestellt. Montagesimulation Bild 8 bis Bild 10 zeigen das Strukturprofil zwischen Dichtring und Welle aus der Montagesimulation als ebene Abwicklung in Umfangsrichtung sowie das an realen PTFE- Manschetten topographisch gemessenen Spalthöhenverlauf im eingebauten Zustand. Es besteht eine gute Übereinstimmung der real gemessenen Oberflächentopographie zu dem Strukturprofil aus der 3D-Montagesimulation. Insbesondere bei den Varianten B und C ist sowohl bei der Montagesimulation als auch im Versuch eine Auswölbung nach der Montage von ursprünglich geradlinigen RS- Bereichen zu sehen. Die Verformung ist auf die höhere Umfangsdehnung am Innenradius im Vergleich zum Außenradius beim Einbau der PTFE-MD zurückzuführen und kann bei der Optimierung der RS-Geometrie durch geeignete Gestaltung kompensiert werden. Elastohydrodynamik-Simulation Bild 11 stellt die Spalthöhe und Pressung aus der Montagesimulation im statischen Zustand sowie den hydrodynamischen Druck aus der EHD-Simulation für den Betriebspunkt in Tabelle 2 dar. Ein Vergleich zwischen der Pressung im statischen Zustand und der dynamischen Druckverteilung zeigt eine Verlagerung des Bild 8: Spalthöhe aus Montagesimulation (links) und aus Versuch (rechts) für Variante A Bild 9: Spalthöhe aus Montagesimulation (links) und aus Versuch (rechts) für Variante B Bild 10: Spalthöhe aus Montagesimulation (links) und aus Versuch (rechts) für Variante C T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 40 Aus der Praxis für die Praxis 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Variante A Variante A, Detail Variante B Variante B, Detail Variante C Variante C, Detail Bild 11: Variante A, B und C, v. l. n. r: Spalthöhe, statischer Druck, hydrodynamischer Druck T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 41 Die Volumenströme aus Gl. (14) folgen aus der R EYNOLDS- Gl. (4) durch Multiplikation mit dem Faktor φ∆Y ˜ ∆X ˜ mit (17) Es folgt (18) (19) (20) (21) Die Förderwerte werden aus der R EYNOLDS -Gl. anhand der in der EHD-Simulation ermittelten hydrodynamischen Spalthöhe und ohne Berücksichtigung von Kavitationseffekten bestimmt, um die Massenerhaltung nach Gl. (16) zu erfüllen. Bild 14 zeigt die jeweils in der Simulation und im Versuch ermittelten Förderwerte. Bei den Versuchsergebnissen handelt es sich jeweils um den Medianwert aus vier Wiederholmessungen. Innerhalb der Wiederholmessungen traten große Schwankungen auf, welche auf die Prototypenfertigung zurückzuführen sind. Sowohl in der Simulation als auch im Experiment zeigt die Variante B mit dreieckförmigen RS ein besseres Fördervermögen als die Variante A mit bogenförmigen Strukturen. Des Weiteren wird die simulativ ermittelte Leckage bei der Variante C durch den Versuch bestätigt. Bei den Varianten A und B wird in der Simulation ein tendenziell zu geringer Förderwert im Vergleich zum Versuch bestimmt. Dies hängt zum Teil damit zusammen, dass bei der simulativen Förderwertberechnung keine Kavitationsrandbedingung berücksichtigt wurde. Ebenso einen Einfluss auf den experimentell gemessenen Förderwert hat die Trägheitskraft, welche in der R EYNOLDS -Gl. nicht berücksichtigt wird. Ein Vergleich der Varianten A und B zeigt: Je höher das Volumen der RS ist, desto höher der Fehler bei der simulativen Bestimmung des Förderwertes anhand der R EYNOLDS -Gl. Um die Genauigkeit der Simulationsergebnisse zu verbessern, ist die Berücksichtigung der Trägheitskraft in der EHD-Simulation mittels der vollständigen N AVIER - S TOKES -Gl. an der Stelle der R EYNOLDS -Gl. nach dem EHD-Schema aus Bild 6 notwendig. Die durchgeführten Untersuchungen zeigen einen deutlichen Vorteil der Variante B bei der dynamischen Dichtheit gegenüber den Varianten A und C. Das von der Welle mitgeschleppte Öl wird bei der Variante B axial stets von der Luftzur Ölseite umgelenkt. Bei den restlichen Aus der Praxis für die Praxis 42 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Im Folgenden wird der Förderwert der einzelnen RS- Varianten bestimmt. Dieser kennzeichnet den Volumenstrom in axialer Richtung von der Luftzur Ölseite hin. Bild 12 stellt die Volumenflüsse an einem finiten Kontrollvolumen dar. x y V i, j -1/ 2 V i, j +1/ 2 ٜ V i +1/ 2, j V i -1/ 2, j ٜ ٜ ٜ z Bild 12: Flüsse an einem Kontrollvolumen V n +1/ 2, j 1 n y x y n x 1 i j V n , j +1/ 2 V 1, j +1/ 2 V i, j +1/ 2 ... ... ... ... x x x ٜ ٜ V -1/ 2, j ٜ ٜ ٜ V n , j -1/ 2 V 1, j -1/ 2 V i, j -1/ 2 ٜ ٜ ٜ z Bild 13: Flüsse an der Grenze eines geschossenen Berechnungsgebiets Die Bilanz der Flüsse ergibt sich bereits aus der R EY- NOLDS -Gl. mit (14) Die Flüsse an der Kontrollgrenze eines geschlossenen Kontrollvolumengebiets an der Stelle y entlang des Berechnungsgebiets in Umfangsrichtung sind in Bild 13 zu sehen. Aus der Forderung durch die zyklische Randbedingung (15) folgt die Gleichheit der Volumenstromsummen (16) V i+1/ 2,j -V i-1/ 2,j +V i,j+1/ 2 -V i,j-1/ 2 = 0. V -1/ 2,j =V n x +1/ 2,j , j = 1…n y V i,j+1/ 2 n x i=1 = V i,j-1/ 2 n x i=1 , j =1…n y . = h ref y ref u m . V i+1/ 2,j = - Y X i+1/ 2,j P li+1,j - P li,j +H li+1/ 2,j Y V i-1/ 2,j = - Y X i-1/ 2,j P li,j - P li-1,j +H li-1/ 2,j Y V i,j-1/ 2 = - X Y i,j-1/ 2 P li,j - P li,j-1 V i,j+1/ 2 = - X Y i,j+1/ 2 P li,j+1 - P li,j T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 42 Varianten findet in Umfangsrichtung entlang der RS stellenweise eine Umlenkung des Öls sowohl nach innen in Richtung des abzudichtenden Ölraums als auch nach außen zur Luftseite hin statt. Um eine möglichst kontinuierliche Förderwirkung zu erreichen, empfiehlt es sich deswegen, die RS nach dem Beispiel der Variante B gezielt ausschließlich von der Luftzur Ölseite umlenkend zu gestalten. 6 Zusammenfassung In der vorliegenden Arbeit wurde ein Multiskalenansatz zur Simulation von PTFE-Manschettendichtungen mit Rückförderstrukturen entwickelt und vorgestellt. Hierzu wurden drei verschiedene Rückförderstrukturvarianten für beidseitig drehende Wellen untersucht und miteinander verglichen. Anhand der Simulationsergebnisse wurde die axiale Umlenkwirkung sowie das damit einhergehende Rückfördern von Fluid analysiert. Um die Simulationsergebnisse zu validieren, wurden Prüfstandsversuche zur Charakterisierung des Rückför- Aus der Praxis für die Praxis 43 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Variante A Variante B Variante C Simulation Experiment -2 0 2 4 6 8 10 12 14 16 Förderwert [g/ min] 0,69 g/ min 1,44 g/ min 12,51 g/ min -0,04 g/ min 2,78 g/ min -0,33 g/ min Nomenklatur A - Koeffizientenmatrix für R EYNOLDS -Gl., Dimension [n x ·n y , n x ·n y ] A,B - Dimensionsloser halber Gitterabstand in x- und y-Richtung b - Vektor der rechten Seite für R EYNOLDS -Gl., Dimension [n x · n y , 1] c - Proportionalitätsfaktor für Spalthöhenanpassung C - Nachgiebigkeitsmatrix, Dimension [n x ·n y , n x ·n y ] E Pa Elastizitätsmodul E red - Reduziertes Elastizitätsmodul E red -1 = (1-v 2 )p ref / πE F - Gesamtradialkraft für das Berechnungsgebiet h m Spalthöhe H - Dimensionslose Spalthöhe H 0 - Minimale Spalthöhe h - Vektor der Spalthöhe aus der Montagesimulation, Dimension [n x · n y , 1] h l - Vektor der hydrodynamischen Spalthöhe, Dimension [n x · n y , 1] i,j - Stützstellen für Finite-Differenzen- Diskretisierung k - Verhältnis der Seitenlängen des Berechnungsgebiets l ref m Referenzlänge n x , n y - Anzahl an Gitterpunkten in x- und y-Richtung p Pa Druck p ref Pa Referenzdruck P - Dimensionsloser Druck p c - Vektor der statischen Pressungsverteilung aus der Montagesimulation, Dimension [n x · n y , 1] p l - Vektor des hydrodynamischen Druckes, Dimension [n x · n y , 1] p s - Vektor des globalen Druckes, Dimension [n x · n y , 1] u m m/ s Mittlere Gleitgeschwindigkeit beider Oberflächen, u m = (u 1 +u 2 ) / 2 X ˜ , Y ˜ - Dimensionslose kartesische Koordinaten für R EYNOLDS -Gl. Xˆ, Yˆ - Dimensionslose kartesische Koordinaten Xˆ = x / l ref , Yˆ = y / l ref X ˆ, Y ˆ - Abstandsmatrizen für Berechnung der Nachgiebigkeitsmatrix, Dimension [n x ·n y , n x ·n y ] x,y,z m Kartesische Koordinaten x ref , y ref m Länge des Berechnungsgebiets in x- und y-Richtung α - Relaxationsparameter für Druckrelaxation δ - Rauheitshöhe ε F - Konvergenzkriterium für Spalthöhenanpassung ε p - Konvergenzkriterium für Druckrelaxation η Pa·s Dynamische Viskosität λ - Dimensionsloser Parameter für R EYNOLDS -Gl. ν - Querkontraktionszahl ξ - Dimensionsloser Parameter für R EYNOLDS -Gl. ϑ °C Temperatur Bild 14: Vergleich der Förderwerte aus Simulation und Experiment T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 43 [3] Bauer, F.: „PTFE-Manschettendichtungen mit Spiralrille - Analyse, Funktionsweise und Erweiterung der Einsatzgrenzen“, Dissertation, Universität Stuttgart, 2008. [4] Repella, J. A.: Bi-directional hydrodynamic seal. Patent. EP0128645 A2, 1984. [5] Hoffmann, Ch.: Untersuchungen an PTFE-Wellendichtungen. Universität Stuttgart, Dissertation, 1995. [6] Fern, A. G.: Lippendichtung. Patent. DE3514163A1, 1986. [7] Dakov, N; Bauer, F.; Haas, W.: Submodellansatz zur effizienten Analyse des Anlageverhaltens von Manschettendichtungen aus PTFE-Compound mit Rückförderstrukturen. NAFEMS Online-Magazin 1/ 2017. [8] Gohar, R.: Elastohydrodynamics; Imperial College Press London, 2001. [9] Venner, C. H; Lubrecht, A. A.: Multilevel Methods in Lubrication, Elsevier Sciences B. V., 2000. [10] Boussinesq, J.: Application des potentiels a l’étude de l’équilibre et du movement des solides élastiques, Gauthier-Villars, Paris, 1885. [11] Love, A. E. H.: The Stress Produced in a Semi-Infinite Solid by Pressure on Part of the Boundary, Philos. Trans. of the Royal Society of London A: Math., Phys. and Eng. Sc. 228 (659-669), 1929, S. 377-420. [12] Britz, S.: Ein Beitrag zur Erfassung der Funktionsprinzipien dynamischer Wellendichtungen unter besonderer Berücksichtigung des Radialwellendichtrings. Dissertation, Universität Kaiserslautern, 1988. Aus der Praxis für die Praxis 44 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 dervermögens durchgeführt. Ein Vergleich der Förderwerte zeigt eine qualitative Übereinstimmung zwischen Simulation und Experiment. Die quantitative Abweichung der Simulationsim Vergleich zu den Versuchswerten kann auf die Vernachlässigung von Kavitationseffekten sowie von dem Trägheitskrafteinfluss bei der simulativen Berechnung des Förderwertes zurückgeführt werden. Um eine bessere quantitative Übereinstimmung mit den Versuchsergebnissen zu erreichen, soll die Fluidströmung in weiterführenden Arbeiten unter Berücksichtigung der Trägheitskraft anhand der vollständigen N AVIER -S TOKES- Gl. simuliert werden. Als allgemeine Gestaltungsempfehlung bei Rückförderstrukturen für beidseitig drehende Wellen konnte gezeigt werden, dass für eine bessere dynamische Förderwirkung die Rückförderstruktur ausschließlich von der Luftzur Ölseite umlenkend gestaltet werden soll. Danksagung Diese Arbeit wurde von der Deutschen Forschungsgemeinschaft (DFG) im Rahmen des Forschungsprojekts HA 2251/ 28-1 „Untersuchung der Funktionsmechanismen von Manschettendichtungen aus PTFE-Compounds“ gefördert. 8 Literatur [1] DIN 3760: Radial-Wellendichtringe. 1996. [2] DIN 3761: Radial-Wellendichtringe für Kraftfahrzeuge. 1984. 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_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 44 Aus der Praxis für die Praxis 45 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Reibung und Verschleiß von PTFE gegen unterschiedliche tribologische Beschichtungen O. Waßmann, K. Weigel, L. Geitel, N. T. Elzenheimer, D. Rätz, J. Brand, S. Imad-Uddin Ahmed* In technischen Anwendungen ist das teilkristalline Polymer Polytetrafluorethylen (PTFE), wegen seines niedrigen Reibungskoeffizienten gegen viele Materialien sehr geschätzt. Die häufigsten tribologischen Untersuchungen mit PTFE wurden gegen Stahl, Glas und Silizium in Luft durchgeführt. In der Literatur hat sich mit der Zeit folgender Verlauf herauskristallisiert: Durch das Gleiten verschleißt PTFE anfangs sehr schnell und bildet dabei eine „Transferschicht“ auf dem Gegenmaterial. Der weitere Reibungsverlauf hängt dann von der Wechselwirkung des PTFE gegenüber der Transferschicht ab. Der Einfluss von verschiedenen Oberflächen auf die tribologischen Eigenschaften von PTFE wurde bisher nur wenig erforscht. In dieser Studie wurden Reibung und Verschleiß von PTFE-Kugeln gegen unterschiedliche tribologische Beschichtungen auf 100Cr6 Stahl, mit einem Kugel-Scheibe-Tribometer untersucht. Bei den Beschichtungen handelt es sich um mehrere Modifikationen von Diamantartigen Kohlenstoffschichten (DLC) sowie Hartstoffschichten (Titannitrid (TiN) und Chromnitrid (CrN)). Es wurden Reibungskoeffizienten zwischen 0,08 bis 0,15 gemessen. Bemerkenswert ist die Tatsache, dass unter gleichen tribologischen Bedingungen Chromnitrid (CrN) gegen PTFE den gleichen Reibungskoeffizienten aufweist wie selbstgepaartes PTFE (0,08). Die entstandene PTFE-Transferschicht weist jedoch sehr unterschiedliche Eigenschaften auf. Auf den DLC-Proben ist die Schicht fast nicht erkennbar. In anderen Fällen, wie z. B. bei CrN, ist diese Schicht dagegen deutlich ausgeprägt. Das Verschleißvolumen der PTFE-Kugeln ist in beiden Fällen vergleichbar, aber geringer als gegen poliertem 100Cr6. Diese Ergebnisse deuten darauf hin, dass die Haftung zwischen dem PTFE- Transferfilm und verschiedenen Oberflächen sehr unterschiedlich ist. Schlüsselwörter Polytetrafluorethylen (PTFE), Diamantartige Kohlenstoffschichten (DLC), Titannitrid (TiN), Chromnitrid (CrN), Kugel-Scheibe-Tribometer, tribologische Beschichtungen In technical applications, the semicrystalline polymer polytetrafluoroethylene (PTFE) is highly valued because of its low coefficient of friction when sliding against many materials. The most frequent tribological investigations performed with PTFE were carried out on steel, glass and silicon under atmospheric conditions. In literature, the following experimental observations are generally observed: Through initial sliding PTFE initially wears very rapidly and thereby forms a “transfer layer” on the counterpart material. With continued sliding, the friction characteristics depend on the interaction of PTFE with the formed transfer layer. The influence of different surfaces sliding against PTFE on the tribological properties has not been investigated thoroughly. In this study, friction and wear of PTFE spheres sliding against different tribological coatings on 100Cr6 steel were investigated using a ball-on-disk tribometer. The coatings consisted of several modifications based on diamondlike carbon (DLC) as well as the hard coatings titanium nitride (TiN) and chromium nitride (CrN). Friction coefficients were measured that ranged between 0.08 and 0.15. It is noteworthy that under the same tribological conditions, PTFE sliding against chromium nitride shows the same coefficient of friction as self-mated PTFE. The characteristics of the PTFE transfer film formed in each case are quite different. On the DLC samples the transfer layer is barely discernable. In other cases, such as, for example CrN, this layer is distinct and clearly visible. The wear volume of the PTFE spheres is comparable in both cases, but less than against polished 100Cr6. These results indicate that adhesion between the PTFE transfer film and the various coatings is not the same. Keywords polytetrafluoroethylene (PTFE), diamond like carbon (DLC), titanium nitride (TiN), chrome nitride (CrN), ball-on-disk tribometer, tribological coatings Kurzfassung Abstract * siehe Seite 46 T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 45 welche aufgrund zunehmender Rissbildung vorliegt [16,17]. Es wird angenommen, dass bei einer tribologischen Untersuchung von PTFE gegen einen anderen Werkstoff, nach einer anfänglichen Einlaufphase, die Reibung überwiegend zwischen dem PTFE-Grundkörper und der auf dem Gegenkörper gebildeten PTFE- Transferschicht stattfindet [18]. Infolgedessen findet eine Ausrichtung der Polymerketten in Richtung der Gleitbewegung statt, welche als Resultat eine geringe Reibung bewirkt [1,17]. Am häufigsten wurden tribologische Untersuchungen von PTFE gegen Stahl oder Glas durchgeführt [1]. Andere tribologische Studien mit Stahl, Aluminium oder Kupfer, unter oszillierender Bewegung, kommen zu dem Ergebnis, dass die chemische Zusammensetzung der Oberfläche keinen Einfluss auf die Reibung, den Verschleiß oder die Transferschicht hat [19,20]. Allerdings widerspricht dies den Aussagen von anderen Arbeiten in der Literatur, z. B. [21]. Im Großteil der Untersuchungen wird die Bedeutsamkeit der Transferschicht in den Fokus gerückt, was für Polymere generell der Fall ist [22]. Für die Anwendung von PTFE als Festschmierstoff muss daher eine ausreichend dicke und stabile PTFE-Transferschicht vorhanden sein. Ideal wäre die Entstehung einer an der Oberfläche des Gegenkörpers gut haftenden PTFE-Transferschicht zum Anfang des Tribokontakts. Hiermit liegt die Motivation dieser Studie vor. Unterschiedliche Materialien wurden in Form von Beschichtungen auf poliertem 100Cr6-Stahl aufgebracht. Standard-Hartstoffschichten wie diamantartiger Kohlenstoff (DLC), Chromnitrid (CrN) und Titannitrid (TiN) wurden gewählt. Danach wurde das Reibungs- und Verschleißverhalten dieser Beschichtungen gegen PTFE mittels Kugel-Scheibe-Tribometer ermittelt. Die Ergebnisse zeigen, dass die gegenlaufende Oberfläche einen signifikanten Einfluss auf das Reibungsverhalten von PTFE aufweist. Experimentelle Details Probenpaarungen und Probenpräparation Grundkörper: Als Standard wurden 100Cr6-Proben (DIN 1.3505) gewählt, welche einen Durchmesser von 35 mm und eine Probenstärke von 5 mm aufwiesen. Alle untersuchten Beschichtungen (IST-Braunschweig) wurden auf diesen Scheiben durch reaktives DC-Magnetronsputtern, reaktives RF-Magnetronsputtern oder Plasma unterstützte chemische Abscheidung aus der Gasphase (PACVD) aufgebracht. Die Tabelle 1 enthält die verschiedenen Oberflächen, sowie ggf. die Prozessart und die ermittelten Rauheitswerte (R a - und R z -Wert). Die Werte wurden mit einem Tastschnittgerät (Form Talysurf Series 2 120i von der Firma Taylor Hobson) gemessen. Hierbei wurde ersichtlich, dass die nicht beschichtete polierte 100Cr6-Scheibe die geringste Rau- Aus der Praxis für die Praxis 46 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Einleitung Das teilkristalline Polymer Polytetrafluorethylen (PTFE) besitzt eine Vielzahl von interessanten und vorteilhaften Eigenschaften. Diese belaufen sich u.a. auf: chemische Beständigkeit, elektrisch isolierendes Verhalten, gute Temperaturverträglichkeit und geringe Reibung [1-3]. Aufgrund dieser Eigenschaften wird es, trotz seiner niedrigen Festigkeit und Härte [4], in diversen Anwendungen eingesetzt. Als Festkörper findet PTFE seine Anwendung in der Tribologie häufig als Festschmierstoff. Überwiegend wird es in Form einer Schicht auf ein Basismaterial aufgetragen, oder als Partikel/ Flakes in flüssige Schmiermittel oder Gleitlacke gemischt [5]. Insbesondere findet das Material seine Anwendung in Bauteilen wie Dichtungen [6] und Lagern [3]. PTFE weist gegenüber vielen Materialien eine geringe Reibung auf. Aber aufgrund seiner geringen Härte und Festigkeit ist dieser Werkstoff nur eingeschränkt für hohe Lasten geeignet. Zudem kann der Verschleiß unerwünscht hoch sein [7]. Daher kann das Material in vielen Anwendungen nur bedingt eingesetzt werden. Um diesen Nachteilen entgegenzuwirken, werden seit vielen Jahren PTFE-Komposite erforscht [8]. Hierbei werden verschiedene Anteile von unterschiedlichen Materialien wie Glasfaser [9], Kohlenstoff [9], diverse Metalle, Legierungen [10-11], Oxide [12] und Polymere [13] in PTFE gemischt und in dieser Form zum Einsatz gebracht. Dies kann je nach beigemengten Zusatzstoff zu unvorteilhaften [14] oder zu vorteilhaften [15] tribologischen Eigenschaften führen. Oft wird der Fokus auf die Verbesserung der Verschleißeigenschaften gerichtet, auch wenn diese Werkstoffoptimierung einen höheren Reibwert als für reines PTFE zur Folge hat [15]. Die Transferschicht spielt eine große Rolle beim tribologischen Verhalten von PTFE. Deren Bildung ist durch eine gute Adhäsion zwischen einer Oberfläche und dem Material PTFE zu begründen [16]. In dieser Studie wurde die niedrige Reibung bei geringen Geschwindigkeiten auf die geringen Scherkräfte zwischen PTFE-Lamellen zurückgeführt. Bei höheren Geschwindigkeiten dagegen konnte festgestellt werden, dass die Reibung und der Verschleiß zunehmen [16]. Begründet werden diese Effekte durch eine schlechte Adhäsion der Transferschicht, * M. Eng. Oliver Waßmann, B. Eng. Dennis Rätz, Prof. Dr. Syed Imad-Uddin Ahmed Institut für Konstruktion und angewandten Maschinenbau - IKAM, Fakultät Maschinenbau Ostfalia Hochschule für angewandte Wissenschaften - Hochschule Braunschweig/ Wolfenbüttel, 38302 Wolfenbüttel Dipl.-Ing. Kai Weigel, Dipl.-Ing. Lukas Geitel, M.Sc. Niels T. Elzenheimer, Dr. Jochen Brand Zentrum für Tribologische Schichten Fraunhofer-Institut für Schicht und Oberflächentechnik IST 38108 Braunschweig T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 46 heit aufweist ( Tabelle 1 ). Durch die verschiedenen Beschichtungen werden alle Proben etwas rauer. Die Schichten hatten alle eine Dicke zwischen 1 und 6 µm. Um eine möglichst gute Haftung der Hartstoffschichten ( Tabelle 1 ) auf den 100Cr6-Proben zu ermöglichen, wurde auf der Mehrheit der Proben eine Ti- oder Cr- Haftschicht aufgetragen. Der einzige Unterschied der beiden CrN-Beschichtungen (CrN(1) und CrN(2)) liegt darin, dass diese aus unterschiedlichen Beschichtungschargen stammen. Geringfügige Änderungen der Schichtmorphologie sind, bedingt durch vorherige Beschichtungsprozesse in der Anlage, nicht auszuschließen. Gegenkörper: Als Standard für den Gegenkörper wurde eine Kugel mit einem Durchmesser von 6 mm gewählt. Diese kommerziell gefertigten PTFE-Kugeln (PTFE- Spezialvertrieb GmbH), wurden isostatisch gepresst oder gedreht [23]. Vor jedem Experiment wurden die Proben (Scheiben und Kugeln) in einem Ultraschallbad für jeweils 10 min. in Aceton, Isopropanol und Methanol (bzw. Ethanol) gereinigt. Eine Trocknung erfolgte unter einem Luftstrom. Tribometer Die tribologischen Experimente wurden mit zwei unterschiedlichen Kugel-Scheibe-Tribometern ( Bild 1a der Firma Tetra GmbH und 1b - Firma Tribotechnic), unter rotatorischen Bewegungen in eine Richtung, durchgeführt. Die relative Luftfeuchtigkeit wurde entweder kontrolliert (Fraunhofer IST) oder durch eine Standard-Salzlösung [24] auf einen RH-Wert gleich 50%, mit einer Aus der Praxis für die Praxis 47 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Tabelle 1: Beschichtungen auf 100Cr6 Stahl und 100Cr6 unbeschichtet Oberfläche Deckschicht Prozessart Rauheit (Charge) R a (µm) R z (µm) 100Cr6 Poliert - - 0,0076±0,0007 0,0466±0,0066 CrN+C-DLC a-C: H: C (H47-15) reaktives DC-Magnetronsputtern 0,0128±0,0012 0,0833±0,0050 CrDLC a-C: H: Cr (IST1 24-15) reaktives DC-Magnetronsputtern 0,0091±0,0008 0,0571±0,0059 CrN(1) CrN (H75-15) reaktives DC-Magnetronsputtern 0,0117±0,0026 0,0697±0,0151 CrN(2) CrN (H26-15) reaktives DC-Magnetronsputtern - - DLC a-C: H (BAS1 79-15) PACVD 0,0117±0,0017 0,0730±0,0056 Ti-DLC a-C: H: Ti (T3115) reaktives DC-Magnetronsputtern 0,0109±0,0015 0,0654±0,0073 TiN TiN (BAS2 51-75) reaktives RF-Magnetronsputtern 0,0101±0,0025 0,0582±0,0098 Bild 1a: Kugel-Scheibe-Tribometer (HS Ostfalia) Bild 1b: Kugel-Scheibe-Tribometer (IST Fraunhofer) T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 47 ( Bild 2a ). Nach ca. 25 m Gleitweg hat der Reibungskoeffizient einen bestimmten Wert erreicht und pendelt bis zum Versuchsende um diesen. Der Reibungsverlauf von PTFE gegen DLC ( Bild 2b ) nimmt einen ähnlichen Verlauf in der Anfangsphase. Auch hier steigt der Reibwert mit zunehmenden Gleitweg. Nach einer Strecke von ca. 20 m erreicht dieser einen stabilen Wert, der gegenüber der polierten 100Cr6-Probe jedoch niedriger verläuft. Die Reibungsverläufe von allen anderen Beschichtungen, mit der Ausnahme von CrN, zeigen den gleichen charakteristischen Reibungsverlauf mit ebenfalls unterschiedlich hohen Reibwerten. Hinsichtlich der Reibpartner, bestehend aus PTFE und der CrN(2)-Beschichtung, konnte eine markante Veränderung im Verlauf festgestellt werden ( Bild 2c ). Wie üblich ist hier am Anfang eine stark erhöhte Reibung zu sehen, was auf ein starkes Einlaufverhalten deutet. Nach einem geringen Reibweg von ca. 10 m reduziert sich diese stark. Diese Abnahme erfolgt fortwährend bis zu einem Minimum von ca. 0,07 bei einem Gleitweg von ca. 245 m. Es folgt eine langsame Stabilisierung des Reibungskoeffizienten bis auf einen Wert von ca. 0,08. Ein annähernd gleicher Reibwertverlauf zeigte sich bei der Probenvariante CrN(1). Nur erreicht dieser Reibwertverlauf sein Minimum erst nach einem längeren Gleitweg. Die gemessenen Reibungskoeffizienten von PTFE gegen die unterschiedlichen Oberflächen wurden für zwei Gleitwegbereiche gemittelt. Einmal zwischen 250 m und 310 m und wieder zwischen 560 m und 630 m. Die Ergebnisse sind in Bild 3 als Balkendiagramme dargestellt. Die Streuung der Reibwerte (nicht gezeigt) sind, mit Ausnahme der Ti-DLC- und TiN-Proben, für alle Proben klein ausgefallen. Der niedrigste Reibungskoeffizient liegt für die Tribopaarung PTFE gegen CrN vor. Diese wird in den gleichen Bereich wie selbstgepaartes PTFE eingeordnet [26]. Alle anderen Tribopaarungen haben höhere Reibungskoeffizienten, welche ihren Verlauf über 0,1 nehmen. Die Ti-DLC und TiN-Schichten haben Reibwerte, die vergleichbar zu den polierten 100Cr6-Proben (unbeschichtet) sind. Ein Grund für die gemessenen Ergebnisse kann in den unterschiedlichen Ausprägungen der Transferschicht auf den Scheibenproben gefunden werden. Bild 4 zeigt repräsentative Ausprägungen für drei Oberflächen. Eine vorliegende Transferschicht ist bei der DLC-Probe kaum erkennbar. Lediglich die PTFE-Partikel geben Aufschluss über die Lage der Transferschicht. Solche Beobachtungen sind ebenfalls in der Literatur vermerkt [27]. Bei der 100Cr6-Scheibe ist eine deutliche Transferschicht zu erkennen. Allerdings weist die Gleitspur der Probe eine inhomogene Verteilung auf. Hingegen findet eine gleichmäßigere Verteilung der Transferschicht über die gesamte Spurbreite bei den CrN-Proben statt. Eine Aus der Praxis für die Praxis 48 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Genauigkeit von ± 2 % (TFA Dostmann), eingestellt (HS Ostfalia). Nach einer Reihe von Vormessungen (nicht aufgeführt) wurde die Normalkraft für alle Versuche auf 5 N festgelegt. Bei einer Kombination bestehend aus einer PTFE-Kugel (Ø 6 mm) und einem 100Cr6-Stahl, liegt ein maximaler hertzscher Kontaktdruck [25] von 31,2 MPa vor. Allerdings gilt es zu beachten, dass dieser maximale Kontaktdruck nur zu Beginn der Messung vorliegt. Er nimmt im Verlauf der Untersuchung aufgrund des Kugelverschleißes, und der hieraus resultierenden Vergrößerung der Kontaktfläche, ab. Um eine Reproduzierbarkeit zu gewährleisten, wurden alle Reibungsexperimente bei Raumtemperatur und einer Gleitgeschwindigkeit von 100 mm/ s bis zu dreimal wiederholt. Die gesamte Gleitdistanz lag zwischen 600 m und 1000 m. Die Einstellung der Prüfkraft von 5 N erfolgte für jede einzelne Messung in Ruhelage der eingespannten Proben. Erst nach erfolgreicher Einstellung startete die rotierende Prüfbewegung der Probenscheiben. Aufgrund von hohem Verschleiß an der PTFE-Kugel und der breiten Spur der Transferschicht auf der Scheibe wurden die Proben nach jedem Experiment ausgetauscht. Optische Mikroskope Der Verschleiß an der Kugel und die Transferschicht auf der Scheibe wurden nach jedem Versuch mithilfe eines optischen Mikroskops (Keyence VHK 100K oder Keyence VHX 2000) untersucht. Unter anderem wurde der Verschleißdurchmesser der PTFE-Kugelkalotte ermittelt. Dieser gemessene Wert ermöglichte eine weiterführende Berechnung des vorliegenden Verschleißvolumens. Seitens der scheibenförmigen Proben konnte im direkten Vergleich zur PTFE-Probe kein Verschleiß festgestellt werden. Dies lässt sich auf die hohe Härte der Beschichtungen der 100Cr6-Proben zurückführen. Fortführend war zu beobachten, dass der erzeugte Transferfilm für die verschiedenen tribologischen Paarungen unterschiedliche Ausprägungen verkörperte. Hierbei wurden die Messwerte der Spurbreite qualitativ festgehalten. Ergebnisse und Diskussion Die Reibungsverläufe von PTFE gegen die unterschiedlichen Oberflächen bzw. Beschichtungen sind nicht identisch zueinander. Im weiteren Verlauf werden drei repräsentative Verläufe dargestellt. Seitens der Kombination von PTFE gegen die polierten 100Cr6-Proben war kein Einlauf mit erhöhter Reibung zu beobachten T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 48 Aus der Praxis für die Praxis 49 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Bild 2a-c: Reibwertverläufe von unterschiedlichen Tribopaarungen: a) PTFE gegen poliertes 100Cr6, b) PTFE gegen DLC und c) PTFE gegen CrN(2) Bild 3: Gemittelte Reibungskoeffizienten für zwei Gleitweg-Messbereiche für PTFE gegen polierten 100Cr6 und die in Tabelle 1 aufgelistete Beschichtungen Bild 4: Ausprägung der PTFE-Transferschicht auf verschiedene Oberflächen 100Cr6 Stahl Poliert DLC CrN(1) T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 49 diesen Wert konnte das Verschleißvolumina (W v ) in mm 3 berechnet werden. Bild 6 stellt die ermittelten Reibungskoeffizienten gegenüber den berechneten Verschleißvolumen WV der PTFE-Kugel für die unterschiedlichen Tribopaarungen dar. Eine ideale Werkstoffpaarung wäre mit einem idealen Reibungskoeffizienten µ und einem idealen Verschleißvolumen WV im unteren linken Diagramm-Bereich wiederzufinden. Wie der Abbildung entnommen werden kann, liegen die beiden CrN-Proben in der Nähe dieses Bereichs. Alle anderen Tribopaarungen haben entweder einen niedrigen Verschleiß aber hohe Reibung, oder umgekehrt. Das nahezu ideale Verhältnis der CrN- Proben kann an der guten Ausprägung der Transferschicht liegen, wodurch die Reibung nach dem Einlauf zwischen PTFE und der PTFE-Transferschicht stattfindet. Die Präsenz von Cr in den anderen Proben oder dem Nitrid im TiN, haben nicht zu derselben Wirkung geführt wie das betrachtete CrN. Bei CrN war die gut ausgeprägte Transferschicht eine erkennbare Eigenschaft, was wiederum zu einem niedrigen Verschleiß der PTFE- Kugel geführt hat. Dies deutet auf eine verbesserte Haf- Aus der Praxis für die Praxis 50 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Messung der Gleitspurdicke mit Hilfe eines Tastschnittgerätes war bis dato nicht möglich. Eine mögliche Entstehung der riefenartigen Struktur kann auf die initiale Reibung zwischen der PTFE-Kugel und der CrN- Schicht, welche eine gewisse Rauheit aufweist ( Tabelle 1 ), zurückgeführt werden. In diesen Experimenten erfolgte ein ersichtlicher Verschleiß nur an der PTFE-Kugel. Dieser ist zum größten Teil direkt zu Beginn der rotatorischen Bewegung unter Last aufgetreten. Bild 5 zeigt eine PTFE-Kugel vor und nach einem Triboversuch. Die PTFE Oberfläche vor dem Versuch weist kleine Kratzer auf der Oberfläche auf ( Bild 5a ). Diese sind jedoch so gering, dass sie keinen bedeutenden Einfluss auf den Versuch haben. Nach dem Versuch ist eine deutliche Verschleißkalotte zu sehen ( Bild 5b-c ), welche eine Anhäufung von fadenartigen PTFE-Verschleißpartikeln in drei Bereichen aufweist. Weiterführend betrachtet ist eine feine und klare Riefenstruktur innerhalb der Verschleißkalotte erkennbar, die durch Rotation der Scheibe eine Bogenform aufweist. Diese Riefen - eine Signatur von abrasiven Verschleiß - entstehen durch Reibung gegen die härteren rauen Scheibenproben. Die Durchmesser der Verschleißkalotten wurden mit einen Mikroskop gemessen. Über Bild 5: Aufnahmen von PTFE-Kugeln vor und nach einem Versuch (a) Oberfläche der PTFE-Kugel vor einem Versuch (b) mit Verschleißpartikel (c) ohne Verschleißpartikel Aufnahmen der PTFE-Kugel nach einem Versuch Bild 6: Reibungskoeffizient als Funktion des Verschleißvolumens der PTFE-Kugeln T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 50 tung zwischen PTFE und CrN hin. Die genauen Gründe dafür konnten in dieser ersten Studie nicht geklärt werden. Dafür sind weitere Studien notwendig und geplant. Im direkten Vergleich der CrN- und DLC-Proben zeigte sich, dass die normalerweise für Reibung und Verschleiß günstigen DLC-Schichten, sowie verschiedene Kombinationen dieser Schichtsysteme, ein etwas höheres Reibungsverhalten aufweisen. Allerdings war das Verschleißverhalten vergleichbar mit den CrN-Proben. Das optimale Reibverhältnis von DLC liegt an einer graphitartigen Transferschicht, die auf dem Gegenkörper gebildet wird [28]. Eine Bildung solch einer reibungsmindernden Schicht seitens des Grundkörper (DLC), ist aufgrund der geringen Härte des Gegenkörpers (PTFE) nicht realisierbar. Um zu erkennen wie schnell die PTFE-Kugel verschleißt, wurde eine Messreihe mit CrN-Proben durchgeführt, welche eine Funktion bestehend aus Verschleißdurchmesser der Kugelkontaktfläche gegenüber dem Gleitweg definiert. In festen Gleitwegintervallen wurde der Kugelprobenhalter aus dem Tribometer entnommen und unter dem digitalen Mikroskop untersucht. Hierbei konnte der Durchmesser der Kugelverschleißfläche gemessen werden. Anschließend wurde diese wieder in der vorherigen Position am Tribometer befestigt und weiteren Prüfzyklen unterzogen. Somit bestand die Möglichkeit für verschiedene Wegstrecken den Durchmesser der Verschleißkalotte festzuhalten. Das Ergebnis ist in Bild 7 dargestellt. Dort ist ersichtlich, dass bereits 30 % vom gesamten Verschleiß innerhalb der ersten 10 m Gleitweg stattfindet. Innerhalb von 200 m Gleitweg findet ca. 60 % des Verschleißes statt. Der restliche Verschleiß folgt auf der noch verbleibenden Wegstrecke. Die beiden CrN-Proben stabilisieren sich nach ca. 300 m Gleitweg. Dennoch ist ein leichter Anstieg zu beobachten. Gegenüber den Messungen in denen die Kugelprobe nicht ausgebaut wurde, ist der Kugelverschleiß in dieser Messausführung nach ca. 630 m etwas größer. Dies ist durch die nicht exakt gleiche Positionierung der Probe beim Wiedereinbau zu erklären. Ein geänderter Tribokontakt führt folglich zu einem höheren Verschleiß. Zusammenfassung In dieser Studie wurde das Reibungs- und Verschleißverhalten von PTFE gegen unterschiedliche tribologische Hartstoffschichten untersucht. Die Motivation lag darin, festzustellen, ob diese Schichten mit PTFE tribologisch gut zusammenwirken. Die Ergebnisse haben gezeigt, dass DLC (a-C: H) und seine Varianten (a-C: H: C, a-C: H: Cr, a-C: H: Ti) gegen PTFE nicht die gleichen vorteilhaften tribologischen Eigenschaften aufweisen wie üblicherweise gegen Metalle. Allerdings zeigt PTFE wenig Verschleiß gegen a-C: H. Von den Nitriden weist CrN, nach einem gewissen Einlauf gegen PTFE ein Reibungsverhalten auf, das sich ähnlich wie PTFE gegen PTFE verhält. Das ist mit der Bildung einer gut ausgeprägten Transferschicht zu erklären, welche die Reibung und den Verschleiß reduziert. Die Ergebnisse deuten auf eine gute Haftung zwischen PTFE und CrN hin. Danksagung Wir bedanken uns bei Herrn A. Ay und Herrn O. Cardak für einige Vorarbeiten und bei Herrn S. Sariin für die geführten Diskussionen über das Tribosystem PTFE gegen PTFE. Literatur [1] Biswas S, Vijayan K, Friction and wear of ptfe - a review, Wear 158, 193-211 (1992) [2] Nicholson J W, The Chemistry of Polymers 4th. Ed., RSC Publishing Cambridge, 15-16 (2012) [3] Kaiser W, Kunststoffchemie für Ingenieure 4. Auflage, Carl Hanser Verlag München, 415-417 (2016) Aus der Praxis für die Praxis 51 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Bild 7: Gleitwegabhängiger Verschleiß für das Tribosystem PTFE gegen CrN T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 51 [17] Pooley C M, Tabor D, Transfer of PTFE and related polymers in a sliding experiment. Nature 237, 88-90 (1972). 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Jahrgang · 3/ 2018 [4] DuPont-Fluoroproducts, Teflon, PTFE, properties handbook, Tech. Rep. 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Nature 201, 464-466 (1964) T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 52 Einleitung Die heutigen industriellen Anforderungen stellen den Schmierstoffmarkt vor große Herausforderungen bezüglich der Entwicklung und der Analyse von Schmierstoffen. Immer größere Leistungsdichten und Erwartungen an die Lebensdauer stehen wirtschaftlichen Interessen wie Preissenkungen und geringen Entwicklungszeiten gegenüber. Durch die beständige Weiterentwicklung von Schmierfetten und Additiven werden Wartungskosten gesenkt und / oder die Leistungsfähigkeit signifikant erhöht. Besonders Wälzlager werden heutzutage häufig mit Schmierfetten betrieben und damit nicht selten auf Lebensdauer geschmiert. Eine Nachschmierung ist rein konstruktionsbedingt oft nicht möglich und vorgesehen. Zudem werden sie extremen Temperaturen und Belastungen sowie katalytisch wirkenden Materialien wie Stahl und Kupfer ausgesetzt, was zu deutlich beschleunigter Alterung, vor allem zur Oxidation, der Schmierfette führt. Fallen Wälzlager in Maschinen aus, kann dies drastische Folgen und vor allem hohe finanzielle Folgekosten hervorrufen. Umso verwunderlicher ist der geringe Kenntnisstand zum Thema „Alterung von Schmierfetten“. Oft basieren Angaben über die Fettgebrauchsdauer auf empirischen Erfahrungen ohne konkrete Messwerte. Aus technischen Datenblättern lassen sich wenige bis keine brauchbaren Indizien für die Gebrauchsdauer finden. Die Aussage über den „Ausfall“ eines Schmierfettes gestaltet sich sehr schwierig, da je nach Situation und System verschiedene Kriterien ausschlaggebend sind. Zur Alterung eines Schmierfetts zählen vor allem die Oxidation, die Verdampfung sowie die Degeneration des Verdickers. Letzteres führt zu einem „Ausbluten“ des Schmierfettes. Das Fett wird also durch Verflüchtigung des Öls merklich eingedickt bzw. das Öl verliert durch den fehlenden Verdicker seine Haftung. Ziel des Vorhabens ist die Evaluation von Grundlagen zum Thema Schmierfettalterung mittels thermischer und Aus der Praxis für die Praxis 53 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Bei der Auslegung von Maschinen spielen Wälzlager eine fundamentale Rolle. Da diese zumeist mit Fett auf Lebensdauer geschmiert werden, sind grundlegende Informationen über das Verhalten dieser Schmierstoffe nach gewissen Belastungszyklen essenziell. Gerade diese Grundlagen sind großteils nicht vorhanden oder lückenhaft. Die Arbeit behandelt maßgebliche Verhaltensweisen von Schmierfetten unter rein thermischer und mechanisch-thermischer Belastung. Hier treten vor allem oxidative Alterungsprozesse auf, die einmal initiiert selbst beschleunigt voranschreiten. Messbar werden diese Prozesse in den zyklisch aufgezeichneten rheologischen Daten, wie Fließ- und Viskositätskurven oder Fließgrenzen. Die gewonnenen Informationen sollen im Nachgang eine Datenbasis für die Auswahl von Wälzlagerfetten für Hochtemperaturanwendungen liefern. Schlüsselwörter Fettalterung, Tribometrie, Rheologie, Wälzlager To design mechanical parts in a machine, bearings play an important role. Because these bearings are most commonly greased for life cycle, basic knowledge of oxidative ageing after certain load cycles of these greases is essential. But precisely this information is not sufficiently available or at least fragmentary. This scientific work deals with relevant behaviors of greases under thermal and mechanical load. The main ageing symptoms are oxidative processes, which are self-accelerating when started once. To interpret these processes, the main relevant rheological data such as flow curves and yield points are measured. The gained knowledge is then used in follow-up to build a basis for the design of bearing lubricants. Keywords Grease, degeneration, tribometry, rheology, roller bearings Kurzfassung Abstract * Christian Müller, M.Sc. Dr. Markus Grebe Prof. Dr. Jürgen Molter Kompetenzzentrum Tribologie, 68163 Mannheim Simon Eiden, M.Sc. OWI Oel-Wärme-Institut gGmbH, 52134 Herzogenrath Evaluation einer neuartigen Screening-Methode für Schmierfette Ch. Müller, S. Eiden, M. Grebe, J. Molter* T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 53 Vorgehensweise Auf dem MPWP werden die ausgewählten Schmierfette mechanisch bis an ihre Grenzen belastet. Hierzu werden zeitgleich mehrere Prüflager mit demselben Fett versehen und unter vorgegebenen Bedingungen belastet. Zur Analyse werden bei unterschiedlichen Zeitpunkten einzelne Läufe abgebrochen und Fettproben aus den Lagern entnommen. Diese Proben werden hinsichtlich ihrer Fließeigenschaften auf Veränderungen untersucht. Dazu gehören sowohl die Aufnahme der Fließkurve, als auch die möglichst exakte Bestimmung der Fließgrenze. Die während der Versuchsläufe aufgezeichneten Reibmomente werden nachträglich aufgearbeitet und ausgewertet. Getestet werden zunächst 2 verschiedene Käfigmaterialen (Stahl, Messing) und dies zu maximal 5 Zeitpunkten im Rahmen einer Zwischenanalyse. Zur thermischen Belastung werden die Schmierfette über mehrere Tage in einem Temperierofen isotherm gelagert. Die Methode orientiert sich stark an der von Dornhöfer auf der GfT 2016 präsentierten Methode [2]. Als Unterlage werden verschiedene Bleche (Stahl S235JR, Messing CuZn37, Kupfer 99,8 % rein) und eine näherungsweise chemisch inerte Glasunterlage verwendet, welche einen unterschiedlichen katalytischen Effekt auf die Oxidation der Fette zeigen. Regelmäßig werden Proben der Fette entnommen und mittels Rheometer auf eventuell veränderte Fließeigenschaften hin überprüft. Bei jedem Messzyklus werden die Fließkurve und Fließgrenze bestimmt. Bild 3 und Bild 4 zeigen Proben der ersten Vorversuche. Aus der Praxis für die Praxis 54 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 mechanischer Belastungen und anschließender Analysen. Langfristiges Ziel ist es, eine Methode zur gezielten Klassifizierung hinsichtlich der Schmierfettgebrauchsdauer verfügbar zu machen. Versuchstechnische Grundlagen Für das gesamte Vorhaben wurden 10 unterschiedliche Schmierfette zur Analytik ausgewählt. Diese unterscheiden sich in Verdicker, Basisöl, Antioxidantien und im zugegebenen Verschleißschutz. Als Prüfstände für die Voruntersuchungen dienen der Vierkugelapparat (VKA), das Schwing-Reib-Verschleiß- Tribometer (SRV) und das Static-Friciton-Tribometer (SFT). Zur Bauteilprüfung der Lager wurde ein neuartiger Mehrplatzwälzlagerprüfstand (MPWP, Bild 1 und Bild 2 ) in Anlehnung an den bekannten FE9 Prüfstand entwickelt. Er ermöglicht das simultane Prüfen von bis zu 5 Wälzlagern bei gleichzeitiger Überwachung von Temperatur und Systemreibung. Die modulare Bauweise erlaubt Prüfungen verschiedener Lagertypen und Lastkollektiven. Zur rheologischen Analyse dient ein Anton Paar UDS 200 Rheometer in Kegel-Platte Konfiguration. Zum Einsatz im Lagerprüfstand kommen Schrägkugellager der Reihe 7206 B mit Außendurchmesser D = 62 mm, Innendurchmesser d = 30 mm, Druckwinkel α = 40 ° mit Messing- und Stahlkäfig. [1] Bild 1: MPWP Aufbau Bild 2: Prüfkopf mit Wälzlager Bild 3: Schmierfette auf Blech Bild 4: Gealterte Schmierfette T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 54 Im Rheometer werden mit zwei verschiedenen Verfahren Messkurven aufgezeichnet. Nach DIN 51810 werden normgerechte Fließkurven gemessen. Vorgegeben ist hierbei nach einer einminütigen Vorscherung und einer Ruhephase die lineare Erhöhung der Scherrate durch Steigerung der Drehzahl des Messkegels. Gemessen wird das durch den Schmierstoff entgegenwirkende Drehmoment, was direkt zur Schubspannung verrechnet wird. Zur Bestimmung der Fließgrenze wird statt einer linearen Steigerung der Scherrate eine Steigerung der Schubspannung vorgegeben. Dies geschieht durch schrittweise Erhöhung des Drehmoments bis zu dem Punkt, an dem das Messsystem die Fließgrenze überschreitet und zu drehen beginnt. Das Verfahren ermöglicht ein sehr scharfes Bestimmen der Fließgrenze. Am Partnerinstitut, dem Öl-Wärme-Institut an der RWTH Aachen, werden mit thermisch und mechanisch belasteten Fetten thermogravimetrische Analysen (TGA) betrieben. Dabei wird der Masseverlust des Analyten über eine bestimmte Zeit hinweg gemessen. Das Fett wird unter einer definierten Gasatmosphäre mit einer Temperaturrampe beaufschlagt. Über die TGA können Aussagen über das Verdampfungsverhalten getroffen werden. Zusätzlich sind über verschiedene Heizraten Aussagen über die Degeneration der Fette und damit auf die Aktivierungsenergie der Oxidationsreaktion möglich. Ergebnisse Qualitativ verhalten sich die untersuchten Fette sowohl bei rein thermischer als auch bei thermisch-mechanischer Belastung über die Zeit gleich. Die Schubspannung / Viskosität nimmt bei allen Proben zunächst ab, bis sie an einem bestimmten Zeitpunkt beginnt rapide anzusteigen. Rein visuell werden Fette zu diesem Zeitpunkt deutlich inhomogener, sie verklumpen regelrecht. Bild 5 zeigt die Schubspannung bei einer definierten Scherrate von 500 1/ s, aufgetragen über der Alterungszeit bei rein thermischer Belastung. Auffällig ist der stark katalytische Effekt des Stahlblechs im Vergleich zu Messing und Kupfer. Im Lagerprüfstand ergeben sich ähnliche Effekte. Bild 6 und Bild 7 zeigen die Fließkurven nach unterschiedlichen Entnahmezeiten. Auch hier kommt es nach einer Phase der Schubspannungsabnahme wieder zur Erhöhung. Trotz der rheologischen Veränderung sind noch keine Effekte auf die Reibung im Lager zu beobachten. Die Systemreibmomente im Prüfkopf bleiben über die gesamte Versuchszeit annähernd stabil bzw. fallen eher leicht ab. Der unterschiedlich starke katalytische Effekt der beiden Käfigmaterialien wird aus Bild 6 und Bild 7 ersichtlich. In diesem Versuch beschleunigt das Messing die Alterung deutlich im Vergleich zum Stahl. Die Fette werden nach verschiedenen Belastungszeiten thermogravimetrisch analysiert. In Bild 8 ist der prozentuale Massenanteil der Fettproben über der Versuchszeit zu sehen. Die Probe wird mit einer Temperaturrampe von 1 K/ min von 100 °C - 300 °C belastet. Während das Frischfett erst nach etwa 130 min (230 °C) beginnt an Masse zu verlieren, setzt dies bei den belasteten Fettproben schon nach etwa 110 min (210 °C) ein. Dadurch lässt sich auf eine geringere Aktivierungsenergie für die Autooxidation beim belasteten Fett schließen. Die Aktivierungsenergien ( Tabelle 1 ) geben Aufschluss über den Grad der Alterung der Fette. Die Ergebnisse Aus der Praxis für die Praxis 55 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Bild 5: Fett 5 - Schubspannung bei 500 1/ s T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 55 bare Ergebnisse und zeigen in ihrer Durchführung keine nennenswerten Probleme. Die rein thermische Schmierfettalterung im Ofen erweist sich als einfach durchführbares Analyseverfahren. Die bisher getesteten Fette reagieren auf die thermische Einwirkung zunächst mit einem Schubspannungs- und Viskositätsverlust, der auf die Degeneration des Verdickers zurückzuführen ist. Die Fließgrenzen der belasteten Fette sinken gleichermaßen sukzessive ab, bis sie gänzlich verschwinden und das Fett rein rheologisch immer mehr einem Newtonschen Fluid ähnelt. In diesem Alterungsstadium beginnen die Fette auch mehr und mehr auszubluten; das gebundene Öl entfernt sich also aus der Verdickermatrix. Im weiteren Alterungsverlauf verklumpen die Fette nach und nach, bis der steigende Feststoffgehalt in der rheologischen Analyse zur Steigerung der Fließkennwerte Schubspannung und Viskosität führt. Die Katalysatormaterialien zeigen deutlich unter- Aus der Praxis für die Praxis 56 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 korrelieren sehr gut mit den Messwerten aus dem Rheometer. Eine geringere Aktivierungsenergie repräsentiert eine höhere Degeneration, was in beiden unten aufgelisteten Fällen beim Messinglager zutrifft. Zusammenfassung Es werden 2 grundlegende Methoden zur Analytik von oxidativer Schmierfettalterung vorgestellt und miteinander verglichen. Beide Testverfahren liefern differenzier- Bild 6: Fettalterung MPWP Stahllager (Schubspannungsverläufe) Bild 8: TGA Stahllager 120 h Bild 7: Fettalterung MPWP Messinglager (Schubspannungsverläufe) Tabelle 1: Aktivierungsenergien MPWP 120 h Aktivierungsenergie in kJ/ mol 5 % 10 % Degeneration Degeneration Lager Messing 88,5 91,75 Lager Stahl 111,97 122,54 T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 56 schiedliche Wirkungen, was grundsätzlich auch den Erwartungen entspricht. Im Wälzlagerprüfstand lassen sich sehr ähnliche Eigenschaften beobachten. Die Fette werden zu Beginn nach und nach dünnflüssiger, bis zu einem bestimmten Umschlagpunkt ab dem sie derart eindicken, dass sie rheologisch nicht mehr prüfbar sind. Zunächst ist die merklich langsamere Alterung im Lager mit Stahlkäfig im Vergleich zur rein thermischen Methode verwunderlich, obwohl die Fette auf den ersten Blick durch die mechanisch-thermische Belastung deutlich stärker strapaziert werden. Bisher noch ungeklärt ist das konträre Alterungsverhalten von Fett in Kontakt mit Stahl und Kupfer. Rein thermisch altern die Fettproben auf Stahl deutlich schneller. Im Kugellager wiederum zeigt sich Kupfer als stärkerer Katalysator. In der thermogravimetrischen Analyse werden mit geeigneten Temperaturprofilen und unter definierter Atmosphäre die Verdampfungsverluste der frischen und belasteten Fette untersucht. Generell korrelieren die Ergebnisse mit den Erwartungen. Mit steigender Alterung, die rheologisch bestimmt wird, fallen auch die Aktivierungsenergien der Fette ab. Die Ergebnisse aus der TGA sind allerdings bisher bei weitem nicht so gut differenzierbar wie die Analyse der Fließkurven. Danksagung Dank gilt insbesondere der Deutschen Wissenschaftlichen Gesellschaft für Erdöl, Erdgas und Kohle für die Finanzierung des Projektes und den Betreuungsaufwand sowie dem Öl-Wärme Institut an der RWTH Aachen für die sehr gute Kooperation. Literatur [1] Schäffler; Schrägkugellager 7206-B-XL-JP, Hauptabmessungen nach DIN 628-1; URL: http: / / medias.schaeffler. de/ medias/ de! hp.ec.br.pr/ 72.-B*7206-B-XL-JP; 07/ 2017. [2] Dornhöfer, Gerd; Ermittlung der Schmierfettgebrauchsdauer mit zeitraffender Prüfmethode und Übertragbarkeit auf reales Temperaturkollektiv; Tagungsband GfT; 2016. Aus der Praxis für die Praxis 57 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Prof. Dr.-In Einführ und Sch Tribologi 2010, 372 (expert Büc Die Einführu Probleme. S Anwender, s optimalen S die Wahl de Inhalt : Allgemeine Zusammenh Schmierstoff von Maschi Bedingunge versorgung geschmierte ng. Dr. h. c. W ung in die hmierungs e - Schmiers S., 294 Abb., cherei) ISBN ung in die Tribo Sie wendet sic sondern vor alle chmierstoff aus r Werkstoffpaar Fragen der hänge zwische ffe - Theoretisc nenelementen en - Schmierun und -entsorg en Maschinenele Wilfried J. Ba e Tribolog stechnik stoffe - Anw 142 Tab., 66, 978-3-8169-2 ologie und Schm ch daher nicht em auch an Kon szuwählen, sond rung unter tribol Tribologie n Reibung, Ve che Grundlagen - Schmierung ng und Schmier gung - Prak 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 tribologi er und Schmier n, die nicht nur e ng der Reibstelle rzunehmen habe - Grundlegen Grundlagen d g und Schmieru g bei besonder g - Schmiersto - Schäden scher rstoffeinen e und en. de der ng en offan Anzeige T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 57 1 Introduction How is it possible to increase the brand awareness of the Gesellschaft für Tribologie e.V. (GfT) in industry and at research institutes? What can be done by the GfT to reach this goal? How GfT working groups should be set up in future? Why young scientists are not interested in being GfT members and how is it possible to change this? In sum, these were just a couple of questions focused in 2014 during the GfT general meeting at the Tribologie-Fachtagung in Göttingen. In the meantime a lot of innovative activities were carried out by the GfT and its members. This report shows the activities done to inspire younger generation. Mitteilungen der GfT Nachrichten 58 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Der GfT Arbeitskreis „Junge Tribologen“ war vom 9. bis zum 11. Januar an der Technischen Akademie Esslingen (TAE) zum International Colloquium Tribology eingeladen, um sich dort einem internationalen Publikum vorzustellen. Es war dabei eine große Ehre, mit dem Vortrag „How Tribology Grows - Activities of the Young German Tribologists“ den Abschluss des Colloquiums in einer Plenarsession zu gestalten. Die Arbeitskreisleiterin Dr. Mirjam Bäse führte durch den Vortrag, der von mehreren Jungen Tribologen gemeinsam vorbereitet und präsentiert wurde. So erklärte sie, ausgehend von der ursprünglichen Motivation, junge Wissenschaftler für die Tribologie zu begeistern und für ein Miteinander innerhalb der GfT gewinnen zu können, wie sich der Arbeitskreis formierte und sich bis zum aktuellen Tag entwickelte. Ebenso wurde hervorgehoben, welche Motivation bisher zu einer Teilnahme im Arbeitskreis führte. Besonders zu erwähnen ist der direkte fachliche Austausch in einem neutralen, vertrauensvollen und respektvollen Umfeld vor einem offenen und persönlichen Miteinander. Die Aktivitäten der einzelnen Gruppen innerhalb des Arbeitskreises wurden dann von Dr. Rebekka Drafz (Young Tribological Researcher Symposium), Torben Terwey (Website), Max Baumann (Experimentgruppe) und Florian Rummel (Erfahrungsaustausch) vorgestellt. Besonders positiv ist das Feedback, das den Jungen Tribologen auch von internationalen Teilnehmern entgegengebracht wurde. Dazu gehörten z. B. Rückmeldungen der STLE, wie z. B. „your working group is unique“. Ebenso wird der Arbeitskreis „Junge Tribologen“ in Zukunft auch international aktiv werden, da z. B. Kollegen vom Imperial College of London auch ihr Interesse an Kontakt über ihre Arbeitskreise hinaus bekundet haben. Zusammenfassend bot das Esslinger Colloquium Tribology infolge der internationalen Beteiligung eine gute Plattform für junge Menschen, sich über die Landesgrenzen hinaus in ihrem Fachbereich zu vernetzen. Im Anschluss an den Beitrag auf dem Symposium besuchten die „Jungen Tribologen“ den benachbarten Ortsteil von Ostfildern, um dort die deutsche Niederlassung des österreichischen Messgeräteherstellers Anton Paar zu besichtigen. Die Produktspezialisten Paul Pavlov und Florian Rummel stellten dort die Firma und das Messgeräteportfolio zur mechanischen Oberflächencharakterisierung und Tribologie in Form von Vorträgen und Demonstrationen im Labor vor. Abgerundet wurde der Abend mit einem gemütlichen Beisammensein der Jungen Tribologen in einem Restaurant in der Esslinger Innenstadt. Text von Dr. Mirjam Bäse, Max Baumann, Florian Rummel, Torben Terwey Der folgende Text ist das Manuskript für das International Colloquium Tribology im Januar 2018. Das dort für den 2. Februar angekündigte Treffen des Arbeitskreises hat inzwischen stattgefunden, und das 2 nd Young Tribological Researcher Symposium steht unmittelbar bevor (siehe Ankündigung auf den nächsten Seiten). „Junge Tribologen“ auf dem 21 st International Colloquium Tribology How Tribology grows - Activities of the German Young Tribologists Mirjam Bäse *1) , Rebekka Drafz 2) , Florian Rummel 3) , Henrik Buse 4) , Torben Terwey 5) * Corresponding author: info@junge-tribologen.de 1) Magna Powertrain GmbH & Co. KG, Lannach, Austria 2) Rheinmetall Automotiv AG, KS Gleitlager GmbH, Papenburg, Germany 3) Anton Paar Germany GmbH, Ostfildern-Scharnhausen, Germany 4) Kompetenzzentrum Tribologie Hochschule Mannheim, Mannheim, Germany 5) Leibniz Universität Hannover, Hannover, Germany T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 58 Nachrichten 59 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 In May 2015 the working group “Junge Tribologen” (“Young Tribologists”) was founded. By now the working group consists of approximately 20 active members, which are situated in Germany, Austria, Liechtenstein and Denmark and are working in industrial companies and at universities. The “Young Tribologists” focuses to approach young scientists to the field of tribology. Thereby the working group wants to support the field of tribology and the permanent spreading of tribological knowledge. Major concerns are also to provide a platform for young people, to build up a network for experience and knowledge exchange in an easy and friendly atmosphere. To reach these goals, the working group meets together regularly three times per year in different companies or at universities. Up to now, meetings took place at Evonik Industries, at the Bundesanstalt für Materialtechnik, at Bechem Lubrication Technology, at University of Applied Sciences Konstanz, at IWIS Motorsysteme, at Daimler AG, at University Kassel and also at Leibniz University Hanover. During every working group meeting the working group members are discussing further steps of activities and are also visiting laboratories and test fields as well as having factory tours at the venue of the meeting. During the year, also the following activities and organizations are done by the “Young Tribologists”: - Organization of the Young Tribological Researcher Symposium, to provide young scientists the opportunity to prepare for big conferences - Organization of knowledge exchange between technical experts, experienced tribologists and young scientists, to provide young scientists an interface to professionals - Organization of tribological experiments, to constitute how complex and interesting tribology can be - Optimization of the working group web presence, to react to modern communication devices, because young people are using them. 2 Activities to organize the Young Tribological Researcher Symposium The 1 st Young Tribological Researcher Symposium took place in May 2017 at the Institute of Machine Design and Tribology of the Leibniz University of Hanover. The Symposium was organized especially for young researchers, so that they have the opportunity to get in contact with other researchers from industrial companies and universities. The symposium focused on different fields of tribology science and 30 participants from material sciences, lubrication development, automotive development, wind power development, simulation and also from very innovative fields - tribology in human bodies and rheology of food - took part. Beside the scientific presentations, there was time for networking and working on the own presentation skills by joining a seminar for presentation techniques. In the evening of the first symposium day, there was a science slam and a joint dinner. Because of the great response of the first symposium, the second one is planned in May 2018 at the Technical University Berlin. We are inviting young researchers from industrial companies and universities once again. Please find further information in the summary of this report. 3 Activities in organizing the Regular Table There are also two different types of regulars’ table, organized by the “Young Tribologists”. Both types of regulars’ table have the same goal: to bring young tribologists together with professionals by the following arrangements: - A regular table with the Göttinger Kreis, which consists of the Vogelpohl-Awardees - A regular table with tribology specialists The regulars’ table with the Göttinger Kreis takes place at the Tribologie-Fachtagung every year in September. In 2016 the focus of the joint scientific conversation was the development of tribology as an own scientific field and the opportunity of friction simulation. In 2017 the main topic of the discussion between the “Young Tribologists” and the Göttinger Kreis was the acceptance of tribology in industry. This discussion led to the question how well the scientific field “tribology” is established at universities and which kind of improvements would help to implement the field of tribology at more universities in Germany. During the working group meeting at IWIS Motorsysteme in the beginning of 2017, Mr. Dr. Michaelis from FZG Munich as an expert joined the “Young Tribologists” for the second type of regulars’ table. The scientific discussion was on the development and tribological experiments of gears. The joint scientific conversation also included topics concerning coatings and their interactions with additives. Focus of the discussion were further DIN- Norm development and the related challe. ges. T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 59 Nachrichten 60 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 4 Activities in organizing interesting tribological experiments Four members of the working group are responsible for creating tribology related experiments, which are usually presented at the annually occurring Tribologie-Fachtagung in Göttingen. The experiments use basic tribological setups to show different effects of the tribological system elements. Currently there were already built up three generations of experiments: 1 st gen: The experimental set-up in September 2015 showed the behaviour of the pencil to paper friction and tried to motivate the participant to achieve a very high or very low coefficient of friction by choosing different pencils and papers. 2 nd gen: The experimental set-up in September 2016 used a pin on plane setup to run a parkour which is demanding different coefficient of friction levels at a certain time. 3 rd gen: The experimental set-up in September 2017 was a 3D-printed small SRV test bench. The test bench showed an experiment to measure business card friction. Every experiment was combined with a winning award, so the participants would keep “tribology” in pleasant memory. 5 Activities in creating our Web Presence To sustain a direct link to students and young researchers dealing with tribological issues, the working group “Young Tribologists” decided to set up their own website. At www.junge-tribologen.de a short description and the most important information about our activities and meetings from the last months as well as upcoming events are set up. It is planned that one can find all relevant information about the working group there in future. The website is - due to our affiliation to the GfT - presented in the same layout as the GfT homepage. Upcoming enhancements will include some short selfdescriptions of our working group members in order to offer a more personal insight to our group. Via a brief contact form, visitors will be able to address us easily. Furthermore, a download centre will provide some widely used tribology-related documents (e. g. tables and graphs for tribological material behaviour or schematic figures describing the elemental movements between two solids), which shall help students and researchers work on often recurring tribological problems. To this end, our documents will be allocated as public domain and thus can be used for any publication without license restrictions. Apart from this, we want to improve our internal communication by implementing a forum for our working group members, which can be used for both, organisational and technical interaction. 6 Conclusion 6.1 Win Win Potential working group members as well as employers usually ask for the advantage in case of a working group membership. With the latest internal survey among all working group members the benefits are: - Saving of time because of direct and sustainable built up contacts - Tribological information, that you don’t get just like that - Mutual support by exchanging experiences and synergies of our questions - Neutral professional discussions outside the company - Contacts to tribological well-qualified graduates - Free company advertising and aquisition 6.2 Further Activities and Sponsoring We really would like to invite young people to the following events: - Next working group meeting, which takes place at University of Applied Sciences Zwickau from 1 st to 2 nd of February 2018 - 2 nd Young Tribological Researcher Symposium, which takes place at the Technical University Berlin from 8 th to 9 th of May 2018 We would appreciate, if you would contact us via email info@junge-tribologen.de, also as a potential sponsor. Thank you very much. Mitteilungen der GfT T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 60 Nachrichten 61 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Mit 6 Gold-, 3 Silber- und 2 Bronzemedaillen trugen die Rodel-, Bob- und Skeleton-Sportler und Sportlerinnen ganz wesentlich zum Erfolg der deutschen Mannschaft bei den olympischen Winterspielen in Pyeongchang bei. Ohne die Leistung der Athleten schmälern zu wollen, sollte nicht vergessen werden, dass es sich bei den zum Einsatz kommenden Sportgeräten inzwischen um High- Tech-Entwicklungen handelt, deren Optimierung über die Hundertstelsekunden zwischen Sieg und Niederlage entscheiden kann. Dabei leistet das Institut für Forschung und Entwicklung von Sportgeräten (FES) in Berlin Schöneweide einen großen Beitrag, da es die Ausstattung der Nationalmannschaften mit Sportgeräten, Messtechnik sowie eine enge Betreuung sichert, und sich als technologisches Zentrum des Spitzensports in Deutschland versteht. Der Einfluss der Reibung auf den sportlichen Erfolg wird im Wintersport besonders deutlich. Im FES werden die Spitzenverbände im Rennschlitten, Skeleton, Bob, Eisschnelllauf, Snowboard sowie Ski nordisch betreut. Über die Erfolge bei den Olympischen Spielen herrscht daher im Hause FES besondere Freude. Auch für die Tribologie-Fachtagung vom 24. bis 26. September in Göttingen sind bereits Vorträge aus dem Bereich der Tribologie der Wintersportgeräte vorgesehen. Die GfT freut sich, unter anderem einen Beitrag aus dem FES ankündigen zu dürfen. Mitteilungen der GfT Deutsche Erfolge bei den Olympischen Winterspielen - auch ein Triumph der Tribologie Team Nico Walther am Start des Viererbob- Rennens in Pyeongchang (Quelle: FES) Gesellscha für Tribologie e.V. Information und Anmeldung/ Information and registration: Vortragsanmeldung per E-Mail mit aussagefähiger Kurzfassung (max. 1 Seite DIN A4) an: Registra on of papers by e-mail including a descrip ve abstract (max. 1 page DIN A4): E-Mail: tribologie@g -ev.de Gesellscha für Tribologie e.V. Löhergraben 33-35, 52064 Aachen Telefon: (0241) 400 66 55 Telefax: (0241) 400 66 54 Internet: www.g -ev.de Termine/ Deadlines: Vortragsanmeldungen/ Abstract submission ........................................... 27.04.2018 Bestä gung der Annahme/ Con rma on of acceptance ............................... 22.05.2018 4-zeilige Zusammenfassung für das Programmhe / 4-line summary for programme booklet ............ 08.06.2018 Abgabe des Manuskripts/ Manuscript submission ...................................... 03.08.2018 Tagungssprachen/ .............................. Deutsch und Englisch Conference languages .......................... German and English Programmausschuss/ Programme committee: G. Poll, Hannover (Vorsitz) T. Gradt, Berlin V. Popov, Berlin A. Rienäcker, Kassel H. Rodermund, Schwedelbach B. Sauer, Kaiserslautern C. Specht, Schweinfurt K. Stahl, München R. Zechel, München Tagungsort/ venue: Tagungs-Hotel Freizeit In Dransfelder Str. 3 D-37079 Gö ngen Tagungsgebühren/ conference fees: inkl. Tagungsunterlagen und Verp egung » Nichtmitglieder € 650,- » GfT- und DGMK-Mitglieder € 630,- » Vortragende € 330,- » Hochschulangehörige* € 450,- » im Ruhestand oder arbeitssuchend € 200,- » Studenten** bis Master/ Diplom € 50,- * außer Professoren/ Ins tutsleiter ** ohne Tagungsunterlagen Abendveranstaltung/ Conference dinner*** € 65,- inkl. Speisen und Getränke *** Hierzu ist eine separate Anmeldung erforderlich! Einladung zur Vortragsanmeldung Call for papers 59. Tribologie-Fachtagung 59. German Tribology Conference 24. - 26. September 2018 in Gö ngen Reibung, Schmierung und Verschleiß Fric on, Lubrica on and Wear T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 61 Nachrichten 62 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Mitteilungen der Ö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Die Artikel dieses Heftes zeigen Ihnen, wie wir uns den Aufbau Ihres Artikels vorstellen. Vielen Dank. Bitte lesen Sie dazu auch unsere ausführlichen „Hinweise für Autoren“ (Seite 66). Aktuelle Informationen über die Fachbücher zum Thema „Tribologie“ und über das Gesamtprogramm des expert verlags finden Sie im Internet unter www.expertverlag.de Ihre Mitarbeit in Tribologie und Schmierungstechnik ist uns sehr willkommen! expert verlag GmbH: Wankelstr. 13, 71272 Renningen Postfach 20 20, 71268 Renningen Tel. (0 71 59) 92 65 - 0, Fax (0 71 59) 92 65 -20 E-Mail expert@expertverlag.de Vereinigte Volksbank AG, Sindelfingen BIC GENODES1 BBV, IBAN DE51 6039 0000 0032 9460 07 Postbank Stuttgart BIC PBNKDEFF, IBAN DE87 6001 0070 0022 5467 07 USt.-IdNr. DE 145162062 Anzeigen: Sigrid Hackenberg, expert verlag Tel. (0 71 59) 92 65 -13, Fax (0 71 59) 92 65-20 E-Mail anzeigen@expertverlag.de Informationen und Mediendaten senden wir Ihnen gerne zu. Vertrieb: Rainer Paulsen, expert verlag Tel. (0 71 59) 92 65 -16, Fax (0 71 59) 92 65-20 E-Mail paulsen@expertverlag.de Die zweimonatlich erscheinende Zeitschrift kostet bei Vorauszahlung im Jahresvorzugspreis für incl. Versand im Inland 189,- € (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 3/ 18 Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie | Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft | Organ der Swiss Tribology Heft 3 Mai/ Juni 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. Entwurf und Layout: Ludwig-Kirn Layout, 71638 Ludwigsburg Impressum T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 64 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 Gleitlager - Dreischicht-Motorenlager 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: Gleitflächenverschleiß durch Abrasion Beschreibung des Schadensbildes Gleichmäßiger flächenhafter Abtrag der galvanisch aufgebrachten Gleitschicht. Im Neuzustand sind diese Schichten mattgrau, so dass nach dem Verschleißprozess Glanzstellen gut sichtbar werden. Durch Fremdkörpereinwirkung kann es auch zu lokaler Riefenbildung kommen. Durch chemische Reaktionen der Lageroberfläche mit dem Schmierstoff kommt es zu Verfärbungen. Schadensursache Bei dem im Bild gezeigten Beispiel handelt es sich um normalen Verschleiß nach langem betrieblichen Einsatz unter hohen Temperaturen und Belastungen. Das gezeigte Beispiel ist noch kein Schaden, doch ist wegen des großflächigen Abtrags der Gleitschicht die Betriebssicherheit nicht mehr gewährleistet, so dass das Lager ausgetauscht werden sollte. Schadensanalyse/ Schadenskatalog 65 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 65 Hinweise für unsere Autoren 66 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 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_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 66 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik 67 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik W. J. Bartz, Denkendorf 4.4.4 Schmierung von Wälzlagern Allgemeine Zusammenhänge Wird mit Öl in größeren Mengen geschmiert, gelten die in Tabelle 4.11 dargestellten Zusammenhänge (s. T+S 2 2018), wird Öl jedoch in kleinen aber ausreichenden Mengen zugeführt, kann man sich an die Hinweise in Tabelle 4.12 halten. Eine Beschreibung der geeigneten Schmierfette für bestimmte Anforderungen kann man Tabelle 4.13 entnehmen. Wichtiger Aspekt für die Wahl eines Schmierfettes ist die zu erwartende Temperatur. Dabei gilt generell, dass mit zunehmender Betriebstemperatur immer höherwertige Fette verwendet werden müssen, die natürlich höhere Kosten bedeuten. Stark vereinfacht kann man von den folgenden relativen Schmierfettpreisen in Abhängigkeit von der Betriebstemperatur im Wälzlager ausgehen (siehe Tabelle 4.14 ). Werden die zulässigen Betriebsgrenzen für eine Fettschmierung überschritten, muss auf Ölschmierung übergegangen werden. Hierfür erfolgt eine Berechnung der Ermüdungslebensdauer nach DIN ISO 281 unter der Berücksichtigung - des Lagertyps, - der Schmierung und - der Sauberkeit des Schmierstoffs. Tabelle 4.12: Wahl des Schmierungsverfahrens für eine Minimalmengen-Schmierung Schmierfette für Beschreibung Hohe Drehzahlen und hohe Temperaturen Fette der NLGI-Klasse 2 (evtl. 1) mit Oxidationsinhibitoren, auch mit synthetischen Flüssigkeiten (z.B. Silikonöle) und/ oder Nichtseifenverdickern Niedrige Laufgeräusche Speziell gefilterte Fette (Maschenweite 25 µ m), evtl. höhere Grundölviskosität Niedrige Reibung Fette der NLGI-Klasse 2; synthetische Flüssigkeiten niedrigerer Viskosität als Grundöl Niedrige Drücke Fette mit Grundölen, deren niedrigsiedende Bestandteile entfernt wurden (Apiezonfette), oder mit synthetischen Flüssigkeiten niedriger Verdampfungsneigung (z. B. Silikonöle) Strahlenbeständigkeit Fette mit Nichtseifenverdicker (Gel) und strahlenbeständiger flüssiger Phase (aromatischer Kw), evtl. mit Strahlenschutzstoffen (Additiven) Tabelle 4.13: Beschreibung der Schmierfette für bestimmte Anforderungen T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 67 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik 68 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 L na = a 1 ·a 2 ·a 3 · f T ·L 10 = a 1 ·a 23 ·L 10 mit a 23 = a 2 ·a 3 · f T L nm = L na ·ε ·f T mit den Faktoren für Temperatureinfluss f T und Sauberkeit ε. Die neue Formulierung lautet L nm = a 1 ·f T ·a DIN · L 10 mit dem DIN-Faktor a DIN = f (e c ·C u / P, ν). Die Tabellen 4.15 und 4.16 und Bild 4.37 enthalten den Faktor für die Ausfallwahrscheinlichkeit, den Temperaturfaktor sowie den DIN-Faktor. Betriebstemperatur [ ◦ C] Relative Kosten 100 1 120 2 140 3 - 8 160/ 170 5 - 12 170/ 200 20 - 50 200/ 250 150 - 400 Tabelle 4.14: Relative Schmierfettpreise in Abhängigkeit von der Betriebstemperatur Ausfallwahrscheinlichkeit [%] 10 5 3 2 1 Faktor a 1 1,00 0,62 0,53 0,33 0,21 L 10 = 33, 3 n ( C P ) p [Stunden]. Die nominelle Ermüdungslebensdauer ergibt sich nach der Standardberechnung wie folgt: Dabei sind L 10 = Ermüdungslebensdauer [Stunden] C = Dynamische Tragzahl [kN] P = Dynamisch äquivalente Belastung des Lagers [kN] p = Lebensdauerexponent (3 für Kugellager bzw. 3,33 für Rollenlager) n = Drehzahl [U/ min]. Unter Berücksichtigung von Ausfallwahrscheinlichkeit sowie Werkstoff- und Schmierungseinfluss ergibt sich die modifizierte Ermüdungslebensdauer zu L na = a 1 ·a 2 ·a 3 ·L 10 mit a 1 = Faktor für Ausfallwahrscheinlichkeit a 2 = Faktor für Werkstoffeinfluss a 2 = Faktor für Schmierungseinfluss. Die folgende Gleichung zeigt die Berechnung der erweiterten modifizierten Ermüdungslebensdauer aus der nominellen Lebensdauer. Dazu werden die Ausfallwahrscheinlichkeit, der Temperaturfaktor und ein spezieller DIN-Faktor benötigt. Tabelle 4.15: Faktor für die Ausfallwahrscheinlichkeit eines Wälzlagers Betriebstemperatur [ ◦ C] 150 200 250 300 Temperaturfaktor f T 1,00 0,73 0,42 0,22 Tabelle 4.16: Temperaturfaktor Bild 4.37: DIN-Faktor T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 68 Normen 69 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen Z DIN EN ISO 2592: 2002-09 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Flamm- und Brennpunktes - Verfahren mit offenem Tiegel nach Cleveland (ISO 2592: 2000); Deutsche Fassung EN ISO 2592: 2002 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 2592: 2018- 01 DIN EN ISO 2592: 2018-01 Print: 96,90 EUR/ Download: 89,00 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung des Flamm- und Brennpunktes - Verfahren mit offenem Tiegel nach Cleveland (ISO 2592: 2017); Deutsche Fassung EN ISO 2592: 2017 Petroleum and related products - Determination of flash and fire points - Cleveland open cup method (ISO 2592: 2017); German version EN ISO 2592: 2017 Ersatz für DIN EN ISO 2592: 2002-09 Gegenüber DIN EN ISO 2592: 2002-09 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Ergänzung des Anhangs D zu einem alternativen Verfahren der Handhabung von Produkten, die eine Haut bilden; b) Überarbeitung der Anforderungen an die Temperaturmesseinrichtung in Anhang B; c) Änderung der Vergleichbarkeit des Flammpunktes von 17 °C auf 18 °C zur Angleichung an ASTM D92 auf der Grundlage von aktuellen Werten für die Präzision; d) Aufnahme eines Verfahrens zur Bestimmung eines annähernden Flammpunktes einer Probe mit unbekanntem erwartetem Flammpunkt zur Angleichung an ASTM D92. Diese Norm beschreibt ein Verfahren im offenen Tiegel nach Cleveland zur Bestimmung des Flamm- und Brennpunktes bei Mineralölerzeugnissen. B DIN 51417-2: 1997-03 Prüfung von Kühlschmierstoffen - Bestimmung des Mineralölgehaltes von wassermischbaren Kühlschmierstoffen - Teil 2: Säulenchromatographisches Verfahren Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2018-02-28 DIN 51808: 2018-02 Print: 67,00 EUR/ Download: 61,70 EUR Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung der Oxidationsbeständigkeit von Schmierstoffen - Sauerstoff-Verfahren Testing of lubricants - Determination of oxidation stability of greases - Oxygen method Ersatz für die 2013-01 zurückgezogene Norm DIN 51808: 1978-01 Gegenüber der 2013-01 zurückgezogenen Norm DIN 51808: 1978-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitt 1 „Anwendungsbereich“, Ergänzung eines allgemeinen Hinweises zum Umgang mit gefährlichen Stoffen, Arbeitsgängen und Geräten; b) Abschnitt 2 „Normative Verweisungen“, Verweisungen aktualisiert und Abschnitt „Literaturhinweise“ neu aufgenommen. DIN 17440 wurde durch DIN EN 10088-3, DIN 1725-1 durch DIN EN 573-3 und DIN 51848-1 durch DIN EN ISO 4259 ersetzt. DIN 50011- 1 wurde gestrichen und DIN ISO 5725-1 neu aufgenommen; c) Abschnitt 4 „Kurzbeschreibung“, Verallgemeinerung des Begriffs „Heizbad“ durch den Begriff „Heizeinrichtung“; d) 6.1 „Prüfgerät“, überarbeitet u. a. um den Hinweis auf unterschiedliche Prüfgeräte mit Flanschverschraubung und Überwurfverschraubung erweitert; e) 6.2 „Druckmessgerät“, überarbeitet u. a. Unterteilung in Druckmessgerät - analog (6.2.1) und Druck-messgerät - digital (6.2.2); f) Abschnitt 7 „Chemikalien und Hilfsstoffe“, Ergänzung um einen allgemeinen Hinweis in Form einer Anmerkung zur Reinigungsprozedur der Glasschalen. Es wurde eine Anpassung der einzusetzenden Lösemittel (7.2 bis 7.4) zur Reinigung der Glasschalen vorgenommen. Herausnahme der Chrom Schwefelsäure und der Seifenlauge. Aufnahme des Punktes Dichtung als zusätzlicher Hilfsstoff (7.7); g) 8.1 „Vorbehandeln der Schalen“, Anpassung der Reinigungsprozedur der Glasschalen auf Grundlage der neu einzusetzenden Lösemittel (7.2 bis 7.4); h) 8.3 „Einbringen der Schalen und Verschließen des Druckgefäßes“, Ergänzung um einen allgemeinen Hinweis zum Verschließen des Prüfgerätes mit Überwurfverschraubung und der Notwendigkeit des Einbaus einer Dichtung; i) Abschnitt 9 „Durchführung“ Ergänzung um einen allgemeinen Hinweis, wie im Falle einer Undichtigkeit des Prüfgerätes zu verfahren ist; j) Abschnitt 12 „Prüfbericht“ ergänzt; k) gesamtes Dokument, Wechsel von bar auf Pascal (Hectopascal) als abgeleitete SI Einheit des Drucks (Ausnahme in Abschnitt 4); l) gesamtes Dokument redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung der Oxidationsbeständigkeit von Schmierstoffen fest. Das festgelegte Verfahren ist das Sauerstoff-Verfahren. Normen T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 69 Normen 70 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 B DIN 51835-2: 2013-09 Mineralölerzeugnisse - Teil 2: Bestimmung der Oxidationsstabilität von Schmierfetten durch Messung der Chemilumineszenz Zurückziehung beabsichtigt: Die Norm wird zurückgezogen, weil es keinen Bedarf für diese Norm gibt, da es kaum noch verfügbare Geräte hierfür gibt. Einsprüche bis 2018-02-28 1.1.1.1 Übersetzugen DIN EN ISO 2592: 2018-01 Print: 121,10 EUR/ Download: 111,40 EUR Petroleum and related products - Determination of flash and fire points - Cleveland open cup method (ISO 2592: 2017) Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung des Flamm- und Brennpunktes - Verfahren mit offenem Tiegel nach Cleveland (ISO 2592: 2017) 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen Z EN ISO 4259: 2006-08 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung und Anwendung der Werte für die Präzision von Prüfverfahren (ISO 4259: 2006) Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 4259-1: 2017-12 und EN ISO 4259-2: 2017-12 ZE FprEN ISO 4259-1: 2017-08 Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 1: Bestimmung der Werte für die Präzision von Prüfverfahren (ISO/ FDIS 4259-1: 2017) EN ISO 4259-1: 2017-12 Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 1: Bestimmung der Werte für die Präzision von Prüfverfahren (ISO 4259-1: 2017) Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 1: Determination of precision data in relation to methods of test (ISO 4259-1: 2017) Mit EN ISO 4259-2: 2017-12 Ersatz für EN ISO 4259: 2006-08 ZE FprEN ISO 4259-2: 2017-08 Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 2: Anwendung der Werte für die Präzision von Prüfverfahren (ISO/ FDIS 4259-2: 2017) EN ISO 4259-2: 2017-12 Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 2: Anwendung der Werte für die Präzision von Prüfverfahren (ISO 4259-2: 2017) Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 2: Interpretation and application of precision data in relation to methods of test (ISO 4259-2: 2017) Mit EN ISO 4259-1: 2017-12 Ersatz für EN ISO 4259: 2006-08 E prEN 17181: 2017-11 Schmierstoffe - Bestimmung der aeroben biologischen Abbaubarkeit ausformulierter Schmiermittel in wässrigem Medium - Testmethode basierend auf CO 2 -Bestimmung Lubricants - Determination of aerobic biological degradation of fully formulated lubricants in an aqueous solution - Test method based on CO 2 -production Einsprüche bis 2018-01-25 1.2.2 ISO-Normen ZE ISO/ FDIS 4259-1: 2017-08 Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 1: Bestimmung der Werte für die Präzision von Prüfverfahren ISO 4259-1: 2017-11 206,20 EUR Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 1: Bestimmung der Werte für die Präzision von Prüfverfahren Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 1: Determination of precision data in relation to methods of test Teilweiser Ersatz für ISO 4259: 2006-08 ZE ISO/ FDIS 4259-2: 2017-08 Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 2: Anwendung der Werte für die Präzision von Prüfverfahren ISO 4259-2: 2017-11 136,70 EUR Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 2: Anwendung der Werte für die Präzision von Prüfverfahren Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 2: Interpretation and application of precision data in relation to methods of test Teilweiser Ersatz für ISO 4259: 2006-08 ZE ISO/ DIS 6743-6: 2017-03 Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Produkte (Klasse L) - Klassifikation - Teil 6: Familie C (Getriebe) Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 6743-6: 2017- 11 E ISO/ FDIS 6743-6: 2017-11 67,20 EUR Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Produkte (Klasse L) - Klassifikation - Teil 6: Familie C (Getriebe) Lubricants, industrial oils and related products (class L) - Classification - Part 6: Family C (gear systems) Vorgesehen als Ersatz für ISO 6743-6: 1990-11; Ersatz für ISO/ DIS 6743-6: 2017-03 T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 70 Normen 71 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 ZE ISO/ DIS 12925-1: 2017-03 Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Erzeugnisse (Klasse L) - Familie C (Getriebe) - Teil 1: Anforderungen an Schmierstoffe für geschlossene Getriebesysteme Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 12925-1: 2017- 11 E ISO/ FDIS 12925-1: 2017-11 183,10 EUR Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Erzeugnisse (Klasse L) - Familie C (Getriebe) - Teil 1: Anforderungen an Schmierstoffe für geschlossene Getriebesysteme Lubricants, industrial oils and related products (class L) - Family C (gears) - Part 1: Specifications for lubricants for enclosed gear systems Vorgesehen als Ersatz für ISO 12925-1: 1996-12 und ISO 12925-1 Technical Corrigendum 1: 2002-02; Ersatz für ISO/ DIS 12925-1: 2017-03 Z ISO 20623: 2003-12 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der EP-Eigenschaften und Verschleißkennwerte von Flüssigkeiten - Verfahren mit dem 4-Kugel-Apparat (Europäische Bedingungen) Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 20623: 2017-12 ZE ISO/ FDIS 20623: 2017-09 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der EP-Eigenschaften und Verschleißkennwerte von Schmierstoffen - Verfahren mit dem Vierkugel-Apparat (Europäische Bedingungen) ISO 20623: 2017-12 102,00 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) Ersatz für ISO 20623: 2003-12 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen Z DIN ISO 606: 2012-06 Kurzgliedrige Präzisions-Rollen- und Buchsenketten, Befestigungslaschen und zugehörige Kettenräder (ISO 606: 2004) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 606: 2018-02 Zurückgezogen; kein Bedarf mehr. DIN ISO 606: 2018-02 Print: 124,20 EUR/ Download: 114,10 EUR Kurzgliedrige Präzisions-Rollen- und Buchsenketten, Anbauteile und zugehörige Kettenräder (ISO 606: 2015) Short-pitch transmission precision roller and bush chains, attachments and associated chain sprockets (ISO 606: 2015) Ersatz für DIN ISO 606: 2012-06 Gegenüber DIN ISO 606: 2012-06 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Die ANSI-Kettenbenennungen wurden in Tabelle 1 als ISO-Kettennummern übernommen. In Anhang B sind die neuen ISO-Kettennummern den vorherigen- Kettennummerngegenübergestellt. b) DieextraverstärktenANSI-Ketten (60HEbis240HE) wurden in Tabelle 2 mit aufgenommen. Diese haben die Abmessungen der entsprechenden ANSI-H-Ketten, aber höhere minimale Bruchkräfte. c) Im neuen informativen Anhang E sind angewandte Methoden aufgeführt, welche eine übermäßige Spannungssteigerung während des Zugversuches verhindern. d) Im neuen informativen Anhang F sind zwei Methoden genannt, mit deren Hilfe die minimalen dynamischen Festigkeiten von Mehrfachketten ermittelt werden können. e) Entsprechend dem informativen Anhang C, Abschnitt C. 2 kann die Methode zur Berechnung der minimalen dynamischen Festigkeit auch auf die extra verstärkten ANSI-Ketten angewandt werden. Die Norm DIN ISO 606 ist eine Übersetzung der ISO 606: 2015 und spezifiziert die Eigenschaften von kurzteiligen Antriebs-, Rollen- und Buchsenketten, die zur Kraftübertragung und zu verwandten Anwendungen dienen, sowie die zugehörigen Kettenräder. Sie legt Abmessungen, Toleranzen, Längenmessungen, Vorbelastung, minimale Bruchkräfte und dynamische Festigkeiten fest. Z DIN EN ISO 3927: 2011-05 Metallpulver, mit Ausnahme von Hartmetallpulvern - Bestimmung der Verdichtbarkeit bei einachsigem Pressen (ISO 3927: 2011); Deutsche Fassung EN ISO 3927: 2011 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 3927: 2018- 01 DIN EN ISO 3927: 2018-01 Print: 67,00 EUR/ Download: 61,70 EUR Metallpulver, mit Ausnahme von Hartmetallpulvern - Bestimmung der Verdichtbarkeit bei einachsigem Pressen (ISO 3927: 2017); Deutsche Fassung EN ISO 3927: 2017 Metallic powders, excluding powders for hardmetals - Determination of compressibility in uniaxial compression (ISO 3927: 2017); German version EN ISO 3927: 2017 Ersatz für DIN EN ISO 3927: 2011-05 Gegenüber DIN EN ISO 3927: 2011-05 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitte 2 und 3 aufgenommen; b) Abschnitt 6: Grenzabmaße in Bild 2 a) und Bild 2 c) überarbeitet; c) Abschnitt 6.3: Verwendung der Waage präzisiert; T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 71 Normen 72 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 d) Abschnitt 6.4: Verwendung der Bügelmessschraube präzisiert. Dieses Dokument legt Verfahren zur Bestimmung der Pressbarkeit eines metallischen Pulvers bei einachsigem Pressen in einer Pressmatrize unter festgelegten Bedingungen fest. Das Verfahren ist nicht auf Hartmetallpulver anwendbar. Z DIN 3966-3: 1980-11 Angaben für Verzahnungen in Zeichnungen; Angaben für Schnecken- und Schneckenradverzahnungen Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 3966-3: 2018-01 DIN 3966-3: 2018-01 Print: 74,40 EUR/ Download: 68,30 EUR Angaben für Verzahnungen in Zeichnungen - Teil 3: Angaben für Schnecken- und Schneckenradverzahnungen Worms and worm wheel - Part 3: Information to be given to the manufacturer by the purchaser in order to obtain the gear required Ersatz für DIN 3966-3: 1980-11 Gegenüber DIN 3966-3: 1980-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) die Benennungen der Bestimmungsgrößen wurden der DIN 3975-1 angepasst; b) die anzugebenden Maße in Zeichnungen und Tabellen wurden überarbeitet; c) die normativen Verweisungen wurden aktualisiert. Dieses Dokument enthält nur diejenigen Angaben, die in Herstellungs-Zeichnungen neben den üblichen Angaben über Werkstoff, Wärmebehandlung und Härte zur eindeutigen Kennzeichnung einer Schnecken- und Schneckenradverzahnung notwendig und ausreichend sind. Bei Bedarf können weitere Angaben hinzugefügt werden, z.B. wenn das anzuwendende Verzahnverfahren oder Vereinbarungen über Prüfung und Abnahme dies erfordern. Festlegungen über die zeichnerische Darstellung von Zahnrädern siehe DIN ISO 2203. Die verwendeten Begriffe, Benennungen und Zeichen stimmen überein mit DIN 3975-1, DIN 3998-4 und DIN 3999. Z DIN ISO 4347: 2011-07 Flyerketten, Anschlussstücke und Umlenkrollen - Abmessungen, Messkräfte und Zugfestigkeiten (ISO 4347: 2004) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 4347: 2018-01 DIN ISO 4347: 2018-01 Print: 89,80 EUR/ Download: 82,60 EUR Flyerketten, Anschlussstücke und Umlenkrollen - Abmessungen, Messkräfte, Zugfestigkeiten und Dauerfestigkeiten (ISO 4347: 2015) Leaf chains, clevises and sheaves - Dimensions, measuring forces, tensile strengths and dynamic strengths (ISO 4347: 2015) Ersatz für DIN ISO 4347: 2011-07 Gegenüber DIN ISO 4347: 2011-07 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Methode (informativ) zur Berechnung der minimalen dynamischen Festigkeit eingeführt; b) Methode (informativ) zur Bestimmung der maximalen Prüfkraft F max bei der Durchführung der dynamischen Konformitätsprüfung eingeführt; c) minimale dynamische Festigkeit in Tabelle 1 und 2 genannt. Diese Norm ist eine Übersetzung der fünften Ausgabe von ISO 4347: 2015 und spezifiziert die Eigenschaften von Flyerketten für allgemeine Hubanwendungen und legt die Profile der Umlenkrollen sowie die Abmessungen der Anschlussstücke fest. Diese Norm legt fest: Abmessungen, Grenzen der Austauschbarkeit, Längenmessung, Prüfbelastung, Mindestzugfestigkeiten und erstmals auch die minimalen dynamischen Festigkeiten. In informativen Anhängen werden Methoden zur Berechnung der minimalen dynamischen Festigkeiten und zur Ermittlung der maximalen Prüfkraft Fmax bei der Durchführung der Konformitätsprüfung gemäß ISO 15654: 2015 beschrieben. Z DIN ISO 15654: 2011-10 Verfahren zur Dauerschwingprüfung von Präzisions- Rollenketten (ISO 15654: 2004) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 15654: 2018-01 DIN ISO 15654: 2018-01 Print: 142,10 EUR/ Download: 130,80 EUR Verfahren zur Dauerschwingprüfung von Präzisions- Rollenketten und Flyerketten (ISO 15654: 2015) Fatigue test method for transmission precision roller chains and leaf chains (ISO 15654: 2015) Ersatz für DIN ISO 15654: 2011-10 Gegenüber DIN ISO 15654: 2011-10 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) die Prüfung von Flyerketten wurde aufgenommen; b) einige Formelzeichen (z. B. F d und F t ) wurden geändert; c) die Stufenhöhe wird nun für Mehrfachketten gesondert berechnet. Diese internationale Norm legt ein Verfahren zur Dauerschwingprüfung von Präzisions-Rollenketten und Flyerketten mit axialer Prüfkraft fest. Weiterhin werden die Verfahren zur statistischen Auswertung der Prüfergebnisse sowie Grundlagen und Formate zur Dokumentation der Prüfergebnisse und deren Auswertungen festgelegt. Diese dienen zur Bestimmung der Ermüdungseigenschaften von Kettenlaschen und zur Bestätigung der Konformität mit den Anforderungen der ISO 606, ISO 10190 und ISO 4347 hinsichtlich der dynamischen Festigkeiten. 2.1.1.1 Übersetzungen DIN EN ISO 3927: 2018-01 Print: 83,70 EUR/ Download: 77,20 EUR Metallic powders, excluding powders for hardmetals - Determination of compressibility in uniaxial compression (ISO 3927: 2017) T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 72 Normen 73 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Metallpulver, mit Ausnahme von Hartmetallpulvern - Bestimmung der Verdichtbarkeit bei einachsigem Pressen (ISO 3927: 2017) DIN EN ISO 6149-4: 2017-12 Print: 112,10 EUR/ Download: 103,10 EUR 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) 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) DIN 6799: 2017-06 Print: 74,60 EUR/ Download: 68,50 EUR Retaining washers for shafts Sicherungsscheiben (Haltescheiben) für Wellen DIN ISO 15171-2: 2017-12 Print: 83,70 EUR/ Download: 77,20 EUR 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) Leitungsanschlüsse für Fluidtechnik und allgemeine Anwendung - Hydraulik-Messkupplungen - Teil 2: Kupplung mit M16 x 2-Kupplungsgewinde zur Verbindung unter Druck (ISO 15171-2: 2016) DIN ISO 15654: 2018-01 Print: 177,80 EUR/ Download: 163,50 EUR Fatigue test method for transmission precision roller chains and leaf chains (ISO 15654: 2015) Verfahren zur Dauerschwingprüfung von Präzisions-Rollenketten und Flyerketten (ISO 15654: 2015) 2.1.2 VDI-Richtlinien VDI 2737 Berichtigung: 2018-01 Berechnung der Zahnfußtragfähigkeit von Innenverzahnungen mit Zahnkranzeinfluss - Berichtigung zur Richtlinie VDI 2737: 2016-12 Calculation of the load capacity of the tooth root in internal toothings with influence of the gear rim - Corrigendum concerning standard VDI 2737: 2016-12 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen Z EN ISO 4492: 2013-03 Metallpulver, mit Ausnahme von Hartmetallpulvern - Ermittlung der Maßänderungen beim Pressen und Sintern (ISO 4492: 2013) Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 4492: 2017-11 ZE prEN ISO 4492: 2017-05 Metallpulver, mit Ausnahme von Hartmetallpulvern - Ermittlung der Maßänderungen beim Pressen und Sintern (ISO/ FDIS 4492: 2017) EN ISO 4492: 2017-11 Metallpulver, mit Ausnahme von Hartmetallpulvern - Ermittlung der Maßänderungen beim Pressen und Sintern (ISO 4492: 2017) Metallic powders, excluding powders for hardmetals - Determination of dimensional changes associated with compacting and sintering (ISO 4492: 2017) Ersatz für EN ISO 4492: 2013-03 ZE prEN ISO 5754: 2017-05 Sintermetalle, ausgenommen Hartmetalle - Ungekerbte Probe für den Schlagzähigkeitsversuch (ISO/ FDIS 5754: 2017) EN ISO 5754: 2017-11 Sintermetalle, ausgenommen Hartmetalle - Ungekerbte Probe für den Schlagzähigkeitsversuch (ISO 5754: 2017) Sintered metal materials, excluding hardmetals - Unnotched impact test piece (ISO 5754: 2017) Ersatz für EN 25754: 1993-04 Z EN 25754: 1993-04 Sintermetalle, ausgenommen Hartmetalle; Ungekerbte Probe für den Schlagzähigkeitsversuch (ISO 5754: 1978) Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 5754: 2017-11 2.2.2 ISO-Normen ZE ISO 76 DAM 1: 2016-11 Wälzlager - Statische Tragzahlen; Änderung 1 ISO 76 AMD 1: 2017-10 18,60 EUR Wälzlager - Statische Tragzahlen; Änderung 1 Rolling bearings - Static load ratings; Amendment 1 Änderung von ISO 76: 2006-05 E ISO/ DIS 155: 2017-11 67,20 EUR Belt drives - Pulleys - Limiting values for adjustment of centres Vorgesehen als Ersatz für ISO 155: 1998-07 Einsprüche bis 2018-02-13 Z ISO 2710-1: 2000-09 Hubkolben-Verbrennungsmotoren - Begriffe - Teil 1: Begriffe für Motorauslegung und -Betrieb Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 2710-1: 2017-11 ZE ISO/ DIS 2710-1: 2017-01 Reciprocating internal combustion engines - Vocabulary - Part 1: Terms for engine design and operation T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 73 Normen 74 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 ISO 2710-1: 2017-11 44,10 EUR Reciprocating internal combustion engines - Vocabulary - Part 1: Terms for engine design and operation Ersatz für ISO 2710-1: 2000-09 ZE ISO/ DIS 4490: 2017-03 Metallpulver - Bestimmung der Durchflussrate mit Hilfe eines kalibrierten Trichters (Hall flowmeter) Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 4490: 2017-12 E ISO/ FDIS 4490: 2017-12 67,20 EUR Metallpulver - Bestimmung der Durchflussrate mit Hilfe eines kalibrierten Trichters (Hall flowmeter) Metallic powders - Determination of flow rate by means of a calibrated funnel (Hall flowmeter) Vorgesehen als Ersatz für ISO 4490: 2014-08; Ersatz für ISO/ DIS 4490: 2017-03 Z ISO 5288: 2001-04 Synchronriementriebe - Vokabular Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 5288: 2017-12 ZE ISO/ FDIS 5288: 2017-09 Synchronriementriebe - Vokabular ISO 5288: 2017-12 44,10 EUR Synchronriementriebe - Vokabular Synchronous belt drives - Vocabulary Ersatz für ISO 5288: 2001-04 V ISO/ TS 6336-21: 2017-11 183,10 EUR Calculation of load capacity of spur and helical gears - Part 21: Calculation of scuffing load capacity (also applicable to bevel and hypoid gears) - Integral temperature method Ersatz für die 2013-12-18 zurückgezogene Technische Regel ISO/ TR 13989-2: 2000-03 ISO/ TR 6336-30: 2017-11 206,20 EUR Calculation of load capacity of spur and helical gears - Part 30: Calculation examples for the application of ISO 6336 parts 1,2,3,5 Z ISO 6526: 1983-12 Gleitlager; druckgepreßte bimetallische Anlauf-Halbscheiben; Merkmale und Toleranzen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 6526: 2017-10 ZE ISO/ DIS 6526: 2016-07 Gleitlager - Dünnwandige aus Band hergestellte Axiallager-Halbscheiben - Merkmale und Toleranzen ISO 6526: 2017-10 67,20 EUR Gleitlager - Dünnwandige aus Band hergestellte Axiallager-Halbscheiben - Merkmale und Toleranzen Plain bearings - Pressed bimetallic half thrust washers - Features and tolerances Ersatz für ISO 6526: 1983-12 ZE ISO/ DIS 8528-1: 2017-05 Reciprocating internal combustion engine driven alternating current generating sets - Part 1: Application, ratings and performance Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 8528-1: 2017-11 E ISO/ FDIS 8528-1: 2017-11 102,00 EUR Reciprocating internal combustion engine driven alternating current generating sets - Part 1: Application, ratings and performance Vorgesehen als Ersatz für ISO 8528-1: 2005-06; Ersatz für ISO/ DIS 8528-1: 2017-05 ISO/ TR 10300-30: 2017-12 229,40 EUR Calculation of load capacity of bevel gears - Part 30: ISO rating system for bevel and hypoid gears - Sample calculations ZE ISO/ DIS 12297-2: 2016-09 Wälzlager - Zylinderrollen - Teil 2: Keramikrollen - Maße, Geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 12297-2: 2017- 12 E ISO/ FDIS 12297-2: 2017-12 102,00 EUR Wälzlager - Zylinderrollen - Teil 2: Keramikrollen - Maße, Geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Rolling bearings - Cylindrical rollers - Part 2: Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values for ceramic rollers Ersatz für ISO/ DIS 12297-2: 2016-09 Z ISO 12303: 1995-02 Gleitlager - Qualitätsmerkmale - Berechnung von Maschinen- und Prozeßfähigkeiten E ISO/ FDIS 15312: 2017-11 102,00 EUR Wälzlager - Thermische Bezugsdrehzahl - Berechnung und Beiwerte Rolling bearings - Thermal speed rating - Calculation and coefficients Vorgesehen als Ersatz für ISO 15312: 2003-12 Z ISO 17396: 2014-01 Synchronriemen - metrischer Abstand - Zahnprofile T und AT endlose und offene Riemen und Riemenscheiben Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 17396: 2017-11 ZE ISO/ FDIS 17396: 2017-08 Synchronriemen - metrischer Abstand - Zahnprofile T und AT endlose und offene Riemen und Riemenscheiben ISO 17396: 2017-11 102,00 EUR Synchronriemen - metrischer Abstand - Zahnprofile T und AT endlose und offene Riemen und Riemenscheiben Synchronous belt drives - Metric pitch - Tooth profiles T and AT endless and open ended belts and pulleys Ersatz für ISO 17396: 2014-01 ZE ISO/ FDIS 20056-1: 2017-07 Wälzlager - Tragzahlen für Hybridlager mit keramischen Wälzkörpern - Teil 1: Dynamische Tragzahlen T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 74 Normen 75 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 ISO 20056-1: 2017-12 102,00 EUR Wälzlager - Tragzahlen für Hybridlager mit keramischen Wälzkörpern - Teil 1: Dynamische Tragzahlen Rolling bearings - Load ratings for hybrid bearings with rolling elements made of ceramic - Part 1: Dynamic load ratings ZE ISO/ FDIS 20056-2: 2017-08 Wälzlager - Tragzahlen für Hybridlager mit keramischen Wälzkörpern - Teil 2: Statische Tragzahlen ISO 20056-2: 2017-12 102,00 EUR Wälzlager - Tragzahlen für Hybridlager mit keramischen Wälzkörpern - Teil 2: Statische Tragzahlen Rolling bearings - Load ratings for hybrid bearings with rolling elements made of ceramic - Part 2: Static load ratings 3 Vorhaben 3.1 NA Luft-und Raumfahrt (NL) Viskosimetrie - Messung der Viskosität mit dem Kugelfallviskosimeter nach Höppler; (DIN 53015: 2001-02); NA 062-08-31 AA <06235310> Dieses Dokument legt die Messung der Viskosität newtonscher Flüssigkeiten mit dem Kugelfallviskosimeter nach Höppler und dessen Kalibrierung fest. Luft- und Raumfahrt - Ösenköpfe mit zweireihigem Pendelkugellager und Gewindeschaft aus Stahl - Maße und Belastungen; Inch-Reihe; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 131-03-03 AA <13116019> Das Dokument legt die Eigenschaften von einstellbaren Ösenköpfen mit zweireihigen Pendelkugellager und Gewindeschaft aus Stahl fest. Diese Ösenköpfe sind für Bediengestänge für Flugsteuerungen oder für Strukturstangen von Luftfahrzeugen bestimmt. Luft- und Raumfahrt - Ösenköpfe mit zweireihigem Pendelkugellager und Gewindeschaft aus korrosionsbeständigem Stahl - Maße und Belastungen - Inch Reihe; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 131-03- 03 AA <13116021> Diese Norm legt die Eigenschaften von einstellbaren Ösenköpfen mit zweireihigem Pendelkugellager und Gewindeschaft, Innenring und Wälzkörper aus korrosionsbeständigem Stahl fest. Sie sind zur Verwendung im Temperaturbereich von -54°C bis +150°C bestimmt. Luft- und Raumfahrt - Gelenklager aus korrosionsbeständigem Stahl mit selbstschmierender Beschichtung, breite Reihe - Maße und Belastungen - Inch-Reihe; (DIN EN 4614: 2010-04); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 131-03-03 AA <13116022> Diese Norm legt die Eigenschaften von Gelenklagern aus korrosionsbeständigem Stahl mit selbstschmierender Beschichtung, breite Reihe für die Anwendung in der Luft und Raumfahrt fest. Sie sind für die Verwendung in starren oder beweglichen Teilen des Flugwerkes (der Luftfahrzeugstruktur) und deren Betätigungsvorrichtungen bestimmt. Sie sind im Temperaturbereich von 55 °C bis 163 °C zu verwenden. Luft- und Raumfahrt - Gelenklager aus korrosionsbeständigem Stahl mit selbstschmierender Beschichtung, schmale Reihe - Maße und Belastungen - Inch-Reihe; (DIN EN 4613: 2010-04); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 131-03-03 AA <13116023> Diese Norm legt die Eigenschaften von Gelenklagern aus korrosionsbeständigem Stahl mit selbstschmierender Beschichtung, schmale Reihe für die Anwendung in der Luft und Raumfahrt fest. Sie sind für die Verwendung in starren oder beweglichen Teilen des Flugwerkes (der Luftfahrzeugstruktur) und deren Betätigungsvorrichtungen bestimmt. Sie sind im Temperaturbereich von 55 °C bis 163 °C zu verwenden. Luft- und Raumfahrt - Gelenklager aus korrosionsbeständigem Stahl mit selbstschmierender Beschichtung, hohe Belastung bei geringer Drehbewegung, breite Reihe - Maße und Belastungen; Teil 2: Inch Reihe; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 131-03-03 AA <13116024> Diese Norm legt die Eigenschaften von Gelenklager aus korrosionsbeständigem Stahl mit selbstschmierender Beschichtung bei hoher Belastung bei geringer Drehbewegung, breite Reihe fest. Sie sind im Temperaturbereich von -55 °C bis 163 °C zu verwenden. Luft- und Raumfahrt - Gelenklager aus korrosionsbeständigem Stahl mit selbstschmierender Beschichtung, hohe Belastung bei geringer Drehbewegung, breite Reihe - Maße und Belastungen; Teil 1: Metrische Reihe; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 131-03-03 AA <13116025> Diese Norm legt die Eigenschaften von Gelenklager aus korrosionsbeständigem Stahl mit selbstschmierender Beschichtung, bei hoher Belastung und bei geringer Drehbewegung fest. Sie sind im Temperaturbereich von -55 °C bis 163 °C zu verwenden. Luft- und Raumfahrt - Gelenklager aus korrosionsbeständigem Stahl mit selbstschmierender Beschichtung, hohe Belastung bei geringer Drehbewegung, schmale Reihe - Maße und Belastungen; Teil 1: Metrische Reihe; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 131-03-03 AA <13116026> Diese Norm legt die Eigenschaften von Gelenklager aus korrosionsbeständigem Stahl mit selbstschmierender Beschichtung, bei hoher Belastung und bei geringer Drehbewegung, schmale Reihe fest. Sie sind im Temperaturbereich von -55 °C bis 163 °C zu verwenden. Luft- und Raumfahrt - Flugwerklager, einreihige Rillenkugellager aus Stahl-verkadmet, Durchmesserreihen 8 und 9 - Maße und Beanspruchungen; (Europäisches T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 75 Normen 76 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 3/ 2018 Normungsvorhaben); NA 131-03-03 AA <13116028> Diese Norm legt die Eigenschaften von Flugwerklagern, einreihige Rillenkugellager aus Stahl-verkadmet, der Durchmesserreihen 8 und 9 fest. Sie sind im Temperaturbereich von -54 °C bis 121 °C (Schmierung A) oder -54 °C bis 171 °C (Schmierung B) zu verwenden. Luft- und Raumfahrt - Flugwerklager, einreihige Rillenkugellager aus Stahl-verkadmet, Durchmesserreihen 0 und 2 - Maße und Beanspruchungen; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 131-03-03 AA <13116029> Diese Norm legt die Eigenschaften von Flugwerklagern, einreihige Rillenkugellager aus Stahl-verkadmet, der Durchmesserreihen 0 und 2 fest. Sie sind im Temperaturbereich von -54 °C bis 121 °C (Schmierung A) oder -54 °C bis 171 °C (Schmierung B) zu verwenden. Luft- und Raumfahrt - Flugwerklager, zweireihige Pendelkugellager aus Stahl-verkadmet, Durchmesserreihe 2 - Maße und Beanspruchungen; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 131-03-03 AA <13116030> Diese Norm legt die Eigenschaften von Flugwerklagern, zweireihige Pendelkugellager aus Stahl-verkadmet, der Durchmesserreihe 2 fest. Sie sind im Temperaturbereich von -54 °C bis 121 °C (Schmierung A) oder -54 °C bis 171 °C (Schmierung B) zu verwenden. Luft- und Raumfahrt - Flugwerklager, einreihige Tonnenlager aus Stahl-verkadmet, Durchmesserreihen 3 und 4 - Maße und Beanspruchungen; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 131-03-03 AA <13116031> Diese Norm legt die Eigenschaften von Flugwerklagern, einreihige Tonnenlager aus Stahl-verkadmet, der Durchmesserreihen 3 und 4 fest. Sie sind im Temperaturbereich von -54 °C bis 121 °C (Schmierung A) oder -54 °C bis 171 °C (Schmierung B) zu verwenden. 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. T+S_3_2018.qxp_T+S_2018 13.04.18 16: 25 Seite 76