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Inhalt 1 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 5 V.N. Malyshev, N. Dörr, O.Yu. Elagina, M. Rodríguez Ripoll, N.S. Poches Tribological performance of micro-arc oxidation coatings with base oils 12 L. E. Mirci, L. Bogatu Synthetic Complex Malonic Esters as Eco-Friendly Lubricants 21 G. Vorlaufer, F. Heindl, U. Cihak-Bayr, P. O. B. Velazquez, Z. Rózsavölgyi A contact model for the efficient simulation of abrasive wear of multiphase friction materials 28 R. Wäsche, A. R. Jayachandran, G. Brandt, T. Schmid, T. Tamura, T. Nakase Tribofilm formation of a-C: H coatings under influence of temperature in boundary lubricated oscillating sliding against alumina and silicon nitride 38 E. Popova, V. L. Popov Die Rolle von Analogien und Exaptation in der Wissenschaftsgeschichte: Coulomb - Hertz - Griffiths - JKR 45 D. Weidel Neue Bundesanlagenverordnung AwSV und weitere wasserrechtliche Regelungen für den Umgang mit Frisch- und Altölen Aus Wissenschaft und Forschung 2 Veranstaltungen 3 Produktion von Ölen und Fetten 20 Impressum 54 Nachrichten Mitteilungen der GfT Mitteilungen der ÖTG 57 Schadensanalyse / Schadenskatalog Wälzlager 58 Hinweise für Autoren / Checkliste 59 Handbuch der T+S 4.4.5 Nachschmierung von Wälzlagern 61 Normen Rubriken Aus der Praxis für die Praxis Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Tribologie und Schmierungstechnik 5 18 E 6133 65. Jahrgang www.expertverlag.de Tribological performance of micro-arc oxidation coatings with base oils Synthetic Complex Malonic Esters as Eco-Friendly Lubricants A contact model for the efficient simulation of abrasive wear of multiphase friction materials Tribofilm formation of a-C: H coatings under influence of temperature in boundary lubricated oscillating sliding against alumina and silicon nitride Die Rolle von Analogien und Exaptation in der Wissenschaftsgeschichte: Coulomb - Hertz - Griffiths - JKR Neue Bundesanlagenverordnung AwSV und weitere wasserrechtliche Regelungen für den Umgang mit Frisch- und Altölen T Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology 65. Jahrgang, Heft 5 September/ Oktober 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 20 und 44) 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 58). Authors of scientific contributions are requested to submit their manuscripts directly to the editor, Prof. Bartz (see page 58 for formatting guidelines). T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 1 Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Veranstaltungen ► 24.09.18 Darmstadt DGM-Nachwuchsforum 2018 https: / / nachwuchsforum2018.dgm.de/ home/ ► 24.09. - 26.09.18 Göttingen 59. Tribologie-Fachtagung GfT* ► 26.09. - 28.09.18 Darmstadt Materials Science Engineering Congress (MSE) www.mse-congress.de ► 26.09. - 28.09.18 Montreal Canada 4 th International Conference on BioTribology (ICoBT 2018) http: / / imechanica.org/ node/ 22182 ► 27.09. - 28.09.18 London 20 th International Conference on Advances in Tribology and Engineering Systems https: / / www.waset.org/ conference/ 2018/ 09/ london/ ICATES/ home ► 08.10. - 10.10.18 Ostfildern Grundlagen der Tribologie TAE* ► 08.10. - 12.12.18 Ostfildern Zertifikatslehrgang Praktische Tribologe und Schmierungstechnik TAE* ► 10.10. - 11.10.18 Stuttgart 20 th ISC, International Sealing Conference www.sealing-conference.com ► 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 ► 05.11. - 06.11.18 Ostfildern Tribologie der Kunststoffe TAE* ► 06.11. - 07.11.18 Hamburg GETLUB - 5. Internationaler Tribologie- und Schmierstoffkongress https: / / fva-net.de/ termine* ► 12.11. - 13.11.18 Ostfildern Grundlagen des Strangpressens TAE* ► 15.11. - 16.11.18 Ostfildern Basics of Tribology - Industrial Applications TAE* ► 19.11. - 21.11.18 Moskva Russia Tribomash 2018: Tribology for mechanical engineering https: / / tribomash.com/ en/ tribomash2018-2/ ► 22.11.18 Wien ÖTG-SYMPOSIUM 2018 ÖTG* ► 22.11. - 23.11.18 Brannenburg Additive für Schmierstoffe und ihre Überwachung https: / / de.oildoc.com/ oildoc-fortbildungen/ oildoc-seminare ► 03.12. - 05.12.18 Florianópolis Brazil Third International Brazilian Conference on Tribology http: / / tribobr2018.org/ ► 10.12. -12.012.18 Ostfildern Tribometrie, effiziente Planung und Auswertung tribologischer Versuche TAE ► 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_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 2 Produktion von Ölen und Fetten 3 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Produktion von Ölen und Fetten T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 3 2017 2018 2017 2018 25.495 t 26.007 t 19.746 t 23.535 t 4.022 t 4.177 t 3.419 t 4.028 t 2.014 t 2.068 t 1.725 t 1.778 t 813 t 1.148 t 597 t 683 t 2.484 t 2.853 t 1.675 t 2.805 t 9.675 t 10.632 t 6.894 t 9.197 t 3.881 t 3.889 t 3.174 t 3.278 t 3.133 t 3.386 t 2.360 t 2.672 t 5.695 t 7.085 t 4.203 t 6.374 t 3.156 t 2.758 t 2.867 t 2.664 t Erzeugnis Motorenöle Getriebeöl Kraftfahrzeuge Getriebeöl Industrie Turbinen-, Kompressorenöle Maschinenöle Hydrauliköl Öle für die Metallbearbeitung (n. wmb.) Öle für die Metallbearbeitung (wmb.) Weißöle (technische und medizinische) Schmierfette Basisöle 16.632 t 11.691 t 14.716 t 9.713 t April März Über die Inlandsablieferungen von Schmierstoffen macht das Bundesamt für Wirtschaft und Ausfuhrkontrolle (BAFA), 65760 Eschborn / Ts, für die Monate März und April von 2017 und 2018 folgende Angaben: 15.000 20.000 25.000 30.000 35.000 2.000 2.500 3.000 3.500 4.000 4.500 5.000 5.500 1.500 2.000 2.500 3.000 3.500 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 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 1.000 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.) 3.500 4.500 5.500 6.500 7.500 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Weißöle 1.000 1.500 2.000 2.500 3.000 3.500 4.000 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 4.000 8.000 12.000 16.000 20.000 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Legende 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Öle f. d. Metallbearbeitung (n. wmb.) 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Maschinenöle 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Basisöle 1 2 3 4 5 6 7 8 9 10 11 12 Schmierfette wmb. = wassermischbar n. wmb = nicht wassermischbar Werte 2018 in t 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 · 5/ 2018 cellmat@dgm.de | https: / / cellmat2018.dgm.de CellMAT 2018 5 th Cellular Materials CellMAT 2018 24 - 26 October 2018 Bad Staffelstein (Germany) CellMAT 2018 Deutsche Gesellschaft für Materialkunde e.V. - Conference Chairs Michael Scheffler, Otto von Guericke University Magdeburg Dirk Enke, Universität Leipzig Tobias Fey, Friedrich-Alexander-Universität Erlangen-Nürnberg Peter Quadbeck, Fraunhofer IFAM, Dresden Mike Tromm, University of Kassel Prof. Dr.-Ing. Erik Kuhn P: \AK\DIG\u1\u1gr .jpg Zur Tribologie der Schmierfette Eine energetische Betrachtungsweise Neuer Entwicklung Rechnung tragend, geht das Buch in mehreren Abschnitten auf die Thermo dynamische Betrachtung von Reibung und Verschleiß ein. Inhalt: Definitionen und Systembetrachtungen - Schmierfette (mit tribologischem und rheologischem Verhalten) - Die traditionelle Energetische Betrachtungsweise - Die Erweiterung auf viskoelastische Schmierstoffe und Definition des Schmierstoffverschleißes - Thermodynamische Untersuchungen in der Tribologie Die Interessenten: Wissenschaftliche Einrichtungen der tribologischen Forschung, Hochschullehrer und Studenten technischer Fachrichtungen, F&E Bereiche der Schmierstoffindustrie, Lagerindustrie, allgemeiner Maschinenbau Der Autor: Maschinenbaustudium, Postgradualstudium Schweißtechnik, Postgradualstudium Tribotechnik, Promotion 1987 in der Tribologie über rau-rau Kontakte. Seit 1991 Professor an der Hochschule für Angewandte Wissenschaften Hamburg. Lehraufträge für Tribologie an anderen Hochschulen und Universitäten, Gutachter für eine Reihe internationaler Fachjournale und Fachgremien, Mitglied im Programmkomitee und Editorial Board, Veranstalter des Arnold Tross Kolloquiums. Zahlreiche Publikationen. Blätterbare Leseprobe und einfache Bestellung unter: www.expertverlag.de/ 3339 Bestellhotline: Tel: 07159 / 92 65-0 • Fax: -20 E-Mail: expert@expertverlag.de Prof. Dr.-Ing. Erik Kuhn P: \AK\DIG\u1\u1gr .jpg Zur Tribologie der Schmierfette Eine energetische Betrachtungsweise des Reibungs- und Verschleißprozesses 2., neu bearb. u. erw. Aufl. 2017, 227 S., 183 Abb., 49,80 €, 64,00 CHF (Reihe Technik) ISBN 978-3-8169-3339-7 Zum Buch: Der Leser erhält eine ausführliche Darstellung der Einbeziehung des Schmierstoffes »Schmierfett« in eine tribologische Analyse sowie eine grundlegende Recherche zum tribologischen Prozess bei Anwesenheit eines Schmierfettes. Die Vorgehensweisen zur Quantifizierung von Reibungsenergieverlusten und des Verschleißverhaltens fettgeschmierter Paarungen werden erläutert; die traditionelle »Energetische Betrachtungsweise« ist kompakt abgehandelt und in einem separaten Kapitel erweitert. Die Betrachtung des Verschleißes wird auf den Schmierstoff ausgeweitet. Neuer Entwicklung Rechnung tragend, geht das Buch in mehreren Abschnitten auf die Thermodynamische Betrachtung von Reibung und Verschleiß ein. Inhalt: Definitionen und Systembetrachtungen - Schmierfette (mit tribologischem und rheologischem Verhalten) - Die traditionelle Energetische Betrachtungsweise - Die Erweiterung auf viskoelastische Schmierstoffe und Definition des Schmierstoffverschleißes - Thermodynamische Untersuchungen in der Tribologie Die Interessenten: Wissenschaftliche Einrichtungen der tribologischen Forschung, Hochschullehrer und Studenten technischer Fachrichtungen, F&E Bereiche der Schmierstoffindustrie, Lagerindustrie, allgemeiner Maschinenbau Blätterbare Leseprobe und einfache Bestellung unter: www.expertverlag.de/ 3339 T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 4 Aus Wissenschaft und Forschung 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 1 Introduction The promising direction for enhancing wear resistance is the development of environmentally friendly lubricants. This is due to the fact that “traditional lubricants”, getting into the surrounding environment, are only partially removed or rendered harmless as a result of natural oxidation processes, photochemical reactions, and biodegradation. The main part is a source of sustainable pollution of the soil, reservoirs and the atmosphere - this is especially dangerous in permafrost zones, where the natural balance is very fragile. As the environmental regulations become more stringent, the costs for the utilization of lubricants will increase, which will make the development of production of ecologically safe products more profitable. Furthermore, the working surfaces of the tribo-pair should possess appropriate properties providing high hardness, strength, wear resistance and low friction coefficient. To obtain such properties of surfaces, the method of micro-arc oxidation is considered most expedient. The micro-arc oxidation (MAO) technology is a relatively new and promising method for surface treatment of materials [1-4]. With its help, it is possible to form coatings with a wide range of properties, such as high wear resistance, heat resistance, corrosion and erosion resistance [5-7]. The essence of this technology lies in the formation of a structured surface predominantly consisting of aluminium oxides formed from the aluminium substrate itself. Thereby, the part is immersed in an electrolyte, and its surface is exposed to micro-arc discharges. These multiple micro-arc discharges interact with the surface resulting in the transformation of the surface into a high-strength ceramic-like coating which consists of aluminium oxides and other compounds of the electrolyte components and includes, in particular, the high-strength phase of alumina - α-Al 2 O 3 (corundum). MAO-coatings are characterized by high performance and include following advantages: - Possibility of forming stable and ultra-strong coatings; - High adhesion of the coating to the surface of the substrate; - Large range of coating thicknesses (from several micrometers to 400 - 500 μm); - Well developed technology for valve metals and alloys (titanium, magnesium, tantalum, zirconium and especially aluminium), can be used for ferrous metals too. Tribological performance of micro-arc oxidation coatings with base oils V.N. М alyshev, N. Dörr, O.Yu. Elagina, M. Rodríguez Ripoll, N.S. Poches* This paper describes the tribological performance of coatings formed by micro-arc oxidation (MAO) on aluminium alloy lubricated with base oils. The used base oils were perfluorinated polyester (PFPE), polyethylene glycol (PEG), diisotridecyl adipate ether (DI- TA) and silicone oil. Polyalphaolefin (PAO) base oil was used as reference. The experiments were performed under different loads and sliding conditions. The selected conditions encompassed milder contact conditions up to extreme contact pressures. The results obtained showed that the morphology of the MAOcoatings had a determining effect on the interaction with base oils. In general, it was observed that MAOcoatings with a more porous structure showed a higher wear resistance with all lubricants, except for PFPE. Furthermore, it was observed that MAO-coatings have an excellent performance with DITA and PEG base oils that resulted in a superb wear resistance even under extreme pressure conditions independently of their morphology. Finally, selected experiments were performed using base oils with zinc dialkyldithiophosphate (ZDDP). A positive effect of ZDDP on friction and wear could be observed particularly under oil starvation conditions. These results highlight the potential of MAO-coatings for operation in lubricated contacts. DITA and PEG being superior to other synthetic base oils basically open the door for prospective environmentally acceptable formulations using green base oils and additives. Keywords Micro-arc oxidation, tribotechnical characteristics, lubricants Abstract * Prof. Vladimir Malyshev 1 Dr.techn. Nicole Dörr 2 Prof. Oxana Yu. Elagina 1 Dr.-Ing. Manel Rodríguez Ripoll 2 Nikita S. Poches 1 1 Gubkin Russian State University of Oil and Gas (National Research University), Moscow, 119991, Russia 2 AC2T research GmbH, 2700 Wiener Neustadt, Österreich T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 5 software, which allowed determining not only the average pore size but also the pore size distribution within the investigated sections of the coating surface [17]. Base oils comprising polyalphaolefin (PAO), silicone oil (Silicon oil), perfluorinated polyester (PFPE), polyethylene glycol (PEG) and diisotridecyl adipate ether (DITA) were used as lubricants. Lubricants were selected in such a way that their kinematic viscosities at 40 °C were similar, with a value of about 25 mm 2 / s. The friction tests were carried out under two contact conditions: reciprocating sliding using a “ball-on-disk” friction scheme (Schwing-Reib-Verschleiß Tribometer SRV3) and unidirectional sliding on a “pin-on-disk” friction scheme (tribometer of own design at Gubkin University) according to ASTM G133 [18] and ASTM G99 [19], respectively. During the experiments, the coefficient of friction was continuously monitored and recorded. Volume and mass loss on the MAO-coated aluminium samples were determined using 3D microscopy images of the wear scars. 2.1 Reciprocating ball-on-disk sliding test rig The reciprocating sliding experiments were performed using balls with a diameter of 10 mm (3/ 8”) made from steel 100Cr6 (analogue of Russian steel ШХ15) and disks made from aluminium alloy 2024 (D16) Ø 24 x 8 mm with MAO-coatings. Table 1 shows the average values of thickness and porosity of the MAOcoatings determined in 5 - 6 points on the coatings, depending on the electrolyte used. Aus Wissenschaft und Forschung 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 However, some disadvantages of the MAO-method are: - Relatively high energy consumption; - Some difficulties of forming a uniform coating of the required thickness on parts of complex shape. MAO-coatings have a wide range of applications in the industry. In the oil and gas industry, this method is used to process the plungers of pumps, gate valves, and friction pairs of mechanical seals. In mechanical engineering, fast-rotating parts of submerged water and oil-free vacuum pumps and compressors can be added as applications [8-12]. Under extreme operating conditions, the requirements for materials become tougher and more complex. Therefore, the development of technologies for modifying the surface properties of parts and products is an urgent and demanded task. In this sense, the modification by microarc oxidation method is one of the most promising technologies in the field of wear-resistant coatings [13]. The lubricants applied have a tremendous influence on the tribotechnical characteristics. Optimal matches between materials and lubricants allow reducing the amount of wear in tens and hundreds times, in comparison with the same processes in the absence of lubrication [14-16]. The goal of the presented paper was the investigation of tribotechnical characteristics of MAO-coatings in contact with steel in various lubricants. 2 Materials and methods of investigation Micro-arc oxidation coatings were formed on samples with the dimensions ∅ 24 x 8 mm and ∅ 10 x 6 mm from aluminium alloy 2024 of the Series 2 Al-Cu-Mg (duralumin D16 in Russia). For the formation of coatings on these samples, two types of weakly alkaline electrolytes were used - electrolyte №1 and electrolyte №2. Before the coatings were formed, the samples were honed on the slab using alumina powder and kerosene, then washed, degreased and dried in air. The formation of coatings was carried out in the anodic-cathode mode under the following conditions: - Current density, A/ dm 2 6 - 7; - Voltage at the anode, V 550 - 600; - Voltage at the cathode, V 150 - 260; - Time, min 55 - 60 Afterwards, the samples were honed on the slab with a diamond paste, polished, cleaned, washed, and dried, followed by thickness control and porosity measurements using a NIKO optical microscope. The porosity of coatings was also evaluated on micro-sections using the method of texture image analysis with the help of “Image J” Table 1: Average values of thickness and porosity of the MAO-coatings on disks Electrolyte Average thickness Average porosity µm % №1 84±5 27±7 №2 77±5 36±7 The study was carried out on a SRV3 tribometer in two modes: with increasing load and at constant loads. For the tests with increasing load, the following parameters were used: - Frequency of oscillation, Hz 50; - Reciprocating movement, mm 1.0; - Ambient temperature, °C 40; - Running-in at 50 N, min 15; - Increasing of load from in steps of 25 N 400 N to 600 N every 7 min; - Test duration, min 80 T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 6 At least two repetitions per lubricant and test configuration were carried out. Based on the results with increasing load, the best-performing oils were selected for subsequent experiments at constant loads. For these tests in the second stage, the load was kept at 400 or 600 N for a duration of 60 minutes while applying the same values for the other parameters as described above. 2.2 Unidirectional pin-on-disk sliding test rig In this case, the samples were made from the alloy 2024 (D16) in the form of pins with dimensions of Ø10x6 mm and coated by MAO. A disk with a diameter of 110 mm made from 100Cr6 was used as a counter body. Table 2 shows the average values of the thickness and porosity of MAO-coatings in the second stage, also determined in 5-6 points of the coatings. The experiments were performed at least twice with the following parameters: - Load, N 200; - Rotational speed of the disk, rpm 38; - Sliding speed, m/ s (calculated) 0.16; - Duration, min 60 Tests under the friction scheme “pin-on-disk” were carried out in two modes: in lubricated mode (via drop lubrication) and emergency mode, i.e., under conditions of oil starvation or in other words only with the oil that remained in the pores of the coating. Based on the results of the first stage, lubricants PEG, PAO and DITA were selected as the lubricants for further testing in the third stage. The composition of the lubricants was expanded by the addition of additives. Each oil was blended with anti-wear additive zinc dialkyldithiophosphate (ZDDP) in an amount of 1600 ppm (0.16 %), and 5 % DITA was dissolved in PAO. According to [16], the introduction of zinc dialkyldithiophosphate in the oil protects against pitting, scoring, and increasing of wear. Additionally, ZDDP can contribute to antioxidant and corrosion protection. 3 Test results 3.1 Reciprocating sliding experiments with increasing load The friction curves obtained for samples formed in the electrolyte №1 by lubrication with DITA and PAO performed using the SRV tribometer are shown in Figure 2. As it can be seen, friction with PAO base oil is not stable, Aus Wissenschaft und Forschung 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Table 2: Average values of thickness and porosity of the MAO-coatings on pins Electrolyte Average thickness Average porosity µm % №1 100±5 38±7 For these friction tests, an own-developed experimental setup was used realizing the friction scheme “pin-ondisk”. The working part of the installation (see Figure 1) was equipped with a force sensor the signals of which were then transformed into friction coefficient values. The steel disk (3) in the unit was fixed using a clamping washer (4). The loading device (2) was made in the form of a rod moving in guides equipped with rolling bearings. On the lower part of the rod, a pin holder was fixed through the screw, and sinkers were installed on its upper part. Figure 1: Pin-on-disk test rig: 1 - sample with MAOcoating; 2 - loading device; 3 - steel disk; 4 - clamping washer Figure 2: Exemplary friction curves obtained with DITA and PAO for MAO coatings produced using electrolyte №1 under reciprocating sliding with increasing load (first 900 s are running-in without friction measurement) T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 7 In Figure 3a, PEG, DITA, and PFPE showed the lowest values of friction coefficients. However, the samples after the tests with PFPE were characterized by higher wear volumes for the coatings formed in the electrolyte №2, while PEG and DITA provided low wear values (Figure 3b). It is also noted that DITA showed the best Aus Wissenschaft und Forschung 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 and an early break down of the MAO-coating was observed on the two performed experiments, after about 8.3 and 41.6 min, respectively. For DITA, stable and constant friction coefficient occurred throughout the test despite increasing the load up to extreme pressure values. Figure 3a: Average friction coefficients of MAOcoated aluminium alloy against steel by using the reciprocating ball-on-disk sliding scheme with increasing load Figure 3b: Average wear volumes of MAO-coated aluminium alloy obtained after tests by using the reciprocating ball-on-disk sliding scheme with increasing load Figure 4: Photos of wear scars on MAO-coatings formed in (a) electrolyte №1 and (b) electrolyte №2 lubricated with PEG, DITA and PFPE Figure 5: Topographies of wear scars on MAO-coatings formed in (a) electrolyte №1 and (b) electrolyte №2 lubricated with PEG, DITA and PFPE. Note different height scale in image DITA b) T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 8 tribotechnical characteristics in tests with increasing load. After tests with increasing load, wear scars were examined. Figure 4 shows the surfaces after testing with PEG, DITA and PFPE. Worn surfaces were similar for electrolyte №1 (a) and electrolyte №2 (b), except for PFPE where MAO-coating formed in electrolyte №2 showed severe failure. Figure 5 shows the topographies of the worn surfaces corresponding to the previous figure. As MAO-coatings did not fail when they were lubricated with PEG and DITA, PEG and DITA were selected for constant load tests. 3.2 Reciprocating sliding experiments at constant loads Tests at the constant loads of 400 and 600 N with PEG and DITA revealed that the best tribotechnical characteristics were found for MAO-coatings lubricated with DITA base oil even at a load of 600 N (see Figure 6). It is noted that at a load of 400 N, the friction coefficients for MAO-coatings formed in both electrolytes are approximately equal with DITA. Applying a constant load of 600 N, results suggest a more stable friction with MAO-coatings formed in electrolyte №2. 3.3 Unidirectional sliding experiments using various lubricants As shown in Figure 7a, the lowest values of friction coefficients were obtained for PAO and PEG at the load of 200 N. The wear value with PEG base oil is lower in the emergency mode than with PAO (see Figure 7b). In general, it can be said that in lubricated mode the MAOcoatings showed comparable wear values with any lubricant. The addition of ZDDP to PEG, PAO and DITA resulted in comparable friction and wear performance in the lu- Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Figure 7: Comparison of (a) friction coefficients and (b) wear of MAO-coated aluminium alloy obtained in lubricated mode and emergency mode by using the unidirectional pin-on-disk sliding scheme Figure 6: Average friction coefficients at a constant load of (a) 400 N and (b) 600 N by using the reciprocating ball-on-disk sliding scheme (a) (b) (a) (b) T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 9 5 Conclusions As main findings of the work made, following conclusions can be drawn: - MAO-coatings showed good wear resistance with DITA and PEG base oil at different loads and contact types; - MAO-coatings with a more porous structure during testing have a lower wear volume in all lubricants, except for PFPE; - A positive effect of ZDDP on friction and wear was observed in the mode of oil starvation. As a recommendation, oils based on DITA and PEG can be suggested, because in tests with high contact loads (ball-on-disk tests), unlike other oils, they showed low wear and lower friction coefficient. At low loads, PAO based oils can also be recommended besides DITA and PEG. 6 Acknowledgements This work was funded by the “Austrian COMET-Program” in the frame of K2 XTribology (project no. 849109) and parts of the work were carried out within the “Excellence Centre of Tribology” (AC2T research GmbH). 7 References [1] Microarc Oxidation. Science and Humanity, Znanie, Moscow, Russia, 1981. [2] Markov G. A., Belevantsev V. I., Terleeva O. P., Shulepko E. K., and Slonova A. I. Microarc oxidation/ / Vestnik Mashinostroeniya, vol. 1, series 6, p. 34, 1992. [3] Yerokhin A. L., Nie H., Leyland A., Matthews A. and Dowey S. J. Plasma electrolysis for surface engineering./ / Surface and Coatings Technology, vol. 122, no. 2-3, pp. 73-93, 1999. [4] Yerokhin A. L., Snizhko L. O., Gurevina N. 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The addition of 5 % DITA to PAO base oil revealed some improvement in comparison with PAO without additive. 4 Discussion Analyzing the results obtained, it can be concluded that the nature of the lubricants plays an important role regarding the tribological characteristics of the MAOcoating-steel pairing. With increasing load in the ballon-disk contact, the lowest values of the friction coefficient were found with PEG, DITA and PFPE (Figure 3a) whereas high friction was observed for PAO and silicone oil. Similar results were obtained for wear: PEG, DITA, and PFPE have provided low wear during the test (Figure 3b). The study of wear scars (Figure 4 and Figure 5) revealed that the MAO-coatings formed in both electrolytes did not break down when they were lubricated with PEG and DITA. When friction tests were conducted with PFPE, destruction was observed for the MAO-coatings formed in electrolyte №2. In all other cases, rubbing destroyed the MAO-coatings. Concluding the first stage of research, PEG and DITA showed the best results in the reciprocating ball-on-disk sliding scheme with increasing load. Accordingly, PAO, PFPE and silicone oil were eliminated from further testing whereas PEG and DITA were subjected to tests applying constant loads. In the second stage, reciprocating ball-on-disk sliding tests were performed at a constant load of 400 and 600 N. The best results on friction coefficient were obtained with DITA at both loads (Figure 6). By trend, MAOcoatings formed in electrolyte №2 provided a more stable friction at 600 N. In the final stage of the studies, tests in lubricated and emergency mode were carried out using the unidirectional pin-on-disk sliding scheme. In general, the results obtained were similar to those elaborated in the first stage, except PAO which also showed relatively good tribotechnical properties. The addition of ZDDP to the base oils contributed to the improvement of the tribotechnical characteristics of oils and hence can be considered for the formulation of new lubricants (Figure 7). The beneficial role of such additive is more visible in the oil starvation (emergency) mode when the amount of oil is limited by the volume left in pores of the MAOcoating. T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 10 [7] Malyschev V. N. Mikrolichtbogen-Oxidation-ein neuartiges Verfahren zur Verfestigung von Aluminiumoberflaechen./ / Metalloberflaeche, no. 8, pp. 606-608, 1995. [8] Alekhin V. P., Fedorov V. A., Bulychev S. I., Tyurpenko O. A. Features of microstructure of hardened surface layers obtained by microarc oxidation. / / Physics and Chemistry of Materials Processing, no. 5, pp. 121-126, 1991. [9] Malyshev V. N. 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MAO-synthesis of nanoceramic layers on details of metals and alloys. / / Nanoindustry, №2, pp.12-13, 2010. [14] Pichugin V. F., Gantimirov B. M., Nesterov N. B. Tribotechnics of lubricants. Moscow: GANG, 1996. [15] Mang T., Drezel U. Lubricants. Production, application, properties. Reference book / trans. With the English. 2 nd ed.; Ed. V.M. Shkolnikova, St. Petersburg: OCP “Profession”, Ill, 944 p., 2015. [16] Fitch J., Troyer D. Analysis of oils. Fundamentals and applications / Trans. With the English. 2 nd ed.; Ed. E.A. Novikova, M.V. Kiriukhina, St. Petersburg: OCP “Profession”, 176 p., 2015 (in Russian). [17] Malyshev V. N., Volkhin A. M. Technique of coatings porosity determining. / Proceeding of XI International technical and scientific conference “Progressive Technology in Modern Mechanical Engineering”, Penza, pp. 26-30, 2016 (in Russian). [18] ASTM Standard G133-02. Standard Test Method for Lineary Reciprocating Ball-on-Flat Sliding Wear. ASTM Standards. Philadelphia, PA, USA. 2002 [19] ASTM Standard G99-04. Standard Test Method for Wear Testing with Pin-on-Disk Apparatus. ASTM Standards Philadelphia, PA, USA. 2004 Aus Wissenschaft und Forschung 11 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Im expert verlag erscheinen Fachbücher zu den Gebieten Weiterbildung - Wirtschaftspraxis - EDV-Praxis - Elektrotechnik - Maschinenwesen - Praxis Bau / Umwelt/ Energie sowie berufs- und persönlichkeitsbildende Audio-Cassetten und -CDs (expert audio) und Software (expertsoft) Themenverzeichnisse o Tribologie · Schmierungstechnik o Konstruktion · Maschinenbau · Tribologie · Verbindungstechnik · Oberflächentechnik · Werkstoffe · Materialbearbeitung · Produktion · Verfahrenstechnik · Qualität o Fahrzeug- und Verkehrstechnik o Elektrotechnik · Elektronik · Kommunikationstechnik · Sensorik · Mess-, Prüf-, Steuerungs- und Regelungstechnik · EDV-Praxis o Baupraxis · Gebäudeausrüstung · Bautenschutz · Bauwirtschaft/ Baurecht o Umwelt-, Energie- Wassertechnik · Hygiene / Medizintechnik o Sicherheitstechnik o Wirtschaftspraxis Bitte fordern Sie unser Verlagsverzeichnis auf CD-ROM an! expert verlag Fachverlag für Wirtschaft & Technik Wankelstraße 13 · D-71272 Renningen Postfach 20 20 · D-71268 Renningen Telefon (0 71 59) 92 65-0 · Telefax (0 71 59) 92 65-20 E-Mail expert@expertverlag.de Internet www.expertverlag.de Anzeige T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 11 lance of the finished lubricant. Esters have been used in synthetic lubricants for more than 60 years and continue to grow as the drive for efficiency make operating environments more severe. Because of the complexity involved in designing, selecting, and blending of an ester base stock, the choice of the optimum ester should be left to qualified ester engineer who can better balance the desired properties [1]. Today there is a growing concern about the future availability of petroleum based products. In addition, millions of tons of lubricants are dumped into the environment through leakage, exhaust gas and careless disposal. Some of the wastes are resistant to biodegradation and are threats to the global nature. Thus, there are two major issues confronting the lubricant industries today: the search for raw materials that are renewable and products that are biodegradable or eco-friendly for the environment [2]. Aus Wissenschaft und Forschung 12 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 1 Introduction and background Esters are a broad and diverse family of synthetic lubricant base stocks which can be custom designed to meet specific physical and performance properties. The Inherent polarity of esters improves their performance in lubrication by reducing volatility, increasing lubricity, providing cleaner operation, and making the products biodegradable. A wide range of available raw materials allow an ester designer to optimize a product over a wide range of variables in order to maximize the performance and value to the client. They may be used alone in very high temperature applications for optimum performance or blended with PAOs or other synthetic base stocks where their complementary properties improve the ba- Synthetic Complex Malonic Esters as Eco-Friendly Lubricants L. E. Mirci, L. Bogatu* Vorliegende Arbeit stellt die Ergebnisse betreffend die Synthese und Charakterisierung als bioabbaubare Schmiermittel von einigen komplexen Estern dar, ausgehend von der Malonsäure, verschiedenen Glycolen, wie Triäthylen, Diäthylen, Monoäthylen, 1,3- Propylen, 1,4-Butylen, 1,5-Pentamethylenglykol und Hexamethylenglykol, wobei die Isotridecanol iso- C 13 H 27 als Endglied oder als ein „Capping Element“ verwendet wird. Auf Grund einer regelmäßigen Alternation oder des Prinzips der sukzessiven Verteilung der polaren und nichtpolaren chemischen Funktionen, gleichmäßig verteilt auf die Länge eines genügend langen Moleküls, entstehen wertvolle synthetische bioabbaubare Schmiermittel. Diese Produkte weisen bedeutende tribologische Eigenschaften auf, wie z.B. einen hohen Viskositätskoeffizienten, hohen Flammpunkt, exzellent Pour Point und sehr gute Schmiereigenschaften. Schlüsselwörter Synthetische Schmieröle; Malonsäure; Glycole, isotridecanol, iso-C 13 H 27 The paper presents results concerning the synthesis and characterisation as base oils lubricants considered as eco-friendly products, derivatives, of some complex esters realized on the basis of malonic acid, different glycols, such as triethylene, diethylene,(mono) ethylene, 1,3 propylene, 1,4 butylene, 1,5 pentamethylene and 1,6 hexamethylene glycol, respectively, along with isotridecanol, iso-C 13 H 27 , used/ considered as an end/ final segment or a capping element. On the basis of a theoretical concept of regular alternation or successive distribution principle of the polar and non-polar chemical functions equally issued/ shared out on the length of a sufficient long molecule, valuable synthetic ester lubricants/ base oils with biodegradability potential, were performed. These products showed remarkable good tribological properties, such as adequate viscosity indices, high flash points, excellent pour points values and very good lubricity features. Keywords Synthetic ester base oils; malonic acid; glycols; isotridecanol, iso-C 13 H 27 Kurzfassung Abstract * Prof. Liviu E. Mirci University Politehnica Timisoara Faculty of Chemical Engineering,Timisoara, Romania Prof. Liana Bogatu Faculty of Petrochemistry and Petroleum Technology Universitatea de Petrol si Gaze, Ploiesti, Romania T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 12 By taking in considerations these aspects the literature of the last decade can offer several representative examples. One must mention the paper of Firdovsi et al., which reports the synthesis of some esters based on oxypropylated trimethylol propanes considered as synthetic lubricants. Thus, this research stated the aim to study the effects of introducing oxypropyl segments into the trimethylol propane (TMP) esters along with lowering the linear chain length from C5-C9 to C5-C6 on the properties of base lubricants. Various amounts of oxypropylene segments were introduced into the TMP and obtained polyols subsequently esterified by pure C5-, C6-, a mixture of C5-C6aliphatic monocarboxylic acids of normal structure (SFAc mixture ). Introducing oxypropylene segments into TMP skeleton along with lowering the carboxylic acid chain length from C5-C9 to C5-C6, ester base lubricants obtained improved mechanical and wear preventive characteristics. These obtained materials have high boiling points under reduced pressure, while the synthesized compounds showed improved properties such as high viscosity at 100 °C, low pour point, high flash point, and totally excellent viscosity-temperature properties than simple TMP esters and some literature reported ester base lubricants [3]. Within the same way a paper signed by Robiah Yunus and co-workers, reports the synthesis of Palm Oil Trimethylolpropane (TMP) esters with improved pour points [4].Thus, in order to improve the low temperature properties of palm oil based TMP esters, which are well below the requirements set by the lubricants’ manufacturers, the high oleic content palm oil based TMP ester with a pour point between -10 and -32 °C was synthesized. The synthesis of palm oil polyol esters was performed by transesterification of fractionated palm oil methyl esters with TMP using sodium methoxide as a catalyst. Nearly complete conversion to palm. TMP triesters (98 % w/ w) was obtained. The palm oil methyl esters were fractionated at 150-180 °C, and 0,1 mbar prior to the synthesis to reduce the saturated fatty acid content. The fractionation and reaction took place using the same experimental setup. The effects of composition on pour points, viscosity and viscosity index of the high oleic content palm oil based TMP esters, were also evaluated. The concentration of C 16.0 methyl ester in the starting material should be below 10 % w/ w to ensure that the pour points of high oleic content palm oil based RMP esters are below -30 °C. In addition, the reaction conversion to triester must also be maintained above 90 % w/ w to produce TMP esters with excellent pour points. Operating temperature had a negligible effect on the reaction yield so long the temperature was kept above 120 °C. There were small variations in the viscosities and viscosity index values of high oleic content palm oil based TMP, in the region of 50 cSt and 199, respectively [4]. The patent literature also offers a lot of attempts in order to produce new ester lubricants with improved characteristics. Under this frame one must mention a patent which deals with the realization of a crankcase lubricating oil formulation with high oxidative stability, prepared from a base stock which comprises at least one synthetic ester selected from the group consisting of: polyol esters, synthetic esters having between 5-35 % unconverted hydroxyl groups, based on the total amount of hydroxyl groups in the polyol, and synthetic esters combined with at least one additional functional group which is capable of increasing the polarity of the functionalized synthetic ester, wherein the base stock has an oxygen , nitrogen or halogen content of at least 15 % wt.%, based on total weight of the base stock; and a lubricant package [5]. Another patent claims the discovery of a high temperature lubricant composition having improved antiwear properties and resistance to degradation. The lubricant composition comprises a synthetic ester base stock and as antiwear additive a hydrocarbon insoluble, synthetic ester soluble, aryl diphosphate ester composition containing no more than 2 wt.% triaryl phosphate. Surprisingly, although the aryl diphosphate ester composition in comparison with triaryl phosphate esters is stable at high temperature lubricating conditions, it gives poor antiwear results when used per se as a high temperature lubricant . In contrast, the aryl diphosphate ester composition when used in minor amounts in a synthetic ester basestock lubricant, provides excellent antiwear at high temperature [6]. An interesting patent reports the use as lubricants for internal combustion engines, based on synthetic esters or mixtures thereof, preferably in combination with synthetic hydrocarbon fluids. It is emphasized that such compositions, when used to lubricate an internal combustion engine, reduces the fuel consumed by such engine. Thus, the invention provides an organic fluid composition comprising a lubricating oil having from about 20 % by weight to about 40 % by weight of a hydroxylcontaining synthetic ester oil of lubricating viscosity, or mixtures thereof, and from about 60 % by weight to about 80 % by weight of a synthetic hydrocarbon lubricating oil consisting essentially of a hydrogenated oligomer of an alpha olefin having from 6 to 12 carbon atoms [7]. One must necessarily mention the remarkable team of Carolyn Duncan with a long and valuable contribution in the field of ester lubricants, with a representative Patent in which they report the realization of a biodegradable synthetic ester base stock [8]. This material comprises a blend of the following base stocks: (A) The reaction product of: (1) a branched or linear alcohol having the general formula R(OH) n , wherein R is an aliphatic or cyclo-aliphatic group having from about 2 to 20 carbon Aus Wissenschaft und Forschung 13 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 13 compounds. The results obtained showed that ethylhexyl 9-(octanoyloxy)-10-(behenoxy) octadecanoate with behenyl mid-chain ester exhibited the most favorable low temperature performance (PP -48 °C), while ethylhexyl 9-(octanoyloxy)-10-(octyl oxy)octadecanoate octyl midchain ester exhibited higher oxidation stability (OT 142 C) than the other synthetic ester oils [10]. Within the same global drive towards biodegradable products, the literature recorded a study which reports results concerning the lubrication properties of trimethylolpropane esters based on palm oil and palm kernel oils [11]. Thus, trimethylolpropane [2-ethyl-2-(hydroxymethyl)-1,3-propanediol] (TMP) esters based on palm and palm kernel oils were synthesized, their lubrication properties evaluated, and their potential as base stock for biodegradable lubricants assessed. Two types of TMP esters have been taken in consideration: palm kernel (PKOTE) and palm oil (PPOTE) TMP esters, derived from palm oil and palm kernel methyl esters, respectively. Under these circumstances, high Viscosity Indices (VI) ranges between 170 to 200 were recorded for these base stocks. Pour points (PP) were relatively high, between 4 to -1 °C, but were improved to at least -33 °C in high oleic palm oil TMP esters. The presence of methyl esters was found to improve wear, but hydroxyl groups in mono and diesters had negative effects at high concentrations. The effects of chemical structure and impurities on wear properties and oxidative stability were also studied. Differences in chemical structure of PKOTE and PPOTE were shown to affect friction and wear results. Both base fluids exhibit oxidative stability comparable to other high oleic base fluids [11]. Within the same direction of preoccupations, an American study was reported dealing with chemically modified vegetable oils [12]. As it is unanimously accepted, vegetable oils are recognized as rapidly biodegradable and are thus promising candidates as base fluids in environment friendly lubricants. Lubricants based on vegetable oils display excellent tribological properties, high viscosity indices, and flash points. However, in order to compete with mineral-oil-based lubricants, some of their inherent disadvantages, such as poor oxidation and lowtemperature stability must be corrected. One way to address these problems is chemical modification of vegetable oils at the sites of unsaturation. The chemically modified soybean oil derivatives having diester substitution at the sites of unsaturation have a real potential to be used in the formulation of industrial lubricants. Such products exhibit superior low temperature flow properties, improved thermo-oxidative stability, and better friction and wear properties [12]. A similar study realized by Chinese researchers is reported dealing with epoxidized rapeseed oil [13]. The application of epoxidized rapeseed oil as a biodegradable lubricant is described. The epoxidation treatment has no adverse effect on the biodegradability of the base stock. Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 atoms and n is at least 2; and (2) mixed acids comprising about 30 to 80 molar % of a linear acid having a carbon number in the range between about C 5 to C 12 , and about 20 to 70 molar % of at least one branched acid having a carbon number in the range between about C 5 to C 10 and wherein no more than 10 % of the branched acids used to form the biodegradable synthetic ester base stock contains a quaternary carbon; wherein the ester base stocks exhibits the following properties: at least 60 % biodegradation in 28 days as measured by the Modified Sturm test, a pour point of less than -25 °C; and a viscosity of less than 7500 cps at - 25 °C; and (B) another base stock having at least 60 % biodegradation in 28 days measured by the Modified Sturm test; whereby the blended product has a biodegradation in 28 days as measured by the Modified Sturm test which is greater than either (A) or (B) alone [8]. An improved synthetic ester lubricant base stock formed by reacting at least one of trimethylolpropane and monopentaerythritol with a mixture of aliphatic monocarboxylic acids is provided [9]. The mixture of acids including straight-chain acids having from 5 to 10 carbon atoms and an iso-acid having from 6 to 10 carbon atoms, preferably iso-nonanoic acid. The base stock is mixed with a conventional ester lubricant additive package to form a lubricant having a viscosity at 210 °F, of at least 5.0 centistokes and pour point of at least as low as -65 °F. The resulting lubricants have a decreased tendency to form deposits in gas turbine engines [9]. One must emphasize again that for environmental reasons, as well as the dwindling source of petroleum, a new class of environmentally acceptable and renewable biolubricants based on plant oils is available. Even though plant oils possess excellent lubricant-related properties, there are some concerns about using it as biolubricant base oil. In an extended academic study some series of structures derived from oleic acid which can be used as synthetic biolubricant base stocks are presented [10]. In order to realize this objective, a process was stated which consists in a systematic approach to modify chemically oleic acid oil to yield a base stock capable of operating at low temperature. Preparation was based on epoxidation of acyl double bond, opening of the formed oxirane ring in an appropriate medium and acetylation of free hydroxyl group. Based on the results obtained, increasing the chain length of the mid-chain ester had a positive influence on the low temperature properties of diesters because they create a steric barrier around the individual molecules and inhibits crystallization, resulting in lower pour point (PP). But the trends for PP run counter to that of oxidation onset temperature (OT), i.e. increasing chain length is a benefit to PP, but a detriment to OT. Also it is evident that hydrogen bonding is a critical parameter influencing the low temperature properties and oxidation stability of synthetic esters. Increasing the hydrogen bond amount will lead to the increase pour point (PP) and decrease the oxidation stability of these T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 14 Epoxidized rapeseed oil has superior oxidative stability compared to rapeseed oil based on the results of both oven tests and rotary oxygen bomb tests. Moreover, the oxidative stability can be dramatically promoted by the addition of a package of antioxidants. The epoxidized rapeseed oil has better friction-reducing and extreme pressure abilities according to tribological investigations. Formation of a tribopolymerization film is proposed as explanation of the tribological performance of epoxidized rapeseed oil [13]. By analyzing the most representative directions of research recorded, one can observe that there is a constant effort in order to realize biodegradable lubricants, strongly requested by the market. These offered examples also indicate that this goal is accomplished either via chemical alteration of a triglyceride molecule of a vegetable oil, or via the realization of various esters, with more or less biodegradability capability. One can also firmly remark that, almost exclusively, the long, unsaturated chain (oleic, being the most representative) is responsible for the valuable, unique characteristics of vegetable oils, when considered as biolubricants. Any chemical modification of their structure will, obviously diminish drastically (even up to extinction ) the intrinsic features of the admitted, discussed, vegetable oil. Under this situation we have considered a new route of research, that is we realized an absolutely new class of special complex (tetra)esters which contain the valuable part of a triglyceride, that is the long, unsaturated aliphatic chain, mainly of oleic type, as such, that is unaltered or without any chemical modification. The products realized in this manner were defined as ”direct series”, while the reciprocal series when the end, capping element, is a long iso alcohol (either isodecanol or isotridecanol),were denominated as “reversed series”. For better understanding our research plan the general formula of the direct series has the following structure: R - COO - A - OOC - B - COO - A - OOC - R (I) where: A = radical of (mono) ethylene, 1,3 propylene, 1,4 butylene, 1,5 pentamethylene, 1,6 hexamethylene, diethylene and triethylene glycol, respectively B = malonic acid radical R = oleic radical, [-(CH 2 ) 7 -CH=CH-(CH 2 ) 7 -CH 3 ]. By using an original principle, unreported in the literature,which means the regular alternation or the successive distribution of the chemical polar functions (in fact, ester bridges) with the non-polar ones (aliphatic segments, saturated and/ or unsaturated hydrocarbon chains) equally distributed on the length of a sufficient/ satisfactory long/ large molecule, valuable complex esters have been synthesized. In an essential, general schematic, in the main or principled representation, the situation could be described by the following graphic form: ---------O--------O--------O--------O-------where: --------represents the non polar (aliphatic chain) chemical function O represents the polar chemical function (bridge, esteric group) Under this way, by arranging in an uniformly alternating manner the polar chemical function groups with the nonpolar ones, or by assembling these chemical functions in order to be equally distributed on the length of a of a long molecule and by observing that the unsaturated long aliphatic chain obtained from natural vegetable oils (oleic rest) blocks both ends of this realized molecule, one can expect from these compounds at least valuable lubrifying properties. In a more suggestive representation, this new conceived principle could be visualized within the following graphic form shown in Figure 1, in which the position of a lubricant and its supposed mechanism of action are also imagined, that is represented. On the occasion of some Congresses, held in Germany every two years (par ) (International Colloquiums on Tribology, Stuttgart/ Ostfildern ) we have firstly present- Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Figure 1: The regular alternation or successive distribution principle, the “myriopod (myriapod) concept” T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 15 2 Experimental The glycols used, that is (mono) ethylene, 1,3 propylene, 1,4 butylene, 1,5 pentamethylene, 1,6 hexamethylene, diethylene and triethylene glycol, respectively, were pure chemical samples supplied by Merck, as well as malonic acid, while isotridecanol was afforded by BASF. The synthesis of these special complex esters was performed in a solution esterification process, by using an aromatic solvent, which acted also as an azeotropic agent for the extraction of water (toluene, preferably ), within either in an autocatalytic system or by using a solid catalyst, via two steps, according to a specific method described elsewhere [ 20,21 ]. The adequate purified products were characterized by chemical and physical indices specific to this class, while the rheological characteristic tribological features were determined by using standardized techniques. Thus, dynamic viscosity was measured by means of a rotation viscometer (Rheotest Type RV, VEB Prufgerate-Werk Medingen/ Dresden, Germany ), at 20 °C, measuring device S1, shear rate within the interval 1.6- 1310/ s. The four ball test was accomplished on a SETA machine (SETA-Shell Four Ball Lubricants Tester, Stanhope Seta, England), according to ASTM 2783-03 . Kinematic viscosity was determined with an Ubbelohde viscometer (Schott-Geräte GmbH, Hofheim, Germany) according to ASTM D 445-06, while the viscosity index, VI, was calculated from the data, conformably to ASTM 2770. The pour point was measured according to ASTM D 97- 06, and the flash point according to ASTM D 92-05. Note that in order to facilitate the reading of tables and make easier the identification of products, a coding system was used involving an abbreviation principle by taking into account the glycol used which represents in fact the only variant factor of the chemical structures of these derivatives, and also by mentioning the abridged forms MAL for malonic acid and ISOTRI (defining the isotridecanol), and “tri” for triethylene glycol, “di” for diethylene glycol, “mono” for monoethylene glycol, while the other glycols are abbreviated according to their formula, respectively. Consequently, we have named these products as follows: MAL-TRI-ISOTRI, MAL-DI-ISOTRI, MAL-MONO- ISOTRI, MAL-1,3-PROP-ISOTRI, MAL-1,4-BUT- ISOTRI, MAL-1,5-PENTA-ISOTRI and MAL-1,6-HE- XA-ISOTRI, respectively . Aus Wissenschaft und Forschung 16 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 ed this elaborated representation, defined consequently as the “myriopod (myriapod) concept“ By using the principle mentioned above, we have realized some special complex synthetic ester lubricants of an elaborated tetraester type on the basis of malonic acid, isotridecanol, considered as an end segment or a capping element and different glycols, respectively with biodegradability potential. These products are defined by the general formula (II): R - OOC - B - COO - A - OOC - B - COO - R (II) where: A = radical of (mono) ethylene, 1,3 propylene, 1,4 butylene, 1,5 pentamethylene, 1,6 hexamethylene, diethylene and triethylene glycol respectively B = malonic acid radical. -CH 2 - R = isotridecil, radical, iso C 13 H 27 -, For sure we must underline that the use of isotridecil radical as an end or a capping element was not fortuitous, and this reason was firmly grounded on the opinion that this part is a replicate much more close to the structure of the oleic part (used by us in the realization of so called ”direct series”) in vegetable oils and this similar structure could confer some valuable lubricant properties. On the basis of this program, and by evaluating these new created lubricant models, it becomes possible to quantify the influence of different chemical functions that are present in each considered molecule on overall properties, and we also could investigate the variation of the representative tribology properties as a function of the general chemical structure, that is of the variation in length/ structure brought in by the chosen glycol. The synthesized products showed some excellent tribological properties, such as reasonable good viscosity indices, good, that is high flash points, excellent pour points and remarkable lubricity properties. The results of some of our previous attempts were firstly presented, for instance, in an International Congress in Singapore [14], when the acid “B” was adipic acid, while the specific structure of these complex malonic derivatives, as well as the synthesis procedure, were protected by a patent [ 15]. We must underline that the results of our researches were reported some years ago accordingly, that is in the case of considered series of adipic and sebacic acids, respectively [16-21], while for this series some of the first results were presented in International Congresses [ 22, 23]. T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 16 3 Results and Discussion The main chemical and physical values of this series are presented in Table 1. From the data recorded in this table one can observe the following: (1) The molecular mass presents values between 598 and 686 mass units, which falls in the usual domain of synthetic oils. (2) The density shows a remarkable smooth variation, being a function of the long aliphatic chain brought in by the glycol. However, the high content in isotridecanol radical, long aliphatic chain, sets the fashion of the very clos e value s recorded, and that is in good agreement with theoretical presumptions. In the same time this smooth variation emphasize the high purity level of these complex synthetic esters. (3) The refractive index follows a similar behavior being not able to record, discern, a logical variation. This fact is also explainable, in general, by the high molecular mass of these derivatives and by observing that the variation is due to the content of glycol rest, which has a small weight contribution to the global mass. Refractive index underlines, again, the high level of purity of these products. (4) The dynamic viscosity follows a logical rule which means that it presents progressive increasing values as the length of the glycol used (that is implicitly the aliphatic content) increases. Generally, the values recorded are reasonable small. The values of the physical and rheological characteristics that are important with respect to the tribological properties, are included in Table 2. First of all, one can easily remark the reasonable level recorded for the viscosity index VI, with values ranging from 52 up to 103 .This behavior means a very good de- Aus Wissenschaft und Forschung 17 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Table 1: Values of the representative physical and chemical characteristics Table 2: Representative tribologic parameters Table 3: Four ball test T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 17 lubricating characteristics, as proved by the four-ball test. By taking into consideration the overall features described above of these special conceptualized absolutely new complex synthetic esters, considered as base oils with biodegradability potential, one can consider that the theoretical premises which have been a priori considered, or the fundamental concepts or principles that grounded the whole program, were fully certified, validated, by the remarkable good level of general properties of these compounds. Acknowledgements Special thanks must be addressed to our former students which graduated from Politehnica Timisoara, Faculty of Chemical Engineering, Prof. Dr.-Eng Waltraut Brandl, Prorector at Gelsenkirchen University, Germany, and to Dr.-Eng Livius Cotarca, Scientific Director, Head of R&D Zambon Group, Italy, respectively, for their valuable support in order to acquire the raw materials used in this work, as well as to Dipl.-Eng Victor Boiangiu Head of Analytic Department at ICERP Institute Ploiesti, Romania, for performing the specific tribological tests. References [1] Schaefer T.G., Esters in Synthetic Lubricants, Forums, “Bob is the Oil Guy”, Science and Technology of Oils and Lubrication Additives, Technical and White Papers, 2017, 01.24, 13 pp. [2] Cavalcanti da Silva J.A. Biodegradable Lubricants and their Production via Chemical Catalysis, Tribology-Lubricants and Lubrication, 2011, October, pp 185-200. 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As one can see from this table, when these compounds are evaluated as (simply) base oils, that is without any anti-wear additive, they perform very well, by observing also that the values recorded fall in a homogeneous interval. When additivated, some of the terms show improved values, to a certain extent. One can also remark that they show a good compatibility with the additive system used. 4 Conclusions On the basis of the regular alternation or successive distribution principle of the polar and non-polar chemical functions, equally distributed on the length of a sufficient/ satisfactory long/ large molecule, principle that could be integrated in a so-called myriopod (myriapod) concept, some complex synthetic esters, considered as synthetic base oils with biodegradability potential, built on the basis of malonic acid, isotridecanol, which is considered/ used as an end/ final segment or a capping element, and by using different glycols such as (mono) ethylene, 1,3 propylene, 1,4 butylene,1,5 pentamethylene, 1,6 hexamethylene, diethylene and triethylene glycol, respectively, were synthesized and evaluated as tribological fluids. These absolutely new compounds showed good values for the viscosity index, VI, with values which are ranged from 52 up to 103 units. They also showed good, fair high, values for the flash point, the best value being 184 °C. On the other hand the pour point presents excellent values, all products having pour points around -52 °C, up to -58 °C. On the other hand, this elaborated structure of these complex ensured the capacity to reach a very good level of T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 18 [9] Carr D.D. and DeGeorge N., Synthetic lubricant base stock of monopentaerythritol and trimethylolpropane esters, US Patent, 1989, 4.826.633, May 2, [10] Jumat Salimon, Nadia Salih and Emad Yousif, Improvement of pour point and oxidative stability of synthetic ester basestocks for biolubricant applications, Arabian Journal of Chemistry, 2012, Vol.5, Issue 2, pp 193-200. 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And Resiga D., New Sebacic Complex Ester Base Oils Lubricants with Biodegradability Potential, Tribologie und Schmierungstechnik, Expertverlag, 2014, ISI, 61 Jahrgang, Heft 2, 2014, pp.. 33-46 [18] Mirci L.E. and Patrut A., Synthetic Adipic Complex Tetra- Esters Base Oils, Tribologie und Schmierungstechnik, Expertverlag, 2014, ISI, 61 Jahrgang, Heft 3, 2014, pag 21-27 [19] Mirci L.E. and Patrut A., Synthetic Complex Sebacic Tetraesters Base Oils Lubricants, Tribologie und Schmierungstechnik, Expertverlag, 2014, ISI, 61 Jahrgang, Heft 4, 2014, pag 12-20 [20] Mirci L.E., Synthetic Biodegradable Ester Lubricant and Method of Obtaining Thereof, RO Patent, 2010, 125100, 20.10.2010. [21] Mirci L.E., Synthetic Sebacic Lubricants and Method of Obtaining Thereof, RO Patent, 129562, 2015, 29.05. 2015 [22] Mirci L.E. and Tamas A., Synthetic Complex Malonic Esters as Eco-Friendly Base Oils, The 20 th International Colloquium Tribology, 2016, (ISI ), Technische Akademie Esslingen, TAE, Stuttgart/ Ostfildern,12-14 January 2016, Poster Session (Synthetic Base Oils), 10 pp CDROM, Abstracts p.207 [23] Mirci L.E. and Bogatu L., Synthetic Complex Malonic Esters as Eco-Friendly Lubricants, 21st International Colloquium Tribology, January 9-11, 2018 (ISI) Technische Akademie Esslingen, TAE, Germania, Suttgart/ Ostfildern, Session Axle Fluids and Hydraulic, 11 January 2018, Room G2, 15,30-16,00, Extended Abstract pg 323 Aus Wissenschaft und Forschung 19 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Hier könnte auch IHRE Firmen-Information zu finden sein! 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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! 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 5/ 18 Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie | Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft | Organ der Swiss Tribology Heft 5 September/ Oktober 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_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 20 Aus Wissenschaft und Forschung 21 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 A contact model for the efficient simulation of abrasive wear of multiphase friction materials G. Vorlaufer, F. Heindl, U. Cihak-Bayr, P. O. B. Velazquez, Z. Rózsavölgyi* Es wird ein Programm zur Vorhersage des Verschleißverhaltens von mehrphasigen Werkstoffen, wie sie üblicherweise in Bremsanwendungen eingesetzt werden, vorgestellt. Die Materialauswahl von Verschleißmaterialien muss zahlreiche Einflussfaktoren berücksichtigen, welche sich teilweise durch eine starke gegenseitige Abhängigkeit zueinander auszeichnen. Eine Erhöhung der Lebensdauer kann somit nicht nur mehr auf den Erfahrungswerten von klassischer Ingenieursarbeit basieren. Um die Zeit von Entwicklungszyklen und damit einhergehend die Kosten zu reduzieren, wird eine Entwicklungsreihe aufgebaut, die eine Vorauswahl von Materialien auf Basis numerischer Simulationen und kosteneffizienter Modellversuche ermöglicht, um die Anzahl von Prototypen zu reduzieren. Der Verschleiß von Komponenten wird durch die reale Kontaktfläche bestimmt, eine Modellierung des Kontaktes auf der Ebene der Mikroskala ist somit unerlässlich. Ein statistisches numerisches Modell basierend auf der Kontaktmechanik von Greenwood- Williamson wird für mechanisch heterogene Kontakte in inhomogenen Materialien vorgestellt. Die Rauheit der Oberfläche ist einer bestimmten Materialphase zugeordnet, deren mechanische Reaktion auf externe Kräfte durch Nanoindenter-Messungen bestimmt wurde. Äußere Einflüsse beim Bremsvorgang wie z .B. Sandteilchen werden durch Anpassung des Kontaktmechanikmodells und Modifikation der Kontaktfläche und der daraus resultierenden statistischen Druckverteilung berücksichtigt. Diese Druckverteilungen werden auf einen FEM-Code übertragen, der den Verschleiß des Materials unter verschiedenen Umgebungsbedingungen numerisch berechnen kann, indem er die in einem Modellversuch für verschiedene Werkstoffe ermittelten Verschleißraten verwendet. Schlüsselwörter Verschleißmaterial, Verschleißrate, Mikrokontaktmodell, Simulationsmodell, Greenwood-Williamson In this paper we present a routine to predict wear behaviour of multiphase materials commonly used in brake applications. The material selection for friction materials have to take into account numerous influencing factors, partially with strong mutual dependencies. Thus, increasing the life-time based solely on traditional engineering experience is no longer feasible. In order to reduce development cycles in time and cost, a chain of development tools is built, which enables material preselection based on numerical simulations and cost-efficient model tests to reduce the number of prototypes. The wear of the friction materials is determined by its real contact area and thus modelling the contact on the microscale is essential. A statistical numerical model based on the contact mechanics of Greenwood- Williamson is set up for mechanically heterogeneous contacts occurring in inhomogeneous materials. The asperities are assigned to specific material phases whose mechanical response was determined by nanoindentation measurements. External brake conditions like sand particles are incorporated by adapting the contact mechanics model and modifying the contact area and the resulting statistical pressure distribution. These pressure distributions are transferred to a FEM code, which can numerically calculate the wear of the component under various environmental conditions by using wear rates determined for different materials in a model test. Keywords Friction material, wear rate, micro contact model, simulation model, Greenwood-Williamson Kurzfassung Abstract * Dipl.-Ing. Dr. Georg Vorlaufer Dipl.-Ing. Franz Heindl Dipl.-Ing. Dr. Ulrike Cihak-Bayr Dipl.-Ing. Dr. Pedro Osvaldo Bedolla Velazquez AC 2 T research GmbH, 2700 Wiener Neustadt, A MSc. Zsolt Rózsavölgyi Knorr-Bremse GmbH, 2340 Mödling, A T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 21 Following the main line of arguments of Greenwood and Williamson, the following simplifications and assumptions are made concerning the microscopic contact: • The real contact area is much smaller than the apparent one. • Contact takes place between individual asperities. • On average, contacting asperities are separated far enough of each other such that mechanical interaction between them can be neglected. • Asperities have a characteristic radius of curvature r and the nominal asperity density is proportional to 1/ r 2 with the constant of proportionality being in the order of 1. • The probability density function of the height distribution of asperities is known. In addition, the following simplifications are made for the sand grains: • Sand grains have a spherical shape • The typical radius of a sand grain R is much larger than r • Compared to the materials of the rubbing bodies, sand grains are considered rigid • There is a single layer of sand grains between the rubbing bodies • Within this layer, sand grains are densely packed In a first step a typical length scale s is defined in order to separate the microand macro-scale. As shown in figure 2, on the macro-scale, i. e. at a level of observation with length scales much larger than s, materials are considered homogeneous with smooth surfaces, whereas on the micro-scale, i. e. at a level of observation with length Aus Wissenschaft und Forschung 22 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 1 Introduction Friction materials need to meet a range of requirements necessary to achieve optimal performance in use. One of the critical requirements the friction materials must fulfil is wear resistance against abrasion. Abrasion is recognized as a dominant wear mechanism in such applications, due to the presence of dust, sand and wear particles in the contact. In order to obtain a reasonable wear resistance and constant friction properties, modern friction materials are typically made out of metal matrix composites, i. e. multiphase materials consisting of hard ceramic particles embedded in a softer metal matrix. Although the amount of research performed on such friction materials is vast, the materials and their composition still have to be determined by trial-and-error methods. The overall aim of the present research activity is to establish a routine to predict wear behaviour of friction materials in field applications using a lab-to-field approach. In combination with modelling and numerical simulation, detailed knowledge about tribologically relevant quantities, such as contact pressure and temperature, sliding velocity and dissipated frictional energy, is obtained. Comparison of these quantities in the lab to those in the field allows a transfer of experimental findings to the field and predict wear rate [1]. 2 Modelling approach Within the present approach, a standard dry sand abrasion test modified by AC2T is used to quantify wear rates of different materials under abrasive conditions. In this test, the usual rubber wheel is replaced by a steel wheel and operating temperatures may be adjusted from room temperature up to several hundred degrees centigrade [2]. Apart from macroscopic parameters, like the nominal load, sliding velocity or environmental conditions, the wear rate of friction material is determined by the contact situation on the microscale. Thus, detailed analysis of the static contact situation is performed using a two-scale modelling approach where classical finite element analysis is used to determine the overall (macroscopic) contact pressure distribution [3] and wear rate. Small-scale features, such as the heterogeneity of the material and surface roughness (see figure 1) are incorporated into the analysis in form of a statistical approach similar to the pioneering work of Greenwood and Williamson [4]. Additionally, the abrasive effect of sand or dust in the field is experimentally simulated by Ottawa sand and numerically by including a statistic distribution of third particles. Figure 1: Surface topography and microstructure of a typical friction material [5] T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 22 scales much smaller than s, material structure and surface roughness is taken into account. 2.1 Statistical description of surface roughness By means of s, a unique decomposition of the surface topography into a macroscopic profile (mean profile) and microscopic roughness may be obtained, e. g. using Fourier transform based low-/ high-pass filter techniques. As shown in figure 3, the true (real) profile x (i) (i = 1 and i = 2 denote base and counter body, respectively) is decomposed according to (1) where x- (i) denotes the mean profile and ζ (i) the microscopic elevation measured in direction of the outward directed mean surface normal n- (i) . The true gap g may then be approximated by (2) where g- denotes the macroscopic gap and δ = ζ (1) + ζ (2) the combined microscopic approach of base and counter body. In terms of statistics, surface roughness may be described via its probability density function φ(ζ), where φ(ζ) dζ denotes the probability of a point on the surface having a microscopic elevation between ζ and ζ + d ζ. Having a measured surface topography at hand, φ(ζ) may be obtained numerically. In case that the topographic features of the individual material components can be identified, as, for example, shown in figure 1, it is possible to assign different probability density functions to each if these components. Figure 4 shows the probability density functions for the metal matrix, hard phase and the overall surface topography of the data presented in figure 1. 2.2 Modelling of specific materials - Mechanical response of individual asperities The following considerations refer to the respective characteristics, given by the roughness of the surface, of materials. Modelling of materials, depending on the intended use, is possible by changing the boundary conditions, e. g. hardness response. Aus Wissenschaft und Forschung 23 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Figure 3: Decomposition of the surface topography into mean profile and roughness Figure 2: Scale separation of material structure (left) and roughness (right) according to a typical length scale s ! "# % & ! "# ' ( ! "# )& ! "# * + ,& ! -# . & ! / # 0 3 )& ! / # . ,( ! / # ' ( ! -# 0 % *4 . 5 ! Figure 4: Probability density function of surface roughness calculated from the topography shown in figure 1 T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 23 ! "# &$' % 4 ( ) * +) 3 ,$(- .) limit of the assumption stated earlier, the force acting on a sand grain may be approximated as (4) where N asp is the nominal asperity density. A sand grain clamped between the two surfaces of base and counter body will adjust itself such that the forces exerted to both bodies are equal, i. e. (5) where g- denotes the macroscopic gap between base and counter body, F eq and d eq the equilibrium force and displacement, respectively, of a sand grain with Aus Wissenschaft und Forschung 24 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 When an individual asperity of the base or counter body is brought into contact with a sand grain, it deforms in such a way that no geometric overlap exists. As a consequence, a reaction force is built up. In general, the reaction force F asp is a function of the displacement d, i. e. F asp = F asp (d), and depends on the elasto-plastic material properties. For simple elastic solids it may be obtained within the framework of Hertzian contact mechanics as (3) with E * being the reduced Youngs modulus (contact modulus), see [6]. Clearly, above relation only applies until the onset of plastic deformation. In general, the mechanical response of individual asperities may be simulated numerically or experimentally, e. g. using suitable indentation experiments. Here, the load-versus-indentation behaviour was obtained via nanoindentation experiments using a commercial grade nano-indenter (Hysitron Triboindenter TI 900, see for example [7]) equipped with a conical diamond tip with a tip radius of 1 µm which corresponds to a typical radius of asperity curvature. The measurement results are depicted in figure 5. 2.3 Contact mechanics of single sand grains As mentioned above, sand grains are considered rigid spheres with radii R >> r. Therefore, an individual sand grain will usually contact several asperities. Within the ! "#$% &', () * 2+ - #./ 0 1 (1 3 4 0 (5 = >= #./ 6( 7 ' 8 9' : 7 1 : 8 5; <&5) * ! "#$% &: ) E', 2' 7 BC 7 ( @A F Figure 5: Nano-indentation measurements for the different components (nine single measurements for the matrix and hard phase) of the example material shown in figure 1 @A &', BC ) * ! "#$% &D) E', ( @A F Figure 6: Equilibrium force as a function of gap for a sand grain diameter of 100 µm T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 24 radius R. In figure 6, the values of F eq are plotted as a function of g- for a grain diameter of 100 µm (R = 50 µm). Due to the different asperity height distributions (see figure 4) and different mechanical responses (see figure 5) of hard phase and matrix, two separate curves are obtained. 2.4 Numerical modelling of sand grains as third particles Sand grains used in the abrasion test are not uniform in size. Hence, to describe the total effect of sand in the contact between the sample and the wheel, a size distribution of sand grains is needed. This distribution is obtained by sieving the sand collected after an abrasion test. The sieving results are summarized in table 1. The probability distribution for the sand grain radius, ψ(R), is then obtained by fitting a piecewise constant probability density function to these mass fractions. Results are shown in figure 7. 2.5 The microscopic contact model Combining all previous steps, the microscopic contact model manifests itself as a functional dependence between a macroscopic expected value of the contact pressure and a macroscopic gap. By means of the statistical sand grain distribution the contact model can be expressed as (6) with N grain = 1/ (4 R- 2 ) being the nominal grain area density calculated via the mean grain radius R-. The result is shown in figure 8. Knowing the area fraction of hard phase and matrix, which in case of the material at hand corresponds to a hardphase = 0.02 and a matrix = 0.98, respectively (see figure 1), the total effective contact pressure is given by (7) 3 Simulation of the abrasion test 3.1 Simulation setup The macroscopic simulation of the abrasion test is realised by means of a 2D finite element (FE) model using commercial grade simulation software COMSOL Multiphysics. The model applies structural mechanics equations using large deformations and plane strain approximation. The FE mesh is depicted in figure 9. The rotation axis of the wheel is held fixed at the coordinate origin, while the sample (represented by the rectangular mesh on the left side of figure 9) is allowed to move freely in horizontal direction. An external load corresponding to the expe- Aus Wissenschaft und Forschung 25 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Figure 8: The microscopic contact model Figure 7: probability density function of sand grain radius Table 1: Sieving results Sieving fraction in µm Mass fraction in % 250 - 300 7,5 200 - 250 77,3 100 - 200 6,3 45 - 100 5,8 0 - 45 2,3 Total 99,2 ! "#$% & ' ( )*+,- . / #0& 1 23 #04 $% & 50 6 7 ! " GKG+L #$% & ' > ? +*@A? +B2 ! " ? +*@A? +B2 # #$% & M > F+G*,H ! " F+G*,H #$% & T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 25 Figure 10 shows the progressive change in surface profile, whereas the von Mises stress field at the beginning and the end of the simulation is shown in figure 11. Aus Wissenschaft und Forschung 26 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 rimental one is applied to the sample in positive horizontal direction. Mechanical contact is established between the sample and the wheel by means of a penalty contact formulation. A custom penalty function is implemented which exactly represents the pressure - gap relationship p total (g-) from equation 7. Thus, the macroscopic contact pressure and gap distribution is a result of the FE simulation and depends not only on the macroscopic contact geometry and external load conditions, but also on the specific form of the statistical micro contact model. 3.2 Wear progress According to Archard [8], the worn volume in a sliding contact is proportional to the applied load and the sliding distance. Applying this relation in a time and space resolved notation [9], the linear wear rate h ̇ at a given point of the contact zone is given by (8) where k is a dimensional wear constant, p the contact pressure and v the sliding velocity. Wear progress is realised in the FE simulation by an iterative procedure, where at each iteration step the macroscopic sample geometry is updated according to the wear height accumulated in the previous iteration step. Subsequently, the contact pressure distribution is updated using the new contact geometry. The iterative procedure is terminated when a total amount of sliding distance corresponding to that of the abrasion test (≈ 718 m) has been reached. 3.3 Simulation results By means of the FE simulation the usual macroscopic quantities such as contact pressure distribution, stresses and strains can be calculated. In addition, due to the iterative wear simulation procedure, a progressive change of the macroscopic contact surface may be observed which in turn results in a transient behaviour of all other mechanical quantities. Figure 9: Mesh for the finite element simulation model of the abrasion test +, '-. / . 0* 1 2 ! '-. / . 0* 3 Figure 10: Progressive change of the macroscopic surface profile due to wear Figure 11: Von Mises stress distribution at the beginning (left) and end (right) of the wear simulation T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 26 4 Conclusion The numeric modelling of the wear process is an essential tool to better understand the interaction of materials in a wear process. The presented model is based on a statistical approach in contact mechanics and can incorporate third particles, such as sand, statistically too. The real contact pressure was shown to be calculated for specific and inhomogeneous materials by using elastic properties extracted from nanoindentation measurements. Thus, the effect of different phase contents can also be determined. Linking the contact mechanics model to a conventional FEM code and incorporating experimentally determined wear rates enables simulation of the material-specific wear rates of all friction components. The environmental conditions of different braking situations are taken into account - not only by using different pv values, but also by including the modelled sand particles. With the aim of simulation and various material tests, the characterisation and qualification of the newly developed friction materials can be carried out under exactly defined conditions. Laboratory materials tests give the input data for the calculation. The laboratory wear test validates the results of the simulation. This could eliminate the necessity of the longterm and expensive field tests carried out with various material combinations. The presented simulation method speeds up the development and leads to optimized friction materials that fit the purpose. 5 Acknowledgments The presented research was funded by the Austrian COMET program (Project XTribology, No. 849109), and the work was carried out at the “Excellence Centre of Tribology” (AC 2 T research GmbH) in cooperation with Knorr-Bremse GmbH. 6 References [1] Bedolla P. O., Bianchi D., Vorlaufer G., Polak R., Rechberger C., Pauschitz A.: Combined experimental and numerical simulation of abrasive wear and its application to a tillage machine component, submitted to Tribol Int [2] Rojacz H., Pahr H., Baumgartner S., and Varga M.: High temperature abrasion resistance of differently welded structural steels, Tribol Int 113, 487-499 (2017) [3] Ilincic S., Tungkunagorn N., Vernes A., Vorlaufer G., Fotiu P. 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Jahrgang · 5/ 2018 Tribofilm formation of a-C: H coatings under influence of temperature in boundary lubricated oscillating sliding against alumina and silicon nitride R. Wäsche, A. R. Jayachandran, G. Brandt, T. Schmid, T. Tamura, T. Nakase* Der Einfluss von Temperatur und Gegenkörperwerkstoff auf die Bildung von Tribofilmen auf a-C: H Beschichtungen wurde mit einer Kugel-Ebene Anordnung im geschmierten Kontakt untersucht. Die Ergebnisse zeigen, dass die Verschleißvolumina exponentiell mit der Temperatur ansteigen. In Abhängigkeit von der Temperatur können zwei Bereiche mit unterschiedlichem Reibungsverhalten beobachtet werden. Die Reibungszahlen steigen von Raumtemperatur bis zu einer Übergangstemperatur von etwa 110 °C an und nehmen danach mit weitersteigender Temperatur bis 250 °C wieder ab. Ein Übergangsbereich bei Temperaturen um 110 °C wird auch im Verschleißverhalten beobachtet. Allerdings beschleunigt sich die Zunahme der Verschleißvolumina oberhalb der Übergangstemperatur, hauptsächlich durch Verschleiß der a-C: H Schicht. Obwohl ein direkter Transfer von a-C: H Material auf den Gegenkörper nicht festgestellt wurde, konnte teilweise in Abhängigkeit von der Temperatur die Bildung eines Tribofilmes auf dem Gegenkörper nachgewiesen werden. Die Bildung dieses Tribofilmes mit unterschiedlicher Zusammensetzung scheint die tribologischen Eigenschaften des Systems zu beeinflussen. Auf dem Gegenkörper aus Aluminiumoxid hat sich bei Raumtemperatur kein Tribofilm gebildet. Bei höheren Temperaturen enthält der Tribofilm auf dem Gegenkörper nur Phosphor, das aus dem Antioxidationsadditiv des Schmiermittels stammt. Auf der Kugel aus Siliziumnitrid bildet sich bei allen Temperaturen ein Tribofilm, dessen Hauptkomponente Sauerstoff ist, der aus der Tribo-oxidation des Siliziumnitrids stammt. Bei Temperaturen ab dem Übergangsbereich enthält der Tribofilm zusätzlich Phosphor und Kohlenstoff. Schlüsselwörter a-C: H, Temperatur, Ölschmierung, Aluminiumoxid, Siliziumnitrid, Tribofilm The influence of temperature and counter body material on the tribofilm formation of a-C: H coatings, has been investigated in a lubricated ball on disk contact situation. The results show that the wear volumes of the system increase exponentially with increasing temperature. Regarding friction, due to increasing temperature, two different areas have been identified. Friction increases from room temperature up to about the transition temperature range of 110 °C and decreases with further rising temperatures. The transition temperature range of 110 °C is observed in the wear behavior, too. However, contrary to friction, the wear volume is increasing with increasing temperature, mainly due to increased wear of the a-C: H coating. Although a distinct transfer layer of a-C: H has not been observed, a tribofilm has partly formed. The formation of these tribofilms with different composition seems to have a major influence on the tribological properties. On alumina ball at room temperature no tribofilm has formed. At higher temperatures, the tribofilm contains only a phosphorus compound which stems from the anti-oxidant additive of the lubricant. On silicon nitride ball, a tribofilm forms at all temperatures and oxygen is the main compound. This oxide tribofilm is formed due to the tribo-oxidation of silicon nitride. At higher temperatures above the threshold of 110 °C, the tribofilm also contains phosphorus and carbon. Keywords a-C: H, temperature, lubricated sliding, alumina, silicon nitride, tribofilm Kurzfassung Abstract * Dipl. Min., Dr.-Ing. Rolf Wäsche M. Tech., PhD Ashok Raj Jayachandran Dipl. Ing. (FH) Guido Brandt Dipl. Chem., Dr.rer.nat Thomas Schmid Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung (BAM), 12205 Berlin, Germany Tetsuya Tamura, M. Eng., Takuya Nakase, M. Eng., Dr. Eng. KYB corporation, 1-12-1 Asamizodai, Minami-ku, Sagamihara-shi, Kanagawa, 252-0328 JAPAN T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 28 fore, to investigate and explore the tribological behavior of a-C: H coatings in the range of temperatures from room temperature up to 250 °C in the boundary lubrication regime, highlighting the influence of the counter body material. As counterbody materials, α-alumina and silicon nitride have been chosen. This decision was made for the following reasons. Besides the fact, that these materials are well known structural ceramics with many different applications in machine technology [14], they offer to study the effect of tribochemical influence on the friction and wear behavior. Both are hard materials with little influence of temperature on the mechanical properties in the intended temperature range. However, silicon nitride is prone to oxidation and the generation of silicon oxide due to tribological action may have significant influence on friction and wear, whereas α-aluminum oxide is practically inert. Ordinary steel as a counterbody material could not be used since annealing temperatures of different steels, which are available on the market in the form of a sphere, were just too low, so that these materials would lose their hardness and be prone to severe plastic deformation during the test with the predetermined parameters. 2 Experimental 2.1 Materials The DLC layer is an amorphous carbon coating containing hydrogen, classified as a-C: H. The coating with denotation KYB Type A is an industrial a-C: H coating from KYB Corporation, Sagamihara, Japan. The intermediate metal layer (adhesion layer) is chromium with a thickness of about 50 nm, and it is graded from the substrate with 100 % chromium up to the a-C: H layer. The a-C: H layer has a coating thickness of about 700 nm as determined by measuring the cross section in the Scanning Electron Microscope (SEM). The interface between substrate and coating is free of voids or pores. The surface roughness of the coating was determined as-deposited without machining or finishing using of stylus profilometer (Hommel T8000, stylus tip TKL100 with 60° and 2 µm). The values found were R a = 5 nm, R pk = 6 nm and R vk = 12 nm, respectively. The surface roughness was also determined using an Atomic Force Microscope (AFM) from Asylum corporation. The root-mean-square roughness of the coating (as deposited) was 2.53 nm and R a = 1.98 nm. The hardness of the a-C: H coating is 13 GPa, and the indentation modulus is 139 GPa, as measured with Nano indenter ELIONIX ENT-1100a with a load of 9.8 mN. The ratio of sp 2 / (sp 2 + sp 3 ) as determined with near edge X-ray absorption fine structure (NEXAFS) is 0.49, corresponding to 51 % of sp3 hybridized carbon. The hydrogen content, as measured by Elastic Recoil Detection Analysis (ERDA), is 16 at%. The a-C: H coatings were deposited on the flat surface of a cylindrical disk with a 1 Introduction Diamond-like carbon coatings (DLC) combine a variety of very attractive properties like high hardness, chemical inertness and low adhesion to most counterpart materials [1]. They show therefore a good to excellent tribological behavior depending on the loading conditions [2]. The properties of the coatings are also largely dependent on composition as well as the deposition method and conditions [3,4]. DLC coatings are therefore applied in many manufacturing processes, with great success with respect to enhancing tool life times and decreasing maintenance cycles by supplying low friction and preventing wear. The properties of the coatings are widely dependent on composition as well as the deposition method and conditions [4,5]. Liu et al. stated that the DLC films against alumina showed low values of friction coefficient (< 0.1). The low friction coefficient in the intermediate friction stage is mainly attributed to transfer layer formation, whereas the occurrence of steady-state friction is related to the formation of a graphitized tribolayer under thermal and strain effects from repeated friction [6]. Vanhulsel et al. found that the tribological behavior of the DLC films started to change around 100 °C. Also, at an elevated temperature, the friction coefficient decreased, and the wear scars became larger and deeper due to a more severe wear process. It was postulated that a degradation of the bulk properties of a-C: H coatings occurs at a temperature around 400 °C owing to the dehydrogenation of coating and the transformation of sp 3 hybridized carbon atoms into sp 2 hybridized atoms [7]. Several papers have been published, dealing with the influence of ambient temperature on the tribological performance of a-C: H coatings. They show that the ambient temperature is crucial for the stability of the coating, if tribologically loaded [5, 8, 9, 10, 11]. Results on oil lubricated sliding experiments on a-C: H coatings are more scarcely published than on those tests performed under dry conditions. Currently, existing results of a-C: H in oil lubricated sliding mostly cover the temperature range up to about 80 - 120 °C, since this is the temperature range of steady state conditions for combustion engines and their related components. However, it can be estimated that under heavy load asperity contact situations can efficiently produce 200 °C due to flash temperatures. In previous studies [12,13], it was shown that the tribological performance of hard amorphous carbon coatings under unlubricated conditions is severely decreasing with increasing temperature. Since oil temperatures in the range of 200 - 250 °C bear the danger of oil decomposition due to thermal instability of carbon bonds, synthetic ester oil with an upper application temperature of 250 °C has been applied. The aim of this paper is, there- Aus Wissenschaft und Forschung 29 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 29 application temperature of 250 °C, low vapor pressure and burns without residues. The oil has excellent oxidation stability due to a sulfur-phosphorous compound as oxidation protection additive. The chemical analysis of the oil revealed the following elements: Ti is 10 mg/ kg, phosphorus is 924 mg/ kg, and sulfur is 2300 mg/ kg. No further additives are present. 2.2 Tribological testing The tribological tests on the coatings were performed with an SRV III-tribometer (Optimol, Munich, Germany) using spheres of 10 mm diameter and polished surfaces as a counter body under oscillating conditions in gross slip fretting mode [15]. The test parameters are shown in Table 1. The coefficient of friction and linear wear were recorded online as primary tribological quantities. The friction force (F F ) is determined according to equation (1). The friction energy (F E ) is the energy dissipated during one cycle with stroke 2Δx and corresponds to the area within the friction loop hysteresis [15]. (1) Dividing the friction force (F F ) by the normal force (F N ) results in the coefficient of friction (f) or COF. Since the COF may scatter especially during running-in, the average of COF is formed by using the friction values recorded during the second half of the test, i. e. for a test lasting Aus Wissenschaft und Forschung 30 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 diameter of 24 mm and a height of 7.9 mm made from Cronidur 30 steel by magnetron sputtering, using a graphite target at a temperature of 380 °C in methane (CH4) atmosphere. Cronidur 30 is a nitrogen alloyed steel (1.4108) with an annealing temperature above 450 °C and a Vickers hardness HV10 of 6.8 GPa. This steel was chosen because its annealing temperature is higher than the deposition temperature of the coating so that the mechanical properties of the substrate are unaffected by the deposition process. Counterbody materials were α-alumina and silicon nitride. The form was a sphere with a polished surface. Silicon nitride is NBD 200, a bearing grade material with MgO sinter additive from Cerbec Europe (Saint Gobain), High Tech Ceram, Blankenheim Germany. This material is nearly 100 % dense due to encapsulated hot pressing. Density is 3.2 g/ cm 3 and flexural strength greater than 900 MPa. Young’s modulus is 320 GPa, and Vickers hardness HV10 is 15.5 GPa. The material of the alumina ball is sintered α-alumina Frialit F99.7 with a relative density of > 99 % from Friatec Mannheim, Germany. Impurity content is less than 0.5 %. Young’s modulus is 380 GPa, and Vickers hardness HV1 is 17.6 GPa. All surfaces of the balls are polished with the following surface roughness values Ra: silicon nitride 0.004 µm and α-alumina 0.22 µm. The lubricant used is high temperature ester oil OKS 352 (OKS, Spezialschmierstoffe GmbH, 82216 Maisach, Germany) for industrial use. This oil has an upper Table 1: Tribological system and test parameters Tribosystem Test parameters Ball 10 mm, polished Stroke ∆x 0.2 mm α-Al 2 O 3 and Si 3 N 4 Frequency ν 20 Hz Disk a-C: H on steel Cronidur30 Normal force F n 20 N Lubricating medium High temperature ester oil OKS352 Number of cycles n 10 5 Ambient Laboratory air Oil Temperature T 25 °C to 250 °C ! " ! # $%&' 100,000 cycles, this would mean to record the COF during the last 50,000 cycles and calculating the average. Figure 1 shows a schematic of the wear volumes as they appear on both ball and disk. The radius R’ corresponds to the radius of the ball after the wear test and is identical to the curvature of the wear scar of the disk. The wear scars are generally very minimal due to the high wear resistance of the coating. Wear volumes on the Figure 1: Schematic of wear volumes at ball and disk T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 30 disk have therefore been evaluated by white light interferometry (WLI). The raw data as measured with WLI (New View 5022, Zygo LOT; Darmstadt, Germany) has been evaluated with the software package mountains map 6.2 (Digital Surf, Besancon, France). Figure 2 shows the schematic of wear profile as it appears on the disk specimen after wear. The radius R’ corresponds to the radius of the ball after the wear test and is identical to the curvature of the wear scar of the disc. The denoted radius R corresponds to the radius of the ball. The area difference between the curves of R and R’ corresponds to the worn part on the ball. The planimetric wear W q is the area between disk surface (coating) and the wear scar profile. The linear wear W l is simply the linear distance between disc surface and bottom of wear scar. The wear behavior is described quantitatively by the coefficient of wear, k, which is defined as the total wear volume (W v ), divided by the product of normal force F N and total sliding distance s. Equations (2) - (5) are applied for calculation of the respective wear volumes on ball and disc and the wear coefficient k. (2) (3) (4) (5) W VBall = wear volume at ball W Vdisk = wear volume at disk d k = wear scar diameter perpendicular to sliding direction d || = wear scar diameter parallel to sliding direction R = radius of ball R’ = radius of ball after testing W q = planimetric wear, cross section of wear scar from profile Δx = stroke n = number of cycles F N = normal force W l = linear wear In data series one for each counter material, three independent test series were carried out over the temperature range of room temperature up to 250 °C. Scattering of data for determined wear volumes below 100 °C was relatively low with good reproducibility. Above 100 °C scattering of wear data increased between the data series one on the one hand, and data series two and three on the other hand. Reproducibility for friction coefficients in dependence on temperature was excellent over the whole temperature range. However, wear data showed increased scattering at temperatures above 150 °C, when all three data series are considered. Reproducibility within data series 1 (three independent tests at each temperature) was excellent. 2.3 Microanalytical investigations The wear scars have been characterized by scanning electron microscopy (SEM) and energy dispersive x-ray diffraction (EDX). 3 Results and Discussion 3.1 Friction Figure 3 shows the coefficient of friction of all coated samples under lubricated conditions as a function of temperature for counterbodies alumina and silicon nitride. The dotted lines are simple polynomial fit functions. The graphs show significant and well reproducible characteristics. First, the COF of sliding pair with alumina counterbody is significantly (about 20 %) smaller than the COF for sliding pair with silicon nitride as the counter material for all temperatures. Second, the COF of each sliding pair is increasing with temperature up to a temperature range of about 100 °C for silicon nitride and about 125 °C for alumina. With further temperature increase, the COF for both counter materials are decreasing. Aus Wissenschaft und Forschung 31 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 = Vball W ÷øö çèæ - × × × ^ ' 1 1 64 2 || 2 R R d d p ( ( q Vdisk W x R d d W × D + × × × = ^ ' 1 64 2 || 2 p ( ( ( Vdisk Vball V W W W + = ( n V n V F n x W F sW k × × D × = × = 2 ( Figure 2: Schematic of wear scar profile and the relations between measuring quantities T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 31 the pairings with the alumina counter material is lower than those with silicon nitride as a counter material. This finding is turned into the opposite at higher temperatures above about 150 °C. In this temperature range wear volumes strongly increase much faster with temperature for alumina counter material than for silicon nitride. Figure 6 shows wear volumes after 100,000 cycles sliding distance, separately for disc (DLC layer) and ball (ceramic). These diagrams reveal that at low temperatures the wear is mainly taking place at the ceramic counter body, whereas at high temperatures the wear is significantly higher for the a-C: H coating. At a first glance these results may be understood by the different mechanical properties of the materials. The DLC coating has excellent chemical stability and a high hardness in the lower temperature range, comparable to the two ceramic materials. Consequently, the DLC coating wears less than the two ceramic materials as is observed in Figure 6. Most probably, the wear behavior in this temperature range, below the temperature threshold of 100-120 °C, is characterized by the difference in hardness. However, above this temperature threshold, this wear characteristic is changed dramatically towards wear of the DLC coating. This is most probably due to thermal instability and modification of the carbon network of the coating. DLC Aus Wissenschaft und Forschung 32 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Figure 4 shows the COF for alumina counter material for three different temperatures as evolution with cycles, which also translates to time and sliding distance. The graphs reveal that the friction coefficient is relatively stable. It may also be noted that for 25 and 100 °C the level of COF is constant with increasing number of cycles, whereas the COF measured at 200 °C decreases with increasing number of cycles from initially 0.16 to 0.12 at 200 000 cycles. Similar observations have been made for silicon nitride counter body, but the frictional level is about 20 % higher when compared with alumina counter material. 3.2 Wear Figure 5 shows the wear volumes and the wear coefficients for the entire system (coated sample, lubricant and counter-body) for both counter materials as a function of temperature. The wear volumes and wear coefficients are increasing with increasing temperatures. The graphs reveal that in the low temperature range, up to about 100 °C, the wear volume for Figure 3: Coefficient of friction as function of temperature for aluminum oxide and silicon nitride ball on a-C: H coated Cronidur 30 discs Figure 4: Coefficient of friction as a function of number of cycles (sliding distance) for alumina counter material for three different temperatures Figure 5: Wear volumes and wear coefficients of system for both counter materials as a function of temperature. Please note the different scales for the two counterbody materials. T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 32 coatings of the type a-C: H, as used in this investigation, contain a certain amount of hydrogen and are prone to transformation by enhanced oscillation of carbon bonds owing to temperature. The carbon network will eventually transform into the stable form of graphite when the temperature is high enough. Generation of graphite on DLC coatings due to sliding action at higher temperatures is a long-known phenomenon [6]. Figure 6 reveals a distinct difference between the two counter materials in the temperature range above 150 °C. It is unlikely that only the higher hardness of alumina is causing dramatically higher wear on the a-C: H coating. Another reason might be seen in the fact that silicon nitride is prone to tribochemical wear due to oxidation and that silicon oxide particles are released into the tribo-interface, subsequently modifying friction and wear behavior [16]. To clarify this, Figure 5 is considered again. It suggests that the temperature dependence of the wear process might be exponential. A more exact analysis is possible with graphical presentation of the logarithm of wear rates k versus the reciprocal of the absolute temperature, according to the following equations (6) and (7) [17](6) (7) with A being a pre-exponential factor, hence lnA is a constant. E a is the activation energy of the wear process representing the height of the energy barrier for the underlying reactions leading to wear, R is the universal gas constant 8.314 J · mol -1 · K -1 and T the absolute temperature in Kelvin. In this empirical evaluation of the experimental data, the wear mechanisms are considered to be governed mainly by chemical or physical reactions with specific rate constants. In this respect, reactions like desorption or adsorption of species such as water or hydrogen from the sliding surfaces as well as the transformation of the a-C: H network into graphite and/ or the oxidation of silicon nitride into SiO 2 according to equation (8) may be considered main factors to explain the experimental results observed. The destabilization of a-C: H coatings by temperature and the formation of graphite as the stable phase of carbon is a wellknown phenomenon, occurring around 500 - 600 °C under static conditions [18]. Under sliding conditions, this temperature is lowered to around 100 - 200 °C under dry sliding [6,19,] and under boundary lubricated conditions graphitization may occur around 100 °C [20]. (8) Equation (8) is only one example for multiple other possible oxidation reactions of silicon nitride [21,22,23]. Figure 7 shows the system wear volumes for both counter bodies on a logarithmic scale as a function of the reciprocal absolute temperature. Interestingly, these Arrhenius type graphs show for both systems two distinct temperature areas with different slopes. According to equation (7), the slopes m contains the activation energy E a of the respective wear processes and may be determined according to equations (9) and (10). (9) (10) This analysis reveals, therefore, the existence of a lower temperature area 1, extending from room temperature up to about 110 °C and a higher temperature area 2 which extends from about 110 to 250 °C for each sliding couple. In these areas, the slopes of the logarithm of the wear rate against the reciprocal temperature are both linear but different. This means that a. the evaluation according to equation (6) seems to be justified and b. the activation energies of the underlying chemical reactions and the subsequent wear mechanisms are different. In fact, Figure 7 points at two distinct different wear mechanisms in dependence on temperature for each counter material. This finding is in good agreement with the observed temperature dependence of the coefficients of friction as shown in Figure 3. Figure 3 reveals an increased friction coefficient up to a small temperature range of around 110 °C with decreasing friction coefficients with further increasing temperature. This temperature interval of about 10 - 15 ° around 110 °C corres- Aus Wissenschaft und Forschung 33 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 ! " # $ %& ' / () ( ( ( ( *+ ! *+" , & ' (#) ( ( ( ( Si 3 N 4 + 5 O 2 à 3 SiO 2 + 4 NO ( m= - ! " ( ( ( # $ % &' ( ) ( Figure 6: Wear volumes after 100,000 cycles sliding distance, separately shown for disk (a-C: H layer) and ball (silicon nitride, a, and alumina, b) T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 33 Unfortunately, the published results cover only the temperature range up to 110 °C but show clearly the linear relationship of the logarithm of wear volume with reciprocal absolute temperature. The observed differences in activation energy might be due to the different counter material and the various coatings with much higher hardness. Aus Wissenschaft und Forschung 34 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 ponds well with the transition temperature range of wear rates at around 110 °C for both alumina and silicon nitride counter materials, see shaded area in Figure 9. Figure 7 also reveals, that there is a distinct difference in the wear rates for the two counter body materials. In the lower temperature regime, wear rates of the system with alumina counter-body are smaller compared to the one with silicon nitride counter-body. This difference, which is also indicated in Figure 5, may be addressed to the tribo-oxidational wear on silicon nitride ball, as indicated by equation (8). Figure 8 shows the logarithm of the wear rates of both counter bodies. Over the whole temperature range, only one slope is observed for alumina as well as for silicon nitride, signifying that on the counter body only one single wear mechanism is active. The activation energies for the identified temperature ranges with constant slopes are compiled in Table 2. In the lower temperature range the table reveals slightly higher activation energies for alumina counter body than for silicon nitride. This holds also true for the wear of the a-C: H coating (disk). Activation energy for the wear process is slightly higher for alumina counter body than for silicon nitride counter material. It may be also noticed that the disks show higher activation energies than the counter bodies, although the absolute values are lower. The results are in reasonably good agreement with data published by Lafon-Lafayette et al. [24], on a-C: H and ta-C coatings sliding against steel as a counter material. Figure 7: Logarithm of system wear rates as a function of reciprocal absolute temperature Figure 8: Logarithm of wear volumes of ball as a function of reciprocal absolute temperature Table 2: Activation energies of system, ball and disk in kJ · mol -1 for temperature ranges 25 - 110 and 110 - 250 °C Alumina Silicon nitride Alumina Silicon nitride 25 -110 °C 25 -110 °C 110 -250 °C 110 -250 °C System 5.1 4.3 31.8 10.8 Ball 4.9 3.5 4.9 3.5 a-C: H coated Disk 9.2 7.4 44.3 12.4 T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 34 Figure 9 reveals that the different wear regimes during increasing temperature are stemming from the wear behavior of the a-C: H coating of the disk. The raising COF in Figure 3 at temperatures up to 110 °C, area 1, cannot be explained experimentally. It might be speculated, that in this lower temperature range, desorption of water or of hydrogen from the a-C: H surface plays a vital role for an increasing COF. The desorption of humidity from the sliding surfaces with increasing interactive, attractive forces between the two sliding surfaces (and consequently increasing COF) are well known in lubricated contacts [25]. To get further clarity about the basic wear mechanisms and possible formation of tribofilms, wear scars on the ball have been investigated by scanning electron microscopy (SEM) and energy dispersive x-ray spectroscopy (EDX) Figure 10 shows the SEM image of the alumina and silicon nitride balls after a test run for 100,000 cycles at 25 °C, 100 °C and 200 °C, resp. The pictures show that a tribofilm has formed at all temperatures on silicon nitride ball, but on alumina only at temperatures of 100 and 200 °C. The chemical composition of the tribofilms is shown in Figure 11 and Figure 12 by recording mappings of carbon, aluminum, oxygen and phosphorus as well as sulfur (sulfur is only shown for alumina ball due to lacking space). On the Aus Wissenschaft und Forschung 35 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Figure 9: Logarithm of wear volumes of disk as a function of reciprocal absolute temperature Figure 10: SEM of wear scar on ball; alumina in the upper line, a, b and c, silicon nitride in the lower line, d, e and f; increasing temperatures from left to right, identical scale 50 µm Figure 11: EDX element mapping of tribofilm on alumina ball at 25 °C (left), 100 °C (middle) and 200 °C (right), identical scale 50 µm T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 35 coefficient of friction is higher for silicon nitride counter body. To explain the friction behavior as observed in Figure 3 and Figure 4 in more detail, more experimental data are needed. However, the wear volume above the transition temperature of 110 °C is lower for silicon nitride, see Figure 6. It may be therefore concluded, that tribo-oxidation of the silicon nitride ball causes the main difference in friction and wear. The fact, that on alumina ball no carbon transfer film has formed, and that obvious formation of graphite is not taking place, the decrease of friction above the 110 °C threshold, see Figure 3, is most likely not attributed to graphite as a solid lubricant. 4 Conclusions In the present work, COF and wear behavior were investigated of alumina and silicon nitride balls sliding against a-C: H on Cronidur30 disk under lubricated conditions at temperatures up to 250 °C. From the results obtained, the following conclusions may be drawn: 1. The coefficient of friction increases up to a transition area of 110 °C, then decreases. 2. Arrhenius type analysis of wear coefficients reveals two distinct areas of wear with different wear regimes. The temperature ranges for rising and falling friction coefficients of friction agree well with the temperature ranges for the two different areas of wear. 3. Increasing wear above the transition temperature is mainly due to increased wear on the a-C: H coating. 4. The formation of a tribo-film is observed for both counter materials. However, in the case of alumina counter body, the tribo film consists mainly of a phosphorous compound which stems from the antioxidant additive of the oil. In case of silicon nitride counter body, the tribo-film contains oxygen and phosphorus at 25 °C, and carbon, phosphorous and oxygen at higher temperatures. Aus Wissenschaft und Forschung 36 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 alumina ball, only a tribo-film has formed at temperatures of 100 °C and 200 °C. These films on alumina ball are mainly composed of a phosphorus compound which stems from the phosphorus compound tri-cresylphoshate, which is contained in the oil as an anti-oxidant. It also seems, that the tribofilm is more concentrated on the rim of the wear scar and that its thickness is increasing with temperature. Sulfur, which is also part of the antioxidant mix in the oil, is not present in the film. It is interesting to note, that the element analysis for carbon does not show a significant carbon concentration in the wear scar on alumina ball, see Figure 11. From this experimental observation it may be concluded that a transfer of carbon from the a-C: H layer to the aluminum oxide ball has not taken place. The SEM pictures in Figure 10 show that a tribo-film has formed in the wear scar of the silicon nitride ball at all three temperatures. Figure 12 shows the composition of these films. The oxygen mapping reveals that oxidation has taken place and an oxide containing tribo-film is present, as was already expected. This supports the hypothesis of the tribo-oxidation process of silicon nitride due to tribological movement. But, as primary difference regarding the composition of the tribo-film on alumina ball, on silicon nitride ball a distinct carbon concentration is located in the wear scar, but only at temperatures of 100 and 200 °C, resp. It may be noted that temperature seems to have also a slight but distinct influence on the composition of the film. Going from 100 °C to 200 °C in oil temperature, the carbon intensity of the tribo-film is increased, whereas the phosphorous intensity is decreased at 200 °C. It also seems that the amount of oxygen is increased at the higher temperature. At 25 °C the films contain only oxygen (main) and little phosphorus, but no carbon. The difference in composition of the tribo-film formed may be the main reason for differences in friction and wear behavior. Although friction develops parallel for both counter bodies, it is obvious that in all conditions the Figure 12: EDX element mapping of tribofilm on silicon nitride ball at 25 °C (left), 100 °C (middle) and 200 °C (right), identical scale 50 µm T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 36 5. Influence of counter material on friction and wear is seen to be mainly due to tribo-oxidation of silicon nitride and the differences within the formed tribo-film. Acknowledgement The authors wish to express their sincerest gratitude for the invaluable help of Mrs. C. Neumann and Mrs. C. Slachciak in creating the experimental results and Mrs. S. Benemann for carrying out SEM and EDX measurements. Conflicts of interests: The authors declare there has been no conflicts of interest. References [1] Robertson, J.: Diamond-like amorphous carbon. Mat. Sci. Eng. R 37: 129-281 (2002) [2] Donnet, C., Erdemir, A. (eds.): Tribology of Diamondlike Carbon films - fundamentals and applications. 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Seine nachfolgenden Arbeiten bis 1785 waren der Entwicklung dieser beiden Bereiche gewidmet. 1784 veröffentlichte Coulomb eine Abhandlung zum Thema „Theoretische und experimentelle Studie über Torsion und Elastizität von Metalldrähten“ [6], doch im folgenden Jahr, 1985, widmete er sich „plötzlich“ der Erforschung von Elektrostatik, Magnetismus und viskosen Kräften in Flüssigkeiten [7]. Es ist bekannt, dass Coulomb für diese Studien seine berühmte Torsionswaage verwendet hat, die in allen Physikbüchern in Verbindung mit dem von ihm entdeckten Gesetz der Wechselwirkung von Punktladungen beschrie- Aus Wissenschaft und Forschung 38 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 1 Einführung Veröffentlichte wissenschaftliche Arbeiten oder Beschreibungen wissenschaftlicher Forschung geben selten den tatsächlichen Denkverlauf und die wahre Abfolge von Entdeckungen wieder. Gerald Holton bemerkt: „Viele dieser Publikationen sind Rekonstruktionen, die eine allmähliche Entwicklung mit Hilfe einfacher Beziehungen zwischen Experiment, Theorie und traditionellen Konzepten simulieren“ ([1], S. 2). Es ist interessant zu verfolgen, was historische Studien über den wahren Mechanismus der Entdeckung aufzeigen. Rozov stellt fest, [2], dass der Transfer von Wissen aus einem Forschungsbereich zu einem anderen oft zu einem „plötzlichem“ Durchbruch in diesem Bereich oh- Die Rolle von Analogien und Exaptation in der Wissenschaftsgeschichte: Coulomb - Hertz - Griffiths - JKR E. Popova, V. L. Popov* Große Entdeckungen werden von nachfolgenden Generationen oft als unerwartete Einsichten brillanter Wissenschaftler wahrgenommen. Historische Untersuchungen zeigen jedoch, dass der eigentliche Mechanismus zur Schaffung neuer Theorien und Paradigmen häufig der Transfer von Wissen aus einem Forschungsbereich in einen anderen ist. Solche Übertragungsakte machten den Militäringenieur Coulomb zum Begründer der Theorie der elektrischen Wechselwirkung, den Professor der Himmelsmechanik Poisson zum Begründer der Elektrostatik, und den Entdecker der elektromagnetischen Wellen Hertz zum Begründer der Kontaktmechanik. In diesem Artikel verfolgen wir einen solchen Wissenstransfer in der Geschichte der Elastizitätstheorie und der Kontaktmechanik einerseits und der Elektrostatik andererseits. Teilnehmer an diesem historischen Prozess sind Coulomb, Poisson, Hertz, Inglis, Griffiths und schließlich Johnson, Kendall und Roberts. Schlüsselwörter Kontakt, Elektrostatik, Gravitation, Potentialtheorie, Elastizität, Riss, Adhäsion, Randelemente-Methode Great discoveries are often perceived by future generations as unexpected insights from brilliant scientists. However, historical research shows that the real mechanism for creating new theories and paradigms is often the transfer of knowledge from one field of research to another. Such acts of transfer made the military engineer Coulomb to the founder of the theory of electrical interaction, the professor of celestial mechanics Poisson to the founder of electrostatics, and the discoverer of electromagnetic waves, Hertz, to the founder of contact mechanics. In this article, we illustrate such a transfer of knowledge in the history of the theory of elasticity and the mechanics of contact interactions on the one hand and electrostatics on the other. Participants in this historical process are Coulomb, Poisson, Hertz, Inglis, Griffiths, and eventually Johnson, Kendall, and Roberts. Keywords Contact, Electrostatics, Gravitation, Potential Theory, Elasticity, Crack, Adhesion, Boundary Element Method Kurzfassung Abstract * Elena Popova, Prof. Dr. Valentin L. Popov Technische Universität Berlin, 10623 Berlin T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 38 ben wird. Rozov erklärt diesen Wandel des Forschungsinteresses durch die Tatsache, dass Coulomb durch die Untersuchung der Torsionsgesetze von Drähten ein einzigartiges Gerät zur Messung von Kräften geschaffen hat. Später hat er sein Gerät nicht nur als Mittel zur Untersuchung der elastischen Eigenschaften von Drähten, sondern auch als ein Gerät zur Messung von Kräften (einschließlich elektrischer Kräften) „uminterpretiert“. Eines der berühmtesten Porträts von Coulomb, reproduziert in Bild 1, zeigt Coulomb zusammen mit seiner Torsionswaage. Dieses Porträt kann als Symbol seiner Tätigkeit angesehen werden, da es ein Objekt darstellt, das beide Gebiete seiner wissenschaftlichen Forschung vereint: die Mechanik der Materialien und die Theorie der Elektrizität. Diese beiden Linien seiner wissenschaftlichen Interessen blieben auch nach dem Tod Coulombs im ständigen Zusammenspiel und befruchteten sich gegenseitig. Dieser Artikel widmet sich einer kurzen historischen Übersicht dieses Zusammenspiels. Wir verfolgen den Transfer von Wissen und Methoden, die in der Theorie der statischen Elektrizität gewonnen wurden, auf die Theorie der Elastizität und Kontaktmechanik und zurück. 2 Die physikalische Grundlage der Analogie zwischen Gravitation, Elektrizität und Elastizität Die physikalische Voraussetzung für die wechselseitige Übertragung von Entdeckungen auf dem Gebiet der Elastizitätstheorie und Elektrostatik, die zwei Jahrhunderte dauerte, ist die Gemeinsamkeit grundlegender Lösungen in der Theorie der Elastizität und in der Theorie der Elektrostatik (oder auch in der Gravitationstheorie). Die konzentrierte Normalkraft F N , die am Koordinatenursprung auf einen elastischen Halbraum einwirkt, bewirkt eine normale Verschiebung [8] (1) wobei E * = E / (1-v 2 ), E ist das Elastizitätsmodul, v die Querkontraktionszahl, und r der Abstand zu dem Wirkungspunkt. Das elektrische Potential, das durch eine Punktladung Q im Abstand r erzeugt wird, ist gegeben durch [9] (2) wobei ε 0 die Vakuumpermittivität ist. Das Gravitationspotential einer Punktmasse ist gegeben durch (3) Die offensichtliche Ähnlichkeit der Gleichungen (1), (2) und (3) ist die physikalische Grundlage für die Gemeinsamkeit vieler Probleme in der Elektrostatik, der Gravitation und der Elastizitätstheorie (und der Kontaktmechanik). 3 Wie das von Coulomb entdeckte Gesetz zum „Gesetz von Coulomb“ wurde. Coulomb führte seine Forschungen auf dem Gebiet der Elektrostatik und des Magnetismus in den Jahren 1785- 1789 durch und veröffentlichte sie auch in dieser Zeit. Diese Arbeiten hatten keinen merklichen Einfluss auf die Entwicklung der Theorie der Elektrostatik, bis Poisson das Coulombsche Gesetz benutzte, um das Problem der Ladungsverteilung in einem System von elektrischen Leitern zu lösen. Poisson war ein Schüler von Laplace und Lagrange. Er absolvierte die Polytechnische Hochschule in Paris, erhielt also, wie Coulomb, eine Ingenieurausbildung. 1802 wurde er Professor an der Polytechnischen Hochschule. Seit 1808 arbeitete er als Astronom im Bureau des Longitudes. 1809 wurde er Professor für rationale Mechanik an der neu gegründeten Naturwissenschaftlichen Fakultät in Paris (Faculté des Sciences). Zu dieser Zeit beschäftigte er sich mit den Problemen der Himmelsmechanik. 1808 und 1809 überreichte er der Akademie der Wissenschaften drei wichtige „Memoirs“ über die Unregelmäßigkeit der Planetenbewegung. Er entwickelte die Potentialtheorie (die hauptsächlich von Laplace geprägt wurde) weiter und zeigte, dass die Laplace-Gleichung für das Gravitationsfeld nur in einem massenfreien Raum gültig ist. Er verallgemeinert die Laplace-Gleichung auf den allgemeinen Fall einer beliebigen Massenverteilung und formulierte so die Gleichung, die in der heutigen Zeit jeder Student als Poisson-Gleichung kennt. 1811 veröffentlichte Poisson mehrere Bücher über Mechanik [11], [12], aber im selben Jahr stellte er den ersten Teil seiner „Memoire“ mit dem Titel „Über die Verteilung von Elektrizität auf den Oberflächen von leitenden Körpern“ vor. In den folgenden Jahren arbeitete er parallel an den Problemen des Potentials von verteilten Massen und Ladungen. Der Grund für eine solche „Veränderung des Forschungsgebiets“ liegt auf der Hand: Die mathematische Äquivalenz von elektrischen und Gravitationskräften ermöglichte die Übertragung der seit Newton in der Gra- Aus Wissenschaft und Forschung 39 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Bild 1: Porträt von Charles Augustin de Coulomb mit Torsionswaage (von Ippolit Lecomte) ! * 1 N z F u E r π = , ! ! ! ! ! ! 0 ! ! ! ! 0 0 0 0 0 ! ! ! ! 0 ! ! ! ! ! ! ! ! 0 1 4 Qr ϕ πε = − , ! ! ! ! ! ! 0 ! ! ! ! ! 0 0 0 0 0 ! ! ! ! ! 0 ! ! ! ! ! ! ! ! ! ( ) M r G r Φ = − . ! ! ! ! ! ! 0 ! ! ! ! 0 0 0 0 0 ! ! ! ! 0 ! ! ! ! ! ! ! T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 39 5 Elektrostatik und Bruchtheorie: Inglis und Griffiths Hertz verwendete eine Lösung für das Potential eines geladenen Ellipsoids, um das Kontaktproblem zu lösen. Diese Lösung steht in engem Zusammenhang mit dem Problem der Spannungsverteilung in einem Medium mit einer elliptischen Kavität. Im Gegensatz zum Fall des Hertz-Kontaktproblems ist die Analogie in diesem Fall unvollständig, aber die zur Lösung des elektrostatischen Problems verwendete Methode kann leicht transformiert werden, um das entsprechende Problem der Elastizitätstheorie zu lösen. Das Problem der Spannungsverteilung in einem belasteten Medium mit elliptischer Kavität wurde 1913 von Inglis gelöst [16]. Obwohl Inglis die Lösungen aus dem Bereich der Elektrostatik nicht erwähnt, ähneln sein Ansatz und seine Notation in einzigartiger Weise der Lösung von Problemen aus dem Bereich der Elektrostatik. Insbesondere verwendet Inglis elliptische Koordinaten, die im Zusammenhang mit der Lösung des Problems eines geladenen Ellipsoids entwickelt wurden. Im Fall eines abgeplatteten Ellipsoids mit einer sehr kleinen Halbachse in der normalen Richtung zu den anderen beiden beschreibt diese Lösung einen elliptischen „Riss“ im elastischen Kontinuum. In der berühmten Arbeit über die Theorie der Risse aus dem Jahre 1921 griff Griffiths die Lösung von Inglis an und ergänzte sie mit der Idee einer Bilanz aus elastischer Energie, die in einem unter Spannung stehende elastischen Kontinuum gespeichert wird, und der Trennungsarbeit [17]. Nach Griffiths befindet sich die Spitze des Risses dann im Gleichgewicht, wenn die elastische Energie, die frei wird wenn sich der Riss über eine kurze Strecke ausbreitet, gleich der Arbeit ist, die nötig ist, um die Oberflächen zu trennen. Diese Idee war der Hauptbeitrag von Griffiths. Die mathematische Grundlage, die für die Realisierung dieser Idee notwendig ist, wurde bereits von Inglis geschaffen. 6 Adhäsiver Kontakt und Riss: von Griffiths zu Johnson, Kendall und Roberts 1971, fast ein Jahrhundert nach der Hertzschen Lösung des Kontaktproblems ohne Adhäsion, veröffentlichten Johnson, Kendall und Roberts (JKR) ihren berühmten Artikel über die Adhäsion von elastischen Körpern parabolischer Form [18]. In diesem Papier stellen Johnson, Kendall und Roberts fest, dass ihr Ansatz dem Ansatz von Griffith ähnelt. Sie schreiben: „...the approach followed in this analysis, is similar to that used by Griffith in his criterion for the propagation of a brittle crack.“ Es ist interessant, dass Johnson, Kendall und Roberts es nicht für notwendig hielten, den Artikel von Griffts zu zitieren, sondern erwähnen nur seinen Namen im Text. Die zentrale Idee des JKR-Artikels besteht darin, dass Aus Wissenschaft und Forschung 40 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 vitationstheorie entwickelten Methoden der Potentialtheorie auf das elektrostatische Feld. Man könnte sagen, dass Poisson in der Theorie der Elektrostatik nichts Neues gemacht hat: Er hat lediglich die in der Gravitationstheorie bereits existierenden Methoden auf ähnliche Probleme in der Elektrostatik angewendet. Diese „Kleinigkeit“ wurde jedoch die Geburtsstunde der modernen Elektrostatik. Es war die von Poissons bemerkte Analogie zwischen dem umgekehrten Quadratgesetz für Gravitations- und elektrische Kräfte, welche dazu führte, dass Coulombs Entdeckung zu einem „Coulomb-Gesetz“ wurde und die Grundlage für die nachfolgende Entwicklung der gesamten Elektrodynamik bildete. Man beachte, dass Poisson 1811-1815 auch an den Problemen der Elastizität der Membranen arbeitete. Dieses Problem ist auch mathematisch äquivalent zu den entsprechenden Problemen in der Gravitation und Elektrostatik. 4 Heinrich Hertz - Gründer der Kontaktmechanik Anscheinend hatte Poisson keine analytische Lösung für das Problem des Potentials der Oberfläche eines geladenen Ellipsoids. Nach unserer Kenntnis wurde dieses Problem erstmals 1840 von Prana [13] gelöst. Das Ergebnis von Prana wurde später von Hertz für seine berühmte Lösung des Problems des Kontakts zweier elastischer Körper mit gekrümmten Oberflächen verwendet [14]. Moderne Formulierungen der Kontaktmechanik beruhen auf der Lösung von Boussinesq, der als erster das Problem über die Einwirkung einer Punktkraft auf die Oberfläche eines elastischen Halbraums vollständig gelöst hat [15]. Diese Lösung wurde jedoch erst drei Jahre nach der Arbeit von Hertz veröffentlicht. In seiner berühmten Arbeit [14] geht Hertz von der Analogie des Kontaktproblems eines ellipsoiden Indenters und dem Problem des Potentials eines geladenen Ellipsoids aus, das direkt aus den Gleichungen der Elastizitätstheorie hervorgeht. Unter Berücksichtigung der gefundenen Analogie verwendet Hertz eine ihm als Fachmann in der Elektrizitätstheorie wohlbekannte Lösung des Problems des Potentials eines geladenen Ellipsoids und erhält dadurch eine Lösung des Kontaktproblems. Die Lösung des Kontaktproblems im Lehrbuch von Landau und Lifshitz [8] folgt genau der Logik von Hertz Originalwerk mit einem einzigen Unterschied: Die Analogie zum elektrostatischen Problem wird durch die Boussinesq- Lösung (1) gerechtfertigt. Wir sehen, dass der Hauptverdienst von Hertz darin bestand, dass er die Ähnlichkeit zwischen elastischen und elektrostatischen Problemen feststellte und die bekannte Lösung von der Theorie des elektrostatischen Potentials auf die elastische Region übertrug. Durch diese Analogie wurde Hertz, der vor allem für seine grundlegenden Arbeiten auf dem Gebiet der Elektrodynamik bekannt ist, „unerwartet“ zum Gründer der Kontaktmechanik. T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 40 der adhäsive Kontakt äquivalent zum Griffith-Riss ist (mit dem einzigen Unterschied, dass der Riss normalerweise innerhalb und im „adhäsiven Kontakt“ außerhalb des „Kontaktgebietes“ ist). Johnson, Kendall und Roberts wandten dann das Prinzip der Energiebilanz in genau der gleichen Weise, wie dies Griffiths im Fall eines Risses getan hat, an. Der einzige Unterschied besteht in den Ausdrücken für die elastische Energie: Griffiths verwendete die von Inglis erhaltene Energie für einen „internen Crack“, und JRK die von Hertz und Boussinesque gefundenen Lösungen. Das Erkennen der Äquivalenz des Adhäsionskontaktproblems mit dem Problem des Griffith-Risses war der eigentliche wichtige Beitrag von JKR. Diese Idee führte zu einem schnellen Transfer der Methoden und Lösungen, die auf dem Gebiet der Bruchmechanik von Griffiths entwickelt wurden zur Theorie der Adhäsionskontakte (sowohl vom JKR als auch von anderen Forschern) [19]. Eigentlich hatte bereits Griffiths alle Bausteine, um das Problem des adhäsiven Kontakts zu lösen. Hätte es 1921 Bedarf an der Lösung dieses Problems gegeben, so hätte es wahrscheinlich bereits 1921 die „JKR-Lösung“ gegeben. Manchmal dauert es überraschend lange, die Äquivalenz von Problemen zu verstehen. Nicht ohne Grund sagte Goethe: „Was ist das Schwerste von allem? Was dir das Leichteste dünket: Mit den Augen zu sehn, was vor den Augen dir lieget.“ Xenien aus dem Nachlaß [20] 7 Randelementemethode Die Hauptbemühungen der Mathematiker des 18. und 19. Jahrhunderts waren auf die Suche nach analytischen Methoden zur Lösung partieller Differentialgleichungen gerichtet, durch die viele physikalische Prozesse beschreiben werden. Die Situation änderte sich in den sechziger Jahren des 20. Jahrhunderts mit der Entwicklung von Computern. Viele Methoden der numerischen Berechnung basieren auf der Diskretisierung der Differentialgleichungen. Diese Kategorie schließt auch die weit verbreitete Finite-Elemente-Methode (FEM) ein. In der FEM muss das gesamte Volumen des Systems diskretisiert werden, wobei die Generierung des diskreten Netzes zu den aufwendigsten Teilen der Methode gehört. Eine andere Art numerischer Methoden verwendet die fundamentale Lösung (1) (und ähnliche Lösungen für ein konkretes System) und vermeiden somit die Diskretisierung des Volumens. Nur die Grenze des zu modellierenden Volumens wird diskretisiert - daher der Name: Randelementemethode (boundary element method - BEM). Diese letzte Art von numerischen Methoden steht in direktem Zusammenhang mit dem Thema dieses Artikels. Die Randelementemethode kann aus mathematischer Sicht als direkte Erweiterung der Kontaktmechanik und Bruchmechanik auf das Gebiet der numerischen Methoden betrachtet werden. Es ist schwierig, den Geburtszeitpunkt der BEM genau zu nennen. Aber es ist zumindest möglich festzustellen, wann diese Bezeichnung eingeführt wurde. Nach [21] wurde der Begriff BEM in den frühen 1970er Jahren von Cruz, Rizzo und Brebbia in Umlauf gebracht, fast zeitgleich mit der Publikation der JKR-Theorie. Tatsächlich existierten bereits 1971 alle Teile der BEM-Formulierung für die adhäsiven Kontakte und sie wurden auch veröffentlicht. Es dauerte aber weitere 44 Jahre, bis die Ideen, die den Ideen von Griffiths-JKR in direkter Weise ähneln, auf adhäsive Kontakte angewandt wurden. Die erste Formulierung der „adhäsiven BEM“ wurde 2015 von Port und Popov [22] publiziert (sowie in der Folgearbeit von 2016 [23]) . Die auf der Energiebilanz basierende Formulierung wurde von den Autoren [24] im Jahr 2017 ausführlich getestet und experimentell verifiziert. Die weitere Entwicklung erfolgte sehr schnell (siehe z. B. [25]). Die Methode ist zur Zeit eine anerkannte Methode zur numerischen Simulation von adhäsiven Kontakten komplexer Form [26], [27]. 8 Sind Kelvin und Maxwell die Gründer der Analogie-Methode in der Wissenschaft? Es scheint, dass der Wissenstransfer von einem Wissensgebiet zu einem anderen auf dem Mechanismus der physikalischen Analogie basiert, der Fähigkeit, verschiedene Naturphänomene unter dem gleichen Blickwinkel zu sehen [28]. Historiker der Wissenschaft bezeichnen das 19. Jahrhundert als ein Jahrhundert von Verallgemeinerungen in der Geschichte der Entwicklung der Physik. Zum Beispiel schreibt Robert Purrington in dem Aufsatz „Physik im 19. Jahrhundert“, dass „die Verallgemeinerung aus dem Verständnis heraus entstanden ist, dass viele fundamentale Probleme der Physik (...) in einfachen mathematischen Begriffen formuliert werden können“. Diese Entdeckung gab Wissenschaftlern wie William Thomson und James Clark Maxwell ein mächtiges Werkzeug, das es ihnen (und anderen) ermöglichte, die Ergebnisse der Theorie von Wärme und Gasen auf den Elektromagnetismus anzuwenden ([29], S. 5). Ein markantes Beispiel für die bewusste Suche und Anwendung der Methode von physikalischen Analogien sind die Arbeiten von Thomson und Maxwell auf dem Gebiet des Elektromagnetismus und der Feldtheorie. Als Student veröffentlichte Thomson eine Reihe von Arbeiten über die Anwendung der Fourier-Methode auf Probleme der Wärmeausbreitung in Medien, wobei insbe- Aus Wissenschaft und Forschung 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 41 sik, die mit Beispielen aus der Elektrizität und den Magnetismus illustriert werden können, und noch wichtiger: eine unvollständige Analogie. Der Versuch, eine unvollständige Analogie zu nutzen, impliziert die Suche nach neuen Wegen der Forschung, und ist nach Maxwell das bildende Prinzip der Wissenschaft. Herausragende Beispiele für die zweite Art von physikalischer Analogie sind die mathematische Feldtheorie und Maxwells Elektromagnetismus-Theorie des Lichts. 9 Schlussfolgerung In diesem Artikel haben wir die Geschichte der parallelen Entwicklung der Theorie der Elastizität, Kontaktmechanik und Elektrostatik / Gravitation vorgestellt. Wir haben gezeigt, dass die physikalische Ähnlichkeit des Potentials im Fall von Gravitation und elektrischer Wechselwirkung mit der fundamentalen Lösung in der Theorie der Elastizität zur Übertragung von Methoden und Lösungen von der Gravitationstheorie zur Elektrostatik (Poisson) führte. Dies führte zur Entwicklung von Lösungen in der Elektrostatik, die anschließend in der Kontaktmechanik und der Elastizitätstheorie (Hertz, Inglis) eingesetzt wurden. Diese Lösungen wurden wiederum von Griffiths verwendet, um das Problem der Rissausbreitung zu lösen. Die Ideen von Griffiths wurden schließlich von Johnson, Kendall und Roberts nur leicht umformuliert und in der Theorie des adhäsiven Kontaktes angewendet. Ein solcher Transfer kann durch die gesamte Wissenschaftsgeschichte zurückverfolgt werden und zeigt, dass der Wissenstransfer in vielen Fällen eine der effektivsten Methoden ist, um neues Wissen und sogar neue Wissenschaftsbereiche zu schaffen. Es ist bemerkenswert, dass „Exaptation“ (d.h. die Verwendung einer Eigenschaft für eine Funktion, für die sie ursprünglich nicht geschaffen wurde) auch als Mechanismus für die Entstehung großer Innovationen in der Evolution anerkannt wird [31], [32]. Ein anderes Beispiel für den Wissenstransfer lässt sich am Beispiel von Coulomb nachvollziehen. Coulomb ist durch zwei „Coulombsche Gesetze“ bekannt - das Gesetz der trockenen Reibung und das Gesetz der Wechselwirkung elektrischer Ladungen. Wie wir in dieser Arbeit gezeigt haben, hat Coulomb nicht nur einen entscheidenden Beitrag zur Elektrizitätslehre geleistet, sondern auch (ohne dies zu wissen oder vorausschauen zu können) zu der Theorie der Elastizität und Kontaktmechanik der nächsten zwei Jahrhunderte. Aber auch Coulombs Arbeit über Reibung [33] und die nachfolgende Entwicklung seiner Ideen ist ein faszinierendes Beispiel für den Transfer von Ideen und Methoden: So ist Coulombs Darstellung der physikalischen Natur der Reibung, die später in das Prandl-Tomlinson-Modell und ähnliche Modelle [34] umgesetzt wurde, jetzt eines der am häufigsten verwendeten Konzepte in der Theorie der Plastizität und Nanotribologie. Aus Wissenschaft und Forschung 42 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 sondere auf die Analogie zwischen den Gesetzen der Wärme- und Stromausbreitung Bezug genommen wurde. Bei der Lektüre von Faradays Arbeiten wies er auch darauf hin, dass Faradays Ergebnisse zur elektrostatischen Induktion in der Theorie der elastischen Körper verwendet werden können ([29], S. 59). Die Titel seiner Arbeiten der vierziger Jahre sprechen für sich, zum Beispiel „Über die mechanische Darstellung elektrischer, magnetischer und galvanischer Kräfte“ (1847), Hinweise zur Hydrodynamik (1848), Hinweise zur Integration des Gleichgewichtsgleichgewichts eines elastischen Festkörpers (1848), „Zur Theorie der elektromagnetischen Induktion“ (1848), „Hinweise zur Hydrodynamik: Zur Viskosität von Flüssigkeiten in Bewegung“ (1849). Zu dieser Zeit arbeitete Thomson aktiv mit Stokes zusammen, der sich hauptsächlich mit Problemen der Hydrodynamik und Elastizität befasste. Thomson verwendete die mathematischen Ergebnisse von Stokes in Studien zur Theorie von Wärme und Elektromagnetismus. „Sein Ziel“, schreibt Purrington, „war die Schaffung einer komplexen verallgemeinernden dynamischen Theorie, und der Weg zu dieser Theorie lag in der scheinbaren Ähnlichkeit der mathematischen Strukturen der Theorien von Wärme, Elektrizität, Magnetismus, Licht und elastischen Eigenschaften von Festkörpern“ ([29], S. 61). Mit der Analogie-Methode kam Thomson zu dem Schluss, dass die Ausbreitung elektrischer, magnetischer Kräfte und Wellen in elastischen Festkörpern einheitlich ist. Maxwell, der unter dem großen Einfluss von Thomson stand, nannte diese Methode des Denkens in Analogie „Methode der physikalischen Analogie“ ([29], S. 61). Maxwell war nicht nur ein bemerkenswerter Wissenschaftler, sondern auch ein ebenso bemerkenswerter Wissenschaftstheoretiker. Nach der Bemerkung von Joseph Turner, der 1955 den Artikel „Maxwell über die Methode der physikalischen Analogie“ veröffentlichte, war Maxwell sowohl an allgemeinen philosophischen Problemen interessiert als auch an speziellen Problemen seines eigenen Beitrags zur Physik, einschließlich der Methode physikalischer Analogien ([30], Seite 226). Maxwell hat keine besondere Arbeit zur Philosophie der Wissenschaft geschrieben, aber seine Ideen über die Mechanismen der wissenschaftlichen Erkenntnis durchdringen seine wissenschaftlichen und biographischen Schriften und Briefe. So spricht Maxwell in dem „Appell an die mathematische und physikalische Abteilung der britischen Wissenschaftsgemeinschaft am 15. September 1870“ nicht nur über die Natur der physikalischen Analogie, sondern macht auch Kommentare über die Verwendung dieser Methode, die, seiner Meinung nach, „nicht nur ein legitimes Produkt der Wissenschaft ist, aber auch wiederum in der Lage ist, Wissenschaft zu erzeugen“ ([30], S. 234). Maxwell spricht von zwei Arten der Verwendung von physikalischen Analogien in der wissenschaftlichen Forschung: der Transfer von Lösungen von einem Problem zum anderen Bereich der Phy- T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 42 Danksagung Die Autoren danken M. Popov, E. Willert, A. Filippov, I. Buyanovsky, J. Barber und J. Benad für wertvolle Kommentare. Literatur [1] Holton, Gerald. Themata, Zur Ideengeschichte der Physik, Friedr. Vieweg & Sohn, Braunschweig/ Wiesbaden, 1984, 188 р. [2] Розов, М.А. Пути научных открытий. (К критике историко-научной концепции Т.Куна), Вопросы философии, 1981, №8, С. 138-147. ([2] Rozov, M.A., Wege der wissenschaftlichen Entdeckungen. 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Jahrgang · 5/ 2018 Bestellcoupon Tribologie und Schmierungstechnik „Richtungsweisende Informationen aus Forschung und Entwicklung“ Getriebeschmierung - Motorenschmierung - Schmierfette und Schmierstoffe - Kühlschmierstoffe - Schmierung in der Umformtechnik - Tribologisches Verhalten von Werkstoffen - Minimalmengenschmierung - Gebrauchtölanalyse - Mikro- und Nanotribologie - Ökologische Aspekte der Schmierstoffe - Tribologische Prüfverfahren Bestellcoupon Ich möchte Tribologie und Schmierungstechnik näher kennen lernen. Bitte liefern Sie mir ein Probeabonnement (2 Ausgaben), zum Vorzugspreis von € 39,-. So kann ich die Zeitschrift in Ruhe prüfen. Wenn Sie dann nichts von mir hören, möchte ich Tribologie und Schmierungstechnik weiter beziehen. Zum jährlichen Abo-Preis von € 189,- Inland bzw. € 198,- Ausland. Die Rechnungsstellung erfolgt dann jährlich. Das Jahresabonnement ist für ein Jahr gültig; die Kündigungsfrist beträgt sechs Wochen zum Jahresende. Firma, Abteilung Straße, Nr. Name, Vorname PLZ, Ort Ort/ Datum, Unterschrift: (ggf. Firmenstempel) Coupon an: expert verlag, Abonnenten-Service, Postfach 2020, 71268 Renningen oder per Fax an: (0 71 59) 92 65-20 " 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_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 44 1 Einleitung Frischöle als Motoren-, Industrie- und Prozessöle werden sowohl zum Schmieren von Motoren und Maschinen unterschiedlicher Art als auch als Prozessöle in der chemischen Industrie verwendet. Basisöle für die genannten Produkte sind vor allem Mineralöle, aber auch natürliche und synthetische Esteröle sowie synthetische Kohlenwasserstoffe. Obwohl die Frischöle und die nicht mehr gebrauchsfähigen Altöle im Vergleich zu anderen Chemikalien unter Umwelt- und Gefährdungsgesichtspunkten nicht zu den problematischsten Stoffen gehören, zählen diese Öle, insbesondere durch ihre wassergefährdenden Eigenschaften, zu den umweltschädlichen Stoffen. Werden Frisch- und Altöle durch Havarien, Leckagen oder durch den bestimmungsgemäßen Gebrauch, z. B. in Sägeketten und Zweitaktmotoren, in die Umwelt eingetragen, kann das in Abhängigkeit von der eingetragenen Menge zu zum Teil erheblichen Schädigungen insbesondere von Wasser als Grund- und Oberflächenwasser sowie Boden und Luft führen (Bild 1). Daraus resultierende Folgen sind Störungen des pflanzlichen und tierischen Lebens sowie gesundheitliche Beeinträchtigungen bei Menschen. Aus den genannten Gründen ist es erforderlich, den Eintrag der angeführten Öle in die Umwelt zu vermeiden, mindestens jedoch zu vermindern. Aus der Praxis für die Praxis 45 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Der Beitrag gibt einen Überblick über bestehende und nationale Gesetze, Verordnungen und Vorschriften zu dem für den Umweltschutz relevanten Rechtsbereich Wasserrecht. In dem Zusammenhang wird auf die Neufassung des Wasserhaushaltsgesetzes mit der damit verbundenen ausschließlichen Gesetzgebungskompetenz der Bundesregierung und gleichzeitiger Vereinheitlichung des Anlagenrechts zum Schutz der Gewässer hingewiesen. Schwerpunkt der Ausführungen ist die neue bundesweit verbindliche Verordnung über Anlagen zum Umgang mit wassergefährdenden Stoffen (AwSV). In dem Zusammenhang werden der Geltungsbereich der Verordnung, die die bisher gültigen Länderverordnungen ablöst, und die Anforderungen an Anlagen erläutert. Weiterhin wird das nunmehr normierte Verfahren zur Einstufung von Frisch- und Altölen in Wassergefährdungsklassen ausführlich vorgestellt. Schlüsselwörter Umwelteinwirkungen durch Mineralöle, Umweltschutz, Wasserrecht, Wassergefährdende Stoffe, Wassergefährdungsklassen, Einstufung von Wassergefährdungsklassen, Anlagenverordnung AwSV, Gefährdungspotenzial von Anlagen The article gives an overview of existing national laws, regulations and rules for the environment protection related laws pertaining to water and waterways. The amended version of the Federal Water Act with the exclusive legislation competence of the government of the Federal Republic of Germany will be described. Focus of the paper is the new federal regulation on construction and equipment for handling of substances hazardous to water. A description of the area of application of the new regulation and the requirements to constructions and equipment is given. Additionally the normalized procedure for the classification of oil in water hazardous classes is described. Keywords Environmental effects of mineral oils, environmental protection, water legislation, substances hazardous to water, water hazard classes, classification of water hazard classes, ordinances on installations AwSV, potential of the installation. Kurzfassung Abstract * Dipl.-Ing. Dieter Weidel Industrieberatung IBW, Hamburg Neue Bundesanlagenverordnung AwSV und weitere wasserrechtliche Regelungen für den Umgang mit Frisch- und Altölen D. Weidel* T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 45 (AbwV, Anhang 27) und mineralölhaltige Abwässer aus Kfz-Werkstätten (AbwV, Anhang 49) jeweils 20 mg/ 1 sowie für mechanische Werkstätten (AbwV, Anhang 40) 10 mg/ l. In diesem Zusammenhang ist festzustellen, dass Mineralöl von Natur aus grundsätzlich biologisch abgebaut wird und je nach Konzentration, Ölinhaltsstoffen und Abbaubedingungen nach einer bestimmten Zeit in der Umwelt nicht mehr vorhanden ist. 3 Wassergefährdungspotential von Frisch- und Altöl 3.1 Einstufung der Wassergefährdung Frisch- und Altöle können, wie bereits erwähnt, auch schon in geringen Mengen unsere Umwelt mehr oder weniger negativ beeinflussen. Die Beeinträchtigung resultiert aus der wassergefährdenden Eigenschaft der Stoffe und betrifft insbesondere die negativen Auswirkungen beim Eindringen der Öle in Wasser und Boden. Gemäß Wasserhaushaltsgesetz (WHG) § 62 g Abs. 3 [4] „sind feste, flüssige und gasförmige Stoffe, die geeignet sind, dauernd oder in einem nicht nur unerheblichen Ausmaß nachteilige Veränderungen der Wasserbeschaffenheit herbeizuführen“ wassergefährdende Stoffe. Entsprechend ihrer Gefährlichkeit werden die Stoffe aufgrund ihrer physikalischen, chemischen und biologischen Stoffeigenschaften gemäß der Verordnung über Anlagen zum Umgang mit wassergefährdenden Stoffen (AwSV), die die bisher gültige Verwaltungsvorschrift wassergefährdende Stoffe (VwWwS) [5] abgelöst hat, in Wassergefährdungsklassen (WGK) eingestuft. Der Geltungsbereich der AwSV umfasst sowohl wassergefährdende Stoffe als auch Gemische. Die genannte Aus der Praxis für die Praxis 46 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Um dieses Ziel zu erreichen sind neben der moralischen Verantwortung zum Schutz unserer Umwelt anerkannte und verbindliche Rahmendingungen erforderlich. Im Spannungsfeld zwischen unserem Tun und der Umwelt bilden gesetzliche Rahmenbedingungen und Regelungen die Grundlage für den organisierten Schutz unserer Umwelt. Ausgehend von den möglichen Umwelteinwirkungen durch Frisch- und Altöle sowie deren Wassergefährdungspotential werden die grundsätzlichen gesetzlichen Rahmenbedingungen und verbindlichen Regelungen des Wasserrechts genannt und insbesondere die neue Bundesverordnung über Anlagen zum Umgang mit wassergefährdenden Stoffen (AwSV) [ 1] vorgestellt . 2 Umwelteinwirkungen durch Mineralöle Die schädlichen Einwirkungen beim Eintrag von Mineralölen in die Umwelt werden besonders deutlich bei spektakulären Tankerunfällen, Schiffshavarien oder Ölplattformunfällen, wenn ungeheuer große Mengen Öl Wasser und Böden verseuchen (Bild 2). Die bekannten Bilder von sterbenden Seevögeln, bei dem gezeigten Unfall waren es 150 000 bis 300 000 Seevögel, zeigen das erschreckende Ausmaß der Umweltschäden. Jedoch auch schon geringe Mengen können die Umwelt zumindest kurzfristig in unterschiedlicher Weise negativ beeinflussen. So wird ein Liter Trinkwasser durch 1 mg Mineralöl ungenießbar, 60 % der Krabben sterben durch 1 mg Mineralöl im Wasser ab und 0,1 mg Öl ein einem Liter Wasser verkürzt die Lebenszeit von Krabben um 20 %. Vor diesem Hintergrund sind auch die gesetzlich zugelassenen Grenzwerte für Kohlenwasserstoffe im Abwasser gemäß Abwasserverordung (AbwV) [3] nicht unbedenklich. So beträgt der Grenzwert für die Herkunftsbereiche Altölaufbereitung Bild 1: Quellen für den Eintrag von Mineral-/ Schmieröl in die Umwelt Bild 2: Öltanker „Erika“ havariert vor Bretagne (ca. 30 000 t Schweröl ausgetreten) [2] Beeinträchtigung des Geschmacks von Trinkwasser: 1mg Mineralöl macht 1 Liter Trinkwasser ungenießbar (1ppm) Störung des tierischen Lebens: 1mg/ l (1ppm) tötet 60% aller Krabben 0,1 mg/ l verkürzt die Lebenszeit von Krabben um 20% Störung des Pflanzenwachstums: Bei Tropfverlusten von Mineralöl werden Pflanzen gelb oder sterben ab T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 46 Verordnung verpflichtet die Betreiber von Anlagen zum Umgang mit wassergefährdenden Stoffen, die verwendeten Stoffe und Gemische in Wassergefährdungsklassen selbst einzustufen und die entsprechende Entscheidung zur Einstufung zu dokumentieren. Gemäß AwSV, § 66, entfällt die Verpflichtung zur Selbsteinstufung, wenn bereits für eingestufte Stoffe und Gemische auf der Grundlage der bisherigen VwWwS- Einstufungsgrundsätze die ermittelte und dokumentierte WGK vom Umweltbundesamt im rechtsverbindlich Bundesanzeiger veröffentlicht wurde. Gleichfalls entfällt die Verpflichtung zur Selbsteinstufung für Stoffe und Gemische, - die ohne veröffentlichte WGK-Einstufung sowie nach Einschätzung des Anlagenbetreibers per se als stark wassergefährdend gelten, - die während der Durchführung einer Beförderung in Behältern oder Verpackungen umgeschlagen werden. Gemäß Kapitel 2 der AwSV werden wie bisher die Wassergefährdungsklassen in 3 WGK, unterschieden (Bild 3). Allerdings wird in der Klassifizierung jetzt die WGK 2 als „deutlich wassergefährdend“ anstelle von bisher nur „wassergefährdend“ definiert. Solange Stoffe und Gemische nicht nach den Einstufungsgrundsätzen in eine WGK eingestuft sind, gelten sie als stark wassergefährdend. Neu wurde mit der AwSV für Stoffe und Gemische die Kategorie „allgemein wassergefährdend“ eingeführt. Allgemein wassergefährdende Stoffe, die nicht in Wassergefährdungsklassen eingestuft werden, sind u. a. - aufschwimmende flüssige Stoffe, die vom Umweltbundesamt im Bundesanzeiger als solche veröffentlicht wurden, - Wirtschaftsdünger, - Silage oder Siliergut. Unabhängig davon gelten grundsätzlich alle Stoffe und Gemische, die dazu bestimmt sind oder denen erwartet werden kann, dass sie als Lebensmittel aufgenommen werden oder für die Tierfütterung vorgesehen sind, ausgenommen Silage und Siliergut, als nicht wassergefährdend. Das Selbsteinstufungsverfahren gemäß, AwSV, § 3 bis 12 und Anhang 1, dass das Verfahren nach der bisher geltenden Verwaltungsvorschrift wassergefährdende Stoffe (VwvwS) fortschreibt, unterscheidet eine unterschiedliche Einstufung von Stoffen und Gemischen. Die Kriterien, nach denen die wassergefährdenden Stoffe und Gemische entsprechend ihrer Gefährlichkeit in die WGK 1, 2 oder 3 bzw. als nicht wassergefährdend oder als allgemein wassergefährdend eingestuft werden, sind in der Verordnung genannt und in der Anlage 1 konkretisiert. 3.2 Einstufungen von Stoffen: Gemäß der Begriffsbestimmung der AwSV, § 2, ist ein Stoff ein chemisches Element und seine Verbindungen. Gleichfalls zählen zu den Stoffen Reaktionsgemische, die nicht weiter getrennt oder aufgearbeitet werden können sowie Stoffe, die aufgrund ihrer natürlichen Herkunft eine komplexe Zusammensetzung aufweisen, wie z. B. Mineralölprodukte. Basis der Einstufung von Stoffen sind wissenschaftliche Prüfungen an dem jeweiligen Stoff. Aus den Prüfungsergebnissen werden für den betreffenden Stoff Gefahrenhinweise, sogenannte H-Sätze (ersetzen die ehemaligen R-Sätze in der VwWwS) gemäß Verordnung (EG) Nr. 1272/ 2008 (CLP-Verordnung) abgeleitet [6] Den ermittelten Gefahrenhinweisen werden auf der Basis von vier Gefährlichkeitsmerkmalen sogenannte Bewertungspunkte zugeordnet. Wurden keine wissenschaftlichen Prüfungen zu einzelnen Gefährlichkeitsmerkmalen oder zu Auswirkungen auf die Umwelt durchgeführt, werden dem Stoff gemäß AwSV, Pkt. 4.4, Vorsorgepunkte zugeordnet. Aus den ermittelten Bewertungs- und ggf. Vorsorgepunkten wird für den jeweiligen Stoff die Summe gebildet. Auf der Grundlage dieser Summe wird die entsprechende Wassergefährdungsklasse zugeordnet: WGK 1 für 0-4, WGK 2 für 5-8 und WGK 3 für >8 Punkte. Der Anlagenbetreiber ist verpflichtet, die vorgenommene Einstufung auf einem Formblatt zu dokumentieren, dem Umweltbundesamt vorzulegen und die Veröffentlichung im Bundesanzeiger zu beantragen. Das Umweltbundesamt überprüft und bescheidet die eingereichte Einstufungsdokumentation. Nach der Prüfung von Vollständigkeit und Plausibilität entscheidet das Bundesumweltamt endgültig, teilt die Entscheidung dem Antragsteller mit und veröffentlicht die rechtsverbindliche Einstufung im Bundesanzeiger und in der Internetdatenbank Rigoletto. Zusätzlich ist der Stoffhersteller und -Invehr- Aus der Praxis für die Praxis 47 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Bild 3: Wassergefährdungsklassen (WGK) WGK 1 : schwach wassergefährdende Stoffe WGK 2 : deutlich wassergefährdende Stoffe WGK 3 : stark wassergefährdende Stoffe allgemein wassergefährdende Stoffe T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 47 fung von Gemischen in Wassergefährdungsklassen) einer WGK< 3 zuzuordnen sein“. Das hat zur Folge, dass Motorenaltöle, unabhängig von der Herkunft und Zusammensetzung, in die WGK 3 eingestuft sind, jedoch für andere Altöle nicht mehr kategorisch die WGK 3 gilt. Für die Lagerung und den Umgang mit Altölen kann eine mögliche Zurückstufung bedeutsam sein, da eine niedrigere Wassergefährdungsklasse auch vergleichsweise geringere Sicherheitsmaßnahmen erfordert. Für Schmieröle: „Falls die Wassergefährdungsklassen der Zusatzstoffe zum unlegierten Schmieröl bekannt sind und sich nach Anhang 4 (Einstufung von Gemischen in Wassergefährdungsklassen) eine abweichende WGK ergibt, ist diese vorrangig“. Liegen wissenschaftliche Prüfungsergebnisse zur Toxizität des betreffenden Gemischs vor, kann abweichend von der rechnerischen Ermittlung die WGK des Gemisches auf der Basis der Prüfungen mit daraus resul- Aus der Praxis für die Praxis 48 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 kehrbringer von wassergefährdenen Stoffen gemäß Verordnung (EG) Nr. 1272/ 2008 (CLP-Verordnung) verpflichtet, im Stoff-Sicherheitsdatenblatt die eingestufte WGK anzugeben und zu dokumentieren. Bereits rechtsverbindlich eingestufte Wassergefährdungsklassen für Mineralölprodukte sind beispielhaft in Bild 4 aufgeführt. 3.3 Einstufung von Gemischen Gemische bestehen im wasserrechtlichen Sinn aus mindestens zwei oder mehr Stoffen (Komponenten). Die Wassergefährdungsklasse von Gemischen wird aus den Wassergefährdungsklassen der enthaltenen Stoffe rechnerisch ermittelt. Nicht identifizierte Stoffe werden in diesem Zusammenhang stets wie Stoffe der WGK 3 behandelt. Im Schmierstoffbereich sind Motoren-, Hydraulik- und Getriebeöle sowie auch Altöle typische Beispiele für wassergefährdende Gemische. Die rechnerische Einstufung erfolgt auf der Grundlage der AwSV, Anlage 1, Pkt. 5.2., auch als Rechen- oder Mischungsregel bezeichnet (Bild 5). Grundsätzlich entscheidend für die Einstufung ist der Massenanteil an Stoffen mit einer höheren Wassergefährdungsklasse und dem Anteil krebserzeugender Stoffe. Die Mischungsregel wurde in der vormaligen VwVwS für bestimmte Mineralölprodukte bereits angewendet und ist gemäß AwSV, § 66, weiterhin gültig. So heißt es in de Fußnote 9 zur Kenn-Nr. 438 (Altöl) und der Fußnote 19 zur Kenn-Nr. Schmieröle auf Mineralölbasis (legierte, emulgierbare und nicht emulgierbare, obere Siedgrenze > 400 °C: Für Altöle: „Die Bewertung bezieht sich allgemein auf Altöle gemäß § 5a (1) Abfg bzw. TRbF 200, Nr. 1.3, Abs. 4. Im Einzelfall können Altöle, deren Zusammensetzung aufgrund von Herkunft und Gebrauch oder durch Analyse bekannt ist (z. b. gebrauchte Isolier- oder Hydrauliköle, nicht jedoch gebrauchte Motorenöle), gemäß Anhang 4 Einstu- Bild 4: Wassergefährdungsklassen für Mineralölprodukte [5] Produkt Kenn-Nr WGK Schmieröle auf Mineralölbasis 435 1 (Grundöle, unlegierte, außer dunkle Prozessöle, obere Siedegrenze > 400 °C) Schmieröle auf Mineralölbasis 436 2 (legierte, emulgierbare und nicht emulgierbare obere Siedegrenze > 400 °C), mit Fußnote 19 Altöl, mit Fußnote 9 438 3 Weißöl 434 1 Heizöl EL 119 2 Heizöl schwer 443 1 Isolieröle 802 1 n-Oktan 479 1 Benzol 29 3 Ottokraftstoffe 820 2 Dieselkraftstoff 76 2 WGK % krebserzeugende Stoffe % WGK 1 % WGK 2 % WGK 3 1 < 0,1 > 3,0 < 5,0 2 > 0,1 > 5,0 < 3,0 3 > 0,1 > 3,0 Bild 5: Ermittlung der WGK bei Gemischen nach Rechenregel T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 48 tierenden Bewertungs- und Vorsorgepunkten die WGK- Einstufung erfolgen. Nach der Selbsteinstufung des Gemisches ist der Anlagenbetreiber verpflichtet, die Einstufung auf einem Formblatt zu dokumentieren. Diese Dokumentation ist im Rahmen des Zulassungsverfahrens für die Anlage der zuständigen Ländervollzugsbehörde vorzulegen. Im Gegensatz zur Stoffeinstufung, müssen die eingestuften Gemische nicht beim Umweltbundesamt eingereicht werden. Bei der Vielschichtigkeit möglicher Einwirkungen auf Gewässer wird deutlich, dass die Bewertung des Wassergefährdungspotentials von Stoffen und Zubereitungen mittels Wassergefährdungsklassen nur die Grundlagen für den notwendigen Gewässerschutz bildet. Zur Beurteilung der tatsächlichen Wassergefährdung und der erforderlichen Sicherheitsvorkehrungen sind im Einzelfall auf der Basis der WGK der einzelnen Stoffe und Gemische noch weitere Gesichtspunkte, wie die Anforderungen an das Abwasser aus ölbelasteten Produktionsanlagen gemäß der Abwasserverordnung (AbwV), zu berücksichtigen. Unabhängig davon bildet die Zuordnung von Stoffen und Gemischen zu der potentiellen Wassergefährdung, ausgedrückt in der Wassergefährdungsklasse WGK, die risikoorientierte Grundlage für die weitere Klassifizierung der Anlage mit wassergefährdenden Stoffen bzw. Gemischen in eine Gefährdungsstufe sowie die entsprechende sicherheitstechnische Ausrüstung der Anlage. 4 Wasserrechtliche Regelungen 4.1 Grundsätze der wasserrechtlichen Regelungen Aufgrund des föderalen Charakters der Bundesrepublik Deutschland liegt die Gesetzgebungskompetenz grundsätzlich bei den einzelnen Bundesländern, soweit im Grundgesetz nicht ein Vorrang des Bundes vorgesehen ist. Die Abgrenzung der Kompetenz und Zuständigkeit erfolgt entsprechend den Vorschriften über die ausschließliche und konkurrierende Gesetzgebung. Der Bereich der ausschließlichen Gesetzgebung des Bundes beinhaltet vor allem hoheitliche Aufgaben, wie Zoll, Messwesen, Luftverkehr. Bei der konkurrierenden Gesetzgebung haben der Bund oder die Bundesländer das Gesetzgebungsrecht. Ist es aus der Sicht des Bundes notwendig, bundeseinheitliche Regelungen zu schaffen oder unterschiedliche landesgesetzliche Vorschriften zu vereinheitlichen, kann er im Rahmen der konkurrierenden Gesetzgebung durch eine Grundgesetzänderungen die Kompetenz für eine alleinige Vollregelung in dem betreffenden Rechtsbereich erhalten. Wie nachfolgend noch weiter ausgeführt, war hinsichtlich der wasserrechtlichen Regelungen die Grundgesetzänderung vom 01. September 2006 zum Wasserhaushalt ein Paradigmenwechsel. Neben den originären wasserrechtlichen Regelungen sind das Umweltrecht, das Wasserrecht mit deutschen sowie Europäischen Richtlinien und Verordnungen in diesem Kontext die Säulen des Gewässerschutzes in der Bundesrepublik Deutschland. 4.2 Umweltrecht Die gesetzlichen Rahmenbedingungen und Regelungen des organisierten Umweltschutzes sind Bestandteil des Umweltrechts. Das Umweltrecht umfasst alle Rechtsnormen, die den Schutz der natürlichen Umwelt und der Erhaltung der Funktionsfähigkeit der Ökosysteme bezwecken. Mit den gesetzlichen Regelungen werden Umweltstandards gesetzt und zulässige Grenzwerte für den Gefahrstoffeintrag in die Umwelt festgelegt. Gleichzeitig geben sie konkrete Vorgaben und Handlungshinweise, wie die Schadstoffbelastung zu vermeiden oder zu beschränken ist. Wichtige Rechtsbereiche, mit der Zielstellung Gefährdungen der Umwelt und der Gesundheit durch Frisch- und Altöle zu vermeiden bzw. zu vermindern, sind neben dem dominierenden Wasserrecht die Bereiche Abfall-, Immissionsschutz- und Gefahrstoffrecht mit jeweiligen Gesetzen, Verordnungen und technischen Regeln. 4.3 Wasserrecht Die grundsätzliche Aufgabe des Wasserrechts ist es, das Wasser in seinem natürlichen Kreislauf vor schädlichen Eingriffen zu schützen. Dies beinhaltet den Schutz von fließenden und stehenden Gewässern ebenso wie den Schutz des Grundwassers. Das deutsche Wasserecht ist ein Teilgebiet sowohl des öffentlichen Rechts als auch des Umweltrechts und muss den einschlägigen EU- Richtlinien entsprechen (Bild 6). Die Umsetzung dieser Richtlinien in deutsches Recht erfolgt mit dem Wasserhaushaltsgesetz (WHG). Das WHG schafft die Grundlage für entsprechende konkretisierende Regelungen des Bundes auf der Verordnungsebene (Bild 7). Aus der Praxis für die Praxis 49 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Richtlinie Inhalt 91/ 271/ EWG Kommunale Abwasserrichtlinie 2000/ 60/ EG Wasserrahmenrichtlinie 2004/ 35/ EG Umwelthaftungsrichtlinie 2006/ 11/ EG Gewässerschutzrichtlinie 2006/ 118/ EG Grundwasserrichtlinie Bild 6: Wichtige wasserrechtliche EU-Richtlinien T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 49 und 63 der neuen Fassung übernommen. In den Anforderungen des § 62 WHG an den Umgang mit wassergefährdenden Stoffen wird der Begriff Umgang definiert. Zum Umgang zählen das Lagern, Abfüllen, Herstellen und Behandeln wassergefährdender Stoffe in Anlagen sowie Anlagen zum Verwenden wassergefährdender Stoffe im Bereich der gewerblichen Wirtschaft und im Bereich öffentlicher Einrichtungen. Kernpunkt der Anorderungen ist der sogenannte wasserrechtliche Besorgnisgrundsatz in § 62 Abs. 1 WHG. Vereinfacht ausgedrückt bedeutet die Forderung, dass ein Schadenseintritt durch Anlagen mit wassergefährdenen Stoffen nach menschlichem Ermessen mit an Sicherheit grenzender Wahrscheinlichkeit nicht erfolgt (Bild 8). Der Besorgnisgrundsatz wird grundsätzlich mit der Anwendung von drei Sicherheitsprinzipien erfüllt [7]: - primäre Sicherheit durch Beständigkeit und Dichtheit der Anlagen - redundante Sicherheit durch Auffangräume ohne Abläufe oder doppelwandige Anlagen mit Leckanzeige - ständige Kontrolle und Überwachung der Anlagen (Erkennbarkeit von Undichtheiten, Überwachung durch automatische Einrichtungen, Betriebsanweisungen). Aus der Praxis für die Praxis 50 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 4.4 Wasserrechtliche Regelungen nach Wasserhaushaltsgesetz (WHG) Die grundlegende Rechtsnorm für den Gewässerschutz ist das bereits 1957 in Kraft gesetzte und zwischenzeitlich mehrmals novellierte Wasserhaushaltsgesetz (WHG). Das Wasserhaushaltsgesetz war ursprünglich ein so genanntes Rahmengesetz des Bundes, das von den Wassergesetzen der Länder ausgefüllt wurde. Aufgrund einer Grundgesetzänderung (Artikel 72 Absatz 1 Nummer 32) zum 01.09.06 wurde auch der Bereich „Wasserhaushalt“ Teil der konkurrierenden Gesetzgebung des Bundes. Der Bund regelt damit das Wasserhaushaltsrecht abschließend. Das neugefasste und erheblich erweiterte Wasserhaushaltsgesetz vom 31.07.09 füllt diese Kompetenz aus und schafft zugleich die Grundlage für entsprechende konkretisierende Regelungen des Bundes auf der Verordnungsebene. Die einzelnen Bundesländer dürfen, ausgenommen sind stoff- oder anlagenbezogene Vorschriften, von den Regelungen des Bundes gemäß Artikel 73 Abs. 3 Grundgesetz abweichen. Zum Regelungsbereich des neugefassten WHG zählt der Umgang mit wassergefährdenden Stoffen, für den entgegen der vormaligen Gesetzgebung, aufgrund des Bezugs zu Anlagen oder Stoffen, kein Abweichungsrecht der Länder besteht. Gemäß § 23 Abs. 1 Nr. 6 WHG wird die Bundesregierung ermächtigt, nähere Regelungen über den Schutz der Gewässer gegen nachteilige Veränderungen ihrer Eigenschaften durch den Umgang mit wassergefährdenden Stoffen durch Rechtsverordnungen mit Zustimmung des Bundesrates zu erlassen. Noch vom Bund zu erlassene Rechtsverordnungen und Verwaltungsvorschriften werden ab dem 01.03.10 die bisher gültigen Regelungen der Länder verdrängen. Die jetzt gültige Form des Wasserhaushaltsgesetzes ist hinsichtlich des Umgangs mit wassergefährdenden Stoffen erheblich gestrafft worden, hat jedoch keine wesentlichen materiellen Änderungen zur Folge. Der Regelungsgehalt in der alten Fassung mit den §§ 19 g und 19 h wurde in überarbeiteter Form in die § 62 Verordnung Inhalt Bundesanlagen-VO Verordnung über Anlagen zum Umgang mit (AwSV) wassergefährdenden Stoffen Abwasser-VO Verordnung über Anforderungen an das (AbwV) Einleiten von Abwasser in Gewässer Oberflächengewässer-VO Verordnung zum Schutz der (OGewV) Oberflächengewässer Grundwasser-VO Verordnung zum Schutz des Grundwassers (GrwV) Bild 7: Übersicht über Verordnungen zum WHG „Anlagen zum Lagern, Abfüllen, Herstellen, Behandeln wassergefährdender Stoffe, sowie Anlagen zum Verwenden wassergefährdender Stoffe im Bereich der gewerblichen Wirtschaft und im Bereich öffentlicher Einrichtungen müssen so beschaffen sein und so eingebaut, aufgestellt, unterhalten und betrieben werden, daß eine Verunreinigung der Gewässer oder eine sonstige nachteilige Veränderung ihrer Eigenschaften nicht zu besorgen ist. Das gleiche gilt für Rohrleitungen, die den Bereich eines Werksgeländes nicht überschreiten“ Bild 8: Besorgnisgrundsatz nach WHG § 62 Abs. 1 T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 50 4.5 Neue Bundesverordnung über den Umgang mit wassergefährdenden Stoffen (AwSV) 4.5.1 Geltungsbereich Durch die bereits erwähnte Neuregelung des Wasserrechts vom 31.07.09 wurde die Grundlage geschaffen, konkretisierende Vorgaben des Bundes auf der Verordnungsebene umzusetzen. Mit der „Verordnung über Anlagen zum Umgang mit wassergefährdenden Stoffen, abgekürzt: AwSV“, erfolgte die Ablösung der bisher verbindlichen 16 Länderverordnungen über Anlagen zum Umgang mit wassergefährdenden Stoffen, abgekürzt: VAwS. Am 18.04.17 wurde die AwSV im Bundesgesetzblatt veröffentlicht und am 01.18.17 in Kraft gesetzt. Die Verordnung gilt ausschließlich für Anlagen, in denen mit wassergefährdenden Stoffen und/ oder Gemischen umgegangen wird. Keine Anwendung findet die Verordnung auf Anlagen, die nicht ortsfest sind, nicht ortsfest benutzt werden sowie auf Untergrundspeicher. Weiterhin gilt sie nicht für oberirdische Anlagen außerhalb von Schutzgebieten mit einem Volumen bis 0,22 m 3 (sogenannte Bagatellgrenze) bei flüssigen Stoffen. Die neue Anlagenverordnung schafft ein bundesweit einheitliches Schutzniveau gegen anlagenbezogene Wassergefährdung, dass durch individuelle Änderungen der Länderverordnungen, die auf der Grundlage der Musteranlagenverordnung (Muster-VAwS [8] definiert wurden, nicht in jedem Fall mehr gegeben war. Insbesondere für die Einstufung von Stoffen und Gemischen nach ihrer Wassergefährlichkeit, für die technischen Anforderungen beim Umgang mit wassergefährdenden Substanzen sowie für die Pflichten der Anlagenbetreiber bei Planung, Errichtung und Betrieb dieser Anlagen gelten nun die gleichen Sicherheitsstandard für das gesamte Bundesgebiet. Die neue Verordnung übernimmt zum Großteil bestehende Regelungen der VAwS-Länderverordnungen, die sich als zweckmäßig erwiesen haben. Ein Kernbestandteil der AwSV ist ein normiertes Verfahren zur Einstufung wassergefährdender Stoffe, einschließlich einer hiermit verbundenen Selbsteinstufungspflicht des Anlagenbetreibers (wie bereits in Pkt. 3.1 beschrieben). Gleichzeitig wird damit die auf der Grundlage des WHG erlassene Verwaltungsvorschrift wassergefährdende Stoffe (VwVwS) vom 19.05.99 abgelöst bzw. in die AwSV integriert. Schließlich erfolgt mit der neuen Bundesverordnung auch die Umsetzung der in der Richtlinie 2000/ 60/ EG des Europäischen Parlaments enthaltenen Bestimmungen zum Schutz der Gewässer und für den Bereich der Wasserpolitik in der europäischen Gemeinschaft. 4.5.2 Bestandteile der Bundesanlagenverordnung AwSV Die Bundesanlagenverordnung-AwSV ist in sieben Kapitel (siehe Bild 9) mit 73 Paragraphen und 7 Anhängen gegliedert. Grundsätzlich gilt die AwSV mit den genannten Regelungen für alle Anlagen, in denen mit wassergefährdenden Stoffen, wie Schmieröl- und Altölbehälter, Fass- und Gebindelager sowie Heizölverbraucheranlagen, umgegangen wird. Eine Anlage in diesem Kontext ist definiert als selbständige und ortsfeste oder ortsfest benutzte Einheit, in denen wassergefährdende Stoffe - gelagert, abgefüllt umgeschlagen (umgangssprachlich auch als LAU-Anlagen bezeichnet), - hergestellt, behandelt oder im Bereich der gewerblichen wirtschaft oder im Bereich öffentlicher Einrichtungen (umgangssprachlich als HBV-Anlagen bezeichnet) verwendet werden. Zu einer Anlage gehören alle Anlagenteile, die in einem engen funktionalen oder verfahrenstechnischen Zusammenhang miteinander stehen. Das sind Rohrleitungen, die Anlagen verbinden, als feste oder flexible Leitung zum Befördern wassergefährdender Stoffe, einschließlich ihrer Formstücke, Armaturen, Pumpen, Flansche und Dichtungen. Weiterhin zählen zu einer Anlage sowohl die Flächen einschließlich ihrer Einrichtungen, auf denen wassergefährdende Stoffe gelagert oder regelmäßig in Behältern oder Verpackungen abgestellt werden als auch Fass- und Gebindelager für ortsbewegliche Behälter und Verpackungen, deren Einzelvolumen 1,25 m 3 nicht überschreitet. Heizölverbraucheranlagen sind Lageranlagen und im Bereich der gewerblichen Wirtschaft und öffentlicher Einrichtungen auch Verwendungsanla- Aus der Praxis für die Praxis 51 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Kapitel Inhalt 1 Anwendungsbereich und Begriffsbestimmungen 2 Einstufung von Stoffen und Gemischen 3 Technische und organisatorische Anforderungen an Anlagen zum Umgang mit wassergefährdenden Stoffen 4 Regelungen zu Sachverständigenorganisationen und Sachverständige, Gütegemeinschaften sowie Fachbetriebe 5 Ordnungswidrigkeiten, Schlussvorschriften Bild 9: Bestandteile der Bundesanlagenverordnung AwSV T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 51 Zur Differenzierung der Anforderungen sind vom Anlagenbetreiber, in Abhängigkeit von der Wassergefährdungsklasse und dem maßgebenden geometrischen Anlagevolumen und dem Volumen von Rohrleitungen, die Anlagen vier Gefährdungsstufen zuzuordnen (Bild 10). Aus der ermittelten Gefährdungsstufe einer Anlage resultieren Überwachungs-Sachverständigen- und Fachbetriebspflichten sowie Genehmigungserfordernisse bei der zuständigen Behörde. Bedeutsam ist, dass Prüfzeitpunkte und Prüfintervalle für Anlagen nach der gegebenen Gefährdungsstufe gemäß Anlage 5 der AwSV festgelegt sind. Daraus resultiert, das beispielweise für eine Anlage, die der Gefährdungsstufe A zugeordnet ist, sowohl die Prüfals auch die Anzeigepflichtentfallen. Ein Lagerbehälter mit einem Rückhaltevermögen von 100 % der wassergefährdenden Flüssigkeit durch Auffangwanne, ist in Bild 11 dargestellt. 6 Zusammenfassung Beim Umgang mit Frisch- und Altölen muss grundsätzlich von einer Beeinträchtigung der Umwelt ausgegangen werden. Demgegenüber steht der gesellschaftliche Anspruch nach einem höchstmöglichen Schutz unserer Umwelt. In diesem Spannungsfeld stehen gesetzliche Rahmenbedingungen und Regelungen, wie die Gesetze, Verordnungen und Verwaltungsvorschriften zum Wasserrecht. Frischöle zählen insbesondere durch ihre potentiellen, wassergefährdenden Eigenschaften zu umweltschädlichen Stoffen, während Altöle zusätzlich als gefährliche Stoffe eingestuft werden. In dem Beitrag wird ein Überblick über bestehende und neue nationale und europäische Gesetze, Verordnungen Aus der Praxis für die Praxis 52 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 gen. Schließlich sind im § 2 der Verordnung die für den Umgang wichtigen Begriffe, wie Rückhalteeinrichtungen, doppelwandige Anlagen, Lagern, Abfüllen, Umschlagen, intermodaler Verkehr, Herstellen, Behandeln, und Verwenden definiert. Das Kapitel 2 „Einstufung von Stoffen und Gemischen“ wurde bereits im Pkt. 3 vorgestellt. Anstelle der bisher geltenden Kataloge der Länder- VAwS mit konkreten Anforderungen an Bodenfläche, Rückhaltevermögen und infrastrukturelle Maßnahmen in Form einer Matrix aus WGK und geometrischem Volumen sind die Anforderungen an Anlagen, ergänzend zu den Grundsatzanforderungen, durch eine Reihe von technischen und organisatorischen Anforderungen ersetzt worden. Schwerpunkt dieser Forderungen sind die allgemeinen Anforderungen an die Rückhaltung wassergefährdender Stoffe, die Rückhaltung bei Brandereignissen und die Rückhaltung bei Rohrleitungen. Um ausgetretene wassergefährdende Stoffe zurückzuhalten, sind die Anlagen zwingend mit Rückhalteeinrichtungen, ausgenommen doppelwandige Anlagen, auszurüsten. Wichtig ist, dass Rückhalteeinrichtungen flüssigkeitsundurchlässig sein müssen und keine Abläufe besitzen. In diesem Sinn zählen auch Bodenflächen, auf denen Anlagen aufgestellt sind, zu den Rückhalteeinrichtungen. Hinsichtlich des zurückzuhaltenden Volumens, muss dass Rückhaltevolumen dem Volumen entsprechen, das - bei Betriebsstörungen bis zum Wirksamwerden geeigneter Sicherheitsvorkehrungen freigesetzt werden kann, - bei größtmöglichem Volumenstrom bis zum Wirksamwerden geeigneter Sicherheitsvorkehrungen freigesetzt werden kann, - aus dem größten Behälter, der größten Verpackung oder der größten Umschlagseinheit freigesetzt werden kann. Volumen WGK 1 WGK 2 WGK 3 (cbm) < 0,22 Stufe A Stufe A Stufe A > 0,22< 1,0 Stufe A Stufe A Stufe B > 1,0 < 10 Stufe A Stufe B Stufe C > 10 < 100 Stufe A Stufe C Stufe D > 100 < 1000 Stufe B Stufe D Stufe D > 1000 Stufe C Stufe D Stufe D Bild 10: Einstufung des Gefährdungspotentials von Anlagen Bild 11: Lagerbehälter mit Auffangwanne (Quelle: Denios) T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 52 und Vorschriften für den umweltrelevanten Rechtsbereich Wasserrecht gegeben. In dem Zusammenhang war die Neufassung des Wasserhaushaltsgesetzes, verbunden mit der jetzt nahezu ausschließlichen Gesetzgebungskompetenz durch den Bund, ein entscheidender Schritt hin zu einer Vereinheitlichung des bundesdeutschen Wasserrechts. Diese veränderte Rechtslage ermöglichte dem Bund entsprechende konkretisierende Regelungen auf der Verordnungsebene für den Umgang mit wassergefährdenden Stoffen zu schaffen und gleichzeitig die schon seit längerer Zeit geforderte Vereinheitlichung des Anlagenrechts zum Schutz der Gewässer zu erreichen. Mit der „Verordnung über Anlagen zum Umgang mit wassergefährdenden Stoffen, abgekürzt: AwSV“, erfolgte die Ablösung der bisher verbindlichen 16 Länderverordnungen über Anlagen zum Umgang mit wassergefährdenden Stoffen, abgekürzt: VAwS. Damit sichert die neue Anlagenverordnung ein bundesweit einheitliches Schutzniveau gegen anlagebezogene Wassergefährdung. Ausgehend von den einzelnen Bestandteilen der Verordnung werden insbesondere der Geltungsbereich, wichtige Begriffe und Definitionen zu den betrachteten Anlagen, zu dem normierten Verfahren zur Einstufung von Stoffen und Gemischen in Wassergefährdungsklassen und zu den allgemeinen und besonderen Anforderungen an Anlagen vorgestellt und erläutert. Literatur [1] Verordnung über Anlagen zum Umgang mit wassergefährdenden Stoffen (AwSV) vom 18.April 20017 (BGBl. I, 2017, Nr. 22, S. 905-955) [2] www.spiegelonline.de [3] Verordnung über Anforderungen an das Einleiten von Abwasser in Gewässer (Abwasserverordnung-AbwV) vom 17. Juni 2004 (BGBl I, 2004, Nr. 28, S. 1108-1184) [4] Gesetz zur Ordnung des Wasserhaushalts (Wasserhaushaltsgesetz-WHG) vom 31. Juli 2009 (BGBl. I, 2009, Nr. 51, S. 2585-2621), letzte Änderung 11. August 2010 BGBl. I S, 1163, 1168 ff.) [5] Allgemeine Verwaltungsvorschrift zum Wasserhaushaltsgesetz über die Einstufung wassergefährdender Stoffe in Wassergefährdungsklassen(Verwaltungsvorschrift wassergefährdende Stoffe - VwVwS) vom 17. Mai 1999; zuletzt geändert am 27. Juli 2005, Bundesanzeiger Nr. 142a vom 30. Juli 2005 [6] Verordnung (EG) Nr. 1272/ 2008 des Europäischen Parlaments und des Rates vom 16. Dezember 2008 über die Einstufung, Kennzeichnung und Verpackung von Stoffen und Gemischen, zur Änderung und Aufhebung der Richtlinien 67/ 548/ EWG und 1999/ 45/ EG und zur Änderung der Verordnung (EG) Nr. 1907/ 2006 (Regulation (EC) No 1272/ 2008 of the European Parliament and of the Council of 16 December 2008 on classification, labelling and packaging of substances and mixtures, amending and repealing Directives 67/ 548/ EEC and 1999/ 45/ EC, and amending Regulation [7] Anlagenbezogener Gewässerschutz, Leitfaden für Hersteller und Betreiber von Werkzeugmaschinen, Fachgemeinschaft Werkzeugmaschinen und Fertigungssysteme im VDMA, Frankfurt, 1994 [8] Muster- Anlagenverordnung der Länderarbeitsgemeinschaft Wasser vom 8./ 9. November 1990-Muster-VAwS Aus der Praxis für die Praxis 53 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 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_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 53 Nachrichten 54 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Bereits zum vierten Mal fand Mitte Mai der Workshop des Arbeitskreises „Zuverlässigkeit tribologischer Systeme“ des Deutschen Verbands für Materialforschung und -prüfung (DVM) statt. Der im Jahr 2013 gegründete Arbeitskreis befasst sich mit Reibungsstellen bewegter Teile mit Anwendungsschwerpunkten im Bereich von Gelenken und Führungssystemen in Fahrwerken sowie Lenkungs- und Bremssystemen. Wie bereits im vergangenen Jahr fand die Veranstaltung an der Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung (BAM) in Berlin statt. Dementsprechend war es kein Zufall, dass der Gastvortrag mit dem Titel „Technische Systeme“ von Prof. Horst Czichos gehalten wurde, der von 1992 bis 2002 Präsident der BAM war und als Wissenschaftler grundlegende Beiträge zum Fachgebiet Tribologie geleistet hat. So hat er beispielsweise die Systemanalyse in die Tribologie eingeführt, die bis heute die Terminologie und Methodik dieses Gebiets prägt. Für herausragende technisch-wissenschaftliche Leistungen auf dem Gebiet der Materialforschung und -prüfung zeichnet der DVM regelmäßig herausragende Persönlichkeiten, deren berufliche Leistungen auch für die Zukunft wesentliche Arbeitsergebnisse erwarten lassen, mit der DVM-Ehrennadel in Gold aus. In diesem Jahr fiel die Wahl auf Prof. Jan Scholten, Leiter der Arbeitsgruppe Baumaschinen- und Fördertechnik an der Ruhr-Universität Bochum. Seit Gründung des Arbeitskreises „Zuverlässigkeit tribologischer Systeme“ ist Prof. Scholten dessen Obmann, weshalb die Verleihung der Ehrennadel auch im Rahmen des Workshops stattfand. In seiner Laudatio hob sein langjähriger Weggefährte Volker Treichel, Geschäftsführer der IAMT Engineering GmbH, die Verdienste von Prof. Scholten um den Aufbau der Arbeitsgruppe Baumaschinen- und Fördertechnik an der Ruhr- Universität Bochum sowie sein Engagement als Geschäftsführer und Mitgesellschafter des IBAF-Institut für Baumaschinen, Antriebs- und Fördertechnik GmbH in Bochum, einem Unternehmen der IAMT Gruppe, hervor. Obwohl es nicht explizit im Programm stand, zog sich die Notwendigkeit, bei tribologischen Fragestellungen immer das Gesamtsystem bestehend aus dessen Struktur, Funktion sowie den darauf einwirkenden Beanspruchungen zu betrachten als roter Faden durch den gesamten Workshop. So auch in dem Eingangsvortrag von Axel Kunz, Fa. John Deere, bei dem es um die Möglichkeiten systembasierter industrieller Schmierstoffentwicklung ging. Er stellte dabei das ursprünglich aus der Softwareentwicklung stammende V-Modell für industrielle Entwicklungen vor. Ein Schenkel des Vs stellt dabei die Systemanalyse dar, der andere die Systemintegration. Anhand der durch die Systemanalyse aufgestellten Spezifikationen kann auf jeder Entwicklungsstufe deren Einhaltung geprüft und ggf. korrigiert werden. In dem Vortrag wurde das Modell sehr anschaulich auf die Entwicklung von Schmierstoffen angewendet und damit die Brücke zur Tribologie geschlagen. Insgesamt gab es 12 Vorträge, bei denen es der Zielsetzung des Arbeitskreises entsprechend schwerpunktmäßig um Kugelgelenke, Wälz- und Gleitlager ging. Im Einzelnen wurden Auswahl und Bewertung von Schmierfetten, Schädigungsmechanismen und Funktionsstörungen wie Stick-Slip-Phänomene behandelt. Die dafür eingesetzten Methoden zur Analyse, Charakterisierung und Modellierung von Tribosystemen wurden ebenso vorgestellt wie die Wirkung von Festschmierstoffen in Bremsbelägen und Beschichtungen. In der Abschlussdiskussion unter Mitteilungen der GfT Workshop des DVM-Arbeitskreises „Zuverlässigkeit tribologischer Systeme“ am 16. und 17. Mai in Berlin Verleihung der DVM-Ehrennadel durch DVM-Vorstandsmitglied Dr.-Ing. Pedro Dolabella Portella, BAM (links), an Prof. Jan Scholten, Ruhr-Universität Bochum (Mitte), Laudator: Volker Treichel, IAMT Engineering GmbH (rechts) T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 54 Nachrichten 55 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 der Leitung von Dr. Frank Müller, THK Rhythm Automotive GmbH, wurde ein Fazit der Veranstaltung gezogen und als Perspektive für die Zukunft die Aufnahme von Themen, wie der Tribologie von Kunststoffen, Alterungsverhalten von Fetten, Sensorik und Monitoring, Künstliche Intelligenz sowie die Rolle der Tribologie in neuen Antriebssystemen angeregt. Der Erfolg des Workshops lässt sich an der über die Jahre stetig gewachsenen Teilnehmerzahl ablesen. So fanden diesmal 40 Fachkollegen den Weg nach Berlin, eine Teilnehmerzahl, die für eine als Arbeitstreffen konzipierte Veranstaltung optimal ist. Die Gesellschaft für Tribologie e.V. unterstützt den Arbeitskreis organisatorisch und war zum dritten Mal in Folge mit einem Stand auf dem Workshop vertreten. Aus dem GfT-Beirat ist Prof. Alfons Fischer Mitglied im Programmausschuss und die Mehrzahl der Vortragenden stammte ebenfalls aus den Reihen der GfT, was das hohe fachliche Potential und Interesse an der Zusammenarbeit von DVM und GfT ausweist. Im kommenden Jahr wird der Workshop wieder Mitte Mai stattfinden. Hinzuweisen ist noch auf den DVM- Tag am 27. und 28. März 2019 in Berlin, auf dem unter anderem auch der Arbeitskreis „Zuverlässigkeit tribologischer Systeme“ seine Aktivitäten vorstellen wird. T. Gradt T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 55 Nachrichten 56 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 2/ 2018 Mitteilungen der ÖTG ! ! ! ! ! "#$%&! "#$! %&'()$*+! ,(+-$'$+.$! (+! "'/ 0(1(23! 4567! 8%,9": ; <! 4567=! / >! ? #$! +$@? ! (+$! / +! ? #$! >$'/ $>! (-! ? #/ >! 0/ $++/ *1! ,(+-$'$+.$! $A$+? >! )'/ B*'/ 13! -(.&>$C! (+! ? #$! $.(+(B3! *+C! / +C&>? '/ *1! 1*+C>.*)$! (-! ,$+? '*1! *+C! D(&? #! %&'()$E! "#/ >! .(+-$'$+.$! F/ 11! 0$! ('2*+/ >$C! / +! G&>? 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Q/ $+! *+C! ? #$! RJ/ $++*! : $2/ (+S! $@#/ 0/ ? ! *>! F$11! *! B(C$'+! *'.#/ ? $.? &'$N! #/ 2#L? $.#! / +C&>? '/ $>N! *+C! $C&.*? / (+! *+C! '$>$*'.#! / +>? / ? &? / (+>N! 1/ [$! ? #$! R,$+? '$! (-! %@.$11$+.$! (-! "'/ 0(1(23S! / +! Q/ $+$'! Z$&>? *C? ! 8? (&'! (-! 1*0>! F/ 11! 0$! >.#$C&1$C=N! F/ ? #! B*+3! .(++$.? / (+>! ? (! ? #$! .('$! ? *>[>! (-! ? '/ 0(1(23E! ! ! 777C$&*2C-*; &#$*+,0DEFG! 9+! 0$#*1-! (-! \"]^! Z/ .(1$! _ \: : N! `'/ $C'/ .#! ` : GZ%a N! G+C'$*>! b GKD,T; "c ! 8G,I"=! G+C'$*>! O$'>? *11/ +2$'! 8GG,=! d! 9'2*+/ >*? / (+! %F*1C! < G_; D,T ! 8G,I"=N! ,*'>? $+! ] G,T9" ! 8"K! Q/ $+=N! ]$'F/ +! b : %; D; Z]%: ! 8Da`! \>? $''$/ .#=! d! b'(2'*B! D.#$C&1/ +2! ! '()*+,-.! / +,0$1$23! "$#,&*3! 4*-1,-.! / +,0$1$23! '))$#,-*,$.! "1$5&.,-.! "$#,&*3! 6$+! / +,0$1$23! "7,))! / +,0$1$23! ! HAI/ J4K! DEFG! H(+$%&-.! A$.6&+&.#&! $.! / +,0$1$23! I+2-.,)-*,$.! A$.)$+*,(8 L,&.>! '()*+,-! FD! M! FN! O(.&! DEFG! L,&.! '()*+,-! P&+8-.3! 4*-13! "7,*Q&+1-.9! "1$5&.,-! "1$5-@,-! AQ&#? ! 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TIJ! U'UHJ"! DEFVWEV! X! '.DWA6U! T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 56 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 Wälzlager 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: Rillenkugellager-Außenring Oberbegriff: Brüche Unterbegriff: Bruch des Lagerringes Beschreibung des Schadensbildes Bruch des Außenringes in Umfangsrichtung und Reibkorrosionsangriff. Schadensursache Reibkorrosion Schadensanalyse/ Schadenskatalog 57 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 57 Hinweise für unsere Autoren 58 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 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_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 58 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik 59 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik W. J. Bartz, Denkendorf 4.4.5 Nachschmierung von Wälzlagern Fettgeschmierte Wälzlager Bei der Erstbefüllung eines Wälzlagers mit Schmierfett kann man sich an die folgenden Regeln halten. Dabei gilt der Grundsatz, wonach die Nachschmierfrist umso länger ist, je mehr Schmierfett sich in der Nähe des Lagers befindet. Dabei ist aber zu bedenken, dass bei schnell drehenden Lagern das Schmierfett zu erhöhter Reibung beitragen kann. - Die freien Räume im eigentlichen Lager sind vollständig mit Fett zu befüllen. - Bei sehr langsam laufenden Lagern ist auch der Gehäuseraum mit Fett vollständig zu befüllen. - Bei sehr schnell laufenden Lagern ist der Gehäuseraum nur teilweise (etwa zu 30 bis 40%) mit Fett zu befüllen. Die Nachschmiermengen und -fristen hängen von der Lagergröße, der im Lager befindlichen Fettmenge sowie den Betriebsbedingungen ab. Die sich ergebende nominelle Nachschmierfrist t f ist mit sogenannten Minderungsfaktoren f 1...6 zu multiplizieren um die tatsächliche Nachschmierfrist zu erhalten. Es gilt also t fq = t f · f 1 · f 2 · f 3 · f 4 · f 5 · f 6 . Tabelle 4.18 kann man Hinweise für die Minderungsfaktoren durch erschwerte Betriebszustände entnehmen. In der Praxis kann der gesamte Minderungsfaktor Werte von kleiner 0,1 annehmen. Außerdem sind noch die Gleitverhältnisse im Wälzlager zu berücksichtigen. Wälzlager mit niedrigerer Gleitreibung, z. B. Radialkugellager, weisen einen niedrigeren Minderungsfaktor auf als Lager mit höheren Gleitanteilen, z. B. Axialrollenlager. Dies wird anhand von Bild 4.41 verdeutlicht. Tabelle 4.18: Minderungsfaktoren für ungünstige Betriebs- und Umgebungsverhältnisse T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 59 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik 60 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Ölgeschmierte Wälzlager Auch bei ölgeschmierten Wälzlagern besteht ein Zusammenhang zwischen verfügbarer Ölmenge und Ölwechselfrist. Bei gegebener Lagergröße kann eine bestimmte Ölmenge umso länger im Einsatz bleiben, je größer diese ist. Dies wird anhand von Bild 4.42 verdeutlicht. Bild 4.41: Nachschmierfristen (Fettgebrauchsdauer F10 nach DIN 51825) für Standardfette auf Lithiumseifenbasis bei günstigen Betriebsverhältnissen für unterschiedliche Gleitanteile bei einer Ausfallwahrscheinlichkeit von 10% Bild 4.42: Zusammenhang zwischen Lagergröße, Ölwechselfrist und Ölmenge T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 60 Normen 61 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen E DIN ISO 1219-1: 2018-06 Print: 306,40 EUR/ Download: 282,00 EUR Fluidtechnik - Graphische Symbole und Schaltpläne - Teil 1: Graphische Symbole für konventionelle und datentechnische Anwendungen (ISO 1219-1: 2012 + Amd.1: 2016); Text Deutsch, Englisch und Französisch Fluid power systems and components - Graphic symbols and circuit diagrams - Part 1: Graphic symbols for conventional use and data-processing applications (ISO 1219-1: 2012 + Amd.1: 2016); Text in German, English and French Vorgesehen als Ersatz für die 2013-02 zurückgezogene Norm DIN ISO 1219-1: 2007-12 Erscheinungsdatum: 2018-05-11 Einsprüche bis 2018-09-04 Gegenüber der 2013-02 zurückgezogenen Norm DIN ISO 1219-1: 2007-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: - Die Norm wurde grundlegend überarbeitet. Gegenüber ISO 1219-1: 2012-06 wurden folgende Änderungen vorgenommen: - Abschnitt 7, Beispiel 7.3.11 geändert - Abschnitt 7, Beispiel 7.3.21, 7.3.22 hinzugefügt - Abschnitt 8, neue Symbole in 8.4.63, 8.4.64 aufgenommen Dieser Teil der der DIN ISO 1219 Normenreihe ist die Übersetzung der Internationalen Norm ISO 1219- 1: 2012/ Amd.1: 2016, die unter Leitung deutscher Experten des Arbeitsausschusses NA 060-36-10 „Graphische Symbole und Schaltpläne“ im Fachbereich Fluidtechnik des DIN-Normenausschusses Maschinenbau (NAM) und der Arbeitsgruppe ISO/ 131/ SC 1/ WG 1 „Graphical symbols and circuit diagrams“ erarbeitet wurde. Graphische Symbole dienen der Darstellung von fluidtechnischen Bauteilen und deren Funktion. Sie finden Anwendung in Schaltplänen, auf Typschildern, in Katalogen und Produktbeschreibungen. Dieser Teil von ISO 1219 legt Grundelemente der Symbole fest. Er stellt Regeln zur Bildung fluidtechnischer Symbole zur Verwendung an Bauteilen und in Schaltplänen auf. E DIN ISO 1219-2: 2018-06 Print: 142,10 EUR/ Download: 130,80 EUR Fluidtechnik - Graphische Symbole und Schaltpläne - Teil 2: Schaltpläne (ISO 1219-2: 2012); Text Deutsch, Englisch und Französisch Fluid power systems and components - Graphic symbols and circuit diagrams - Part 2: Circuit diagrams (ISO 1219-2: 2012); Text in German, English and French Vorgesehen als Ersatz für die 2013-03 zurückgezogene Norm DIN ISO 1219-2: 1996-11 Erscheinungsdatum: 2018-05-11 Einsprüche bis 2018-09-04 Gegenüber der 2013-03 zurückgezogenen Norm DIN ISO 1219 2: 1996 11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Die Norm wurde grundlegend überarbeitet. Dieser Teil der DIN ISO 1219 Normenreihe ist die Übersetzung der Internationalen Norm ISO 1219-2: 2015, die unter Leitung deutscher Experten des Arbeitsausschusses NA 060-36-10 „Graphische Symbole und Schaltpläne“ im Fachbereich Fluidtechnik des DIN-Normenausschusses Maschinenbau (NAM) und der Arbeitsgruppe ISO/ 131/ SC 1/ WG 1 „Graphical symbols and circuit diagrams“ erarbeitet wurde. Schaltpläne sind ein Hilfsmittel, um das Verständnis für den Entwurf und die Beschreibung einer Anlage zu erleichtern, damit - durch vereinheitlichte Darstellung - Unklarheiten und Fehler während der Planungsphase, der Fertigung, des Einbaus und der Instandhaltung vermieden werden können. Dieser Teil von ISO 1219 legt die grundlegenden Regeln zur Gestaltung von Hydraulik- und Pneumatikschaltplänen unter Verwendung graphischer Symbole nach ISO 1219-1 fest und gilt auch für Kühlschmiermittelschaltpläne, für Schaltpläne von Schmier- und Kühlkreisläufen sowie für Schaltpläne der Gastechnik, die in Zusammenhang mit fluidtechnischen Anwendungen dargestellt werden. E DIN ISO 1219-3: 2018-06 Print: 112,00 EUR/ Download: 103,00 EUR Fluidtechnik - Graphische Symbole und Schaltpläne - Teil 3: Modulsymbole und verkettete Symbole in Schaltplänen (ISO 1219-3: 2016); Text Deutsch, Englisch und Französisch Fluid power systems and components - Graphical symbols and circuit diagrams - Part 3: Symbol modules and connected symbols in circuit diagrams (ISO 1219- 3: 2016); Text in German, English and French Erscheinungsdatum: 2018-05-11 Einsprüche bis 2018-09-04 Dieser Teil der DIN ISO 1219 Normenreihe ist die Übersetzung der Internationalen Norm ISO 1219-3: 2016, die unter Leitung deutscher Experten des Arbeitsausschusses NA 060-36-10 „Graphische Symbole und Schaltpläne“ im Fachbereich Fluidtechnik des DIN-Normenausschusses Maschinenbau (NAM) und der Arbeitsgruppe ISO/ 131/ SC 1/ WG 1 „Graphical symbols and circuit diagrams“ erarbeitet wurde. Schaltpläne sind ein Hilfsmittel, um das Verständnis für den Entwurf und die Beschreibung einer Anlage zu erleichtern, damit - durch vereinheitlichte Darstellung - Unklarheiten und Fehler während der Planungsphase, der Fertigung, des Einbaus und der Instandhaltung vermieden werden können. In der täglichen Praxis wird ISO 1219-2 hinsichtlich der Sym- Normen T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 61 Normen 62 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 bole von verkettbaren Bauteilen und deren Anordnung leicht modifiziert. Das wird in diesem Teil von ISO 1219 berücksichtigt. Dieser Teil von ISO 1219 ergänzt ISO 1219-1 und ISO 1219-2 um spezifische Regeln für die Erstellung und Verbindung von (Modul-)Symbolen verketttbarer Bauteile in Schaltplänen. Durch Nutzung dieser Symbole kann der Platzbedarf und die Menge an Verbindungslinien auf dem Schaltplan reduziert werden. E DIN EN ISO 3016: 2018-07 Print: 81,90 EUR/ Download: 75,40 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Pourpoints (ISO/ DIS 3016: 2018); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 3016: 2018 Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of pour point (ISO/ DIS 3016: 2018); German and English version prEN ISO 3016: 2018 Erscheinungsdatum: 2018-06-01 Einsprüche bis 2018-07-25 Gegenüber DIN ISO 3016: 2017-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Aufnahme eines digitalen Kontaktthermometers; b) Aktualisierung der normativen Verweisungen; c) einige Reagenzien und Materialien entfernt (bzw. an ISO 3015 angepasst); d) Bad- und Probentemperaturbereiche an ASTM D97 angepasst; e) Präzision an ASTM D97 angepasst; f) Literaturhinweise hinzugefügt. Dieses Dokument legt ein Verfahren zu Bestimmung des Pourpoints von Mineralölerzeugnissen fest. Ein zur Bestimmung des unteren Pourpoints von Heizölen, schweren Grundölen für Schmieröle und anderen Produkten, die Rückstandsölkomponenten enthalten, geeignetes Verfahren wird ebenfalls beschrieben. E DIN EN ISO 22995: 2018-05 Print: 67,00 EUR/ Download: 61,70 EUR Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Cloudpoints - Verfahren mit automatischer schrittweiser Abkühlung (ISO/ DIS 22995: 2018); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 22995: 2018 Petroleum products - Determination of cloud point - Automatic step-wise cooling method (ISO/ DIS 22995: 2018); German and English version prEN ISO 22995: 2018 Erscheinungsdatum: 2018-04-27 Einsprüche bis 2018-06-20 Dieses Verfahren bestimmt den Cloudpoint mit automatischer schrittweiser Abkühlungs-Technik mit optischer Detektion. E DIN 51807-1: 2018-05 Print: 44,40 EUR/ Download: 40,80 EUR Prüfung von Schmierstoffen - Prüfung des Verhaltens von Schmierfetten gegenüber Wasser - Teil 1: Statische Prüfung Testing of lubricants - Test of the behaviour of lubricating greases in the presence of water - Part 1: Static test Vorgesehen als Ersatz für DIN 51807-1: 1979-04 Erscheinungsdatum: 2018-04-06 Einsprüche bis 2018-05-30 Gegenüber DIN 51807-1: 1979-04 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Anpassung des Anwendungsbereiches an die NLGI- Klassen; b) Aufnahme insbesondere solcher Eigenschaften, die dem Anwender eine Qualitätsauswahl der Schmierfette G, nach dem heutigen Stand der Technik, ermöglichen; c) Dokument redaktionell überarbeitet. Das Verfahren nach dieser Norm dient zur Feststellung inwieweit sich Schmierfette unter statischen Bedingungen gegenüber destilliertem Wasser bei verschiedenen Temperaturen verhalten. 1.1.1.1 Übersetzugen DIN EN ISO 20623: 2018-04 Print: 112,10 EUR/ Download: 103,10 EUR Petroleum and related products - Determination of the extreme-pressure and anti-wear properties of lubricants - Four-ball method (European conditions) (ISO 20623: 2017) Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der Hochdruck (EP)- und Verschleißschutzeigenschaften von Schmierstoffen - Verfahren mit dem Vierkugel-Apparat (Europäische Bedingungen) (ISO 20623: 2017) 1.1.2 Technische Lieferbedingungen des BAAINBw Z BAAINBw TL 6810-0015: 2013-09 Technische Lieferbedingungen - Molybdändisulfid; NATO-Kode: S-740; Bw-Kode: SY7125 Zurückgezogen, ersetzt durch BAAINBw TL 6810- 0015: 2018-03 BAAINBw TL 6810-0015: 2018-03 Technische Lieferbedingungen - Molybdändisulfid; NATO-Kode: S-740; Bw-Kode: SY7125 Ersatz für BAAINBw TL 6810-0015: 2013-09 Z BAAINBw TL 9150-0066: 2012-03 Technische Lieferbedingungen - Schmierfett, seewasserbeständig; NATO-Kode: G-460; Bw-Kode: GY3090 Zurückgezogen, ersetzt durch BAAINBw TL 9150- 0066: 2018-04 BAAINBw TL 9150-0066: 2018-04 Technische Lieferbedingungen - Schmierfett, seewasserbeständig; NATO-Kode: G-460; Bw-Kode: GY3090 Ersatz für BAAINBw TL 9150-0066: 2012-03 T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 62 Normen 63 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Z BAAINBw TL 9150-0075: 2011-09 Technische Lieferbedingungen - Wälzlagerschmierfett - NATO-Kode: G-421; Bw-Kode: GY3020 Zurückgezogen, ersetzt durch BAAINBw TL 9150- 0075: 2018-04 BAAINBw TL 9150-0075: 2018-04 Technische Lieferbedingungen - Wälzlagerschmierfett; NATO-Kode: G-421; Bw-Kode: GY3020 Ersatz für BAAINBw TL 9150-0075: 2011-09 Z BAAINBw TL 9620-0001: 2012-12 Technische Lieferbedingungen - Graphitpulver; NATO- Kode: S-732; Bw-Kode: SY7100 Zurückgezogen, ersetzt durch BAAINBw TL 9620- 0001: 2018-03 BAAINBw TL 9620-0001: 2018-03 Technische Lieferbedingungen - Graphit, Pulver; NATO-Kode: S-732; Bw-Kode: SY7100 Ersatz für BAAINBw TL 9620-0001: 2012-12 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen E prEN ISO 3015: 2018-04 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Cloudpoints (ISO/ DIS 3015: 2018) Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of cloud point (ISO/ DIS 3015: 2018) Vorgesehen als Ersatz für EN 23015: 1994-03 Einsprüche bis 2018-06-28 E prEN ISO 3016: 2018-04 Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of pour point (ISO/ DIS 3016: 2018) Einsprüche bis 2018-06-28 1.2.2 ISO-Normen E ISO/ DIS 3015: 2018-04 67,20 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Cloudpoints Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of cloud point Vorgesehen als Ersatz für ISO 3015: 1992-08 Einsprüche bis 2018-06-28 E ISO/ DIS 3016: 2018-04 67,20 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Pourpoints Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of pour point Vorgesehen als Ersatz für ISO 3016: 1994-08 Einsprüche bis 2018-06-28 ZV ISO/ TS 15029-2: 2012-12 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der Zündeigenschaften von Sprühstrahlern schwer entflammbarer Flüssigkeiten - Teil 2: Sprühstrahl-Zündprüfung - Wärmeabgabe einer stabilisierten Flamme Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 15029-2: 2018-04 ZE ISO/ FDIS 15029-2: 2017-12 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der Zündeigenschaften von Sprühstrahlern schwer entflammbarer Flüssigkeiten - Teil 2: Sprühstrahl-Zündprüfung - Wärmeabgabe einer stabilisierten Flamme ISO 15029-2: 2018-04 159,80 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der Zündeigenschaften von Sprühstrahlern schwer entflammbarer Flüssigkeiten - Teil 2: Sprühstrahl-Zündprüfung - Wärmeabgabe einer stabilisierten Flamme Petroleum and related products - Determination of spray ignition characteristics of fire-resistant fluids - Part 2: Spray test - Stabilised flame heat release method Ersatz für ISO/ TS 15029-2: 2012-12 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen E DIN EN ISO 4022: 2018-07 13,90 EUR Durchlässige Sintermetallwerkstoffe - Bestimmung der Flüssigkeitsdurchlässigkeit (ISO/ FDIS 4022: 2018); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 4022: 2018 Permeable sintered metal materials - Determination of fluid permeability (ISO/ FDIS 4022: 2018); German and English version prEN ISO 4022: 2018 Erscheinungsdatum: 2018-06-01 Einsprüche bis 2018-07-25 Gegenüber DIN EN ISO 4022: 2006-06 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Reihenfolge von Abschnitt 3 und Abschnitt 4 vertauscht, Abschnitt 3 in 3.1 und 3.2 geteilt; b) 3.1.3, 3.1.4, 3.1.5, 3.1.13 und 3.1.14 redaktionell überarbeitet; c) Abschnitt 3: terminologische Einträge „Länge“ und „dynamische Viskosität“ gelöscht; d) 6.1.1 und 6.1.2, Bild 1 und 2 und Legenden redaktionell überarbeitet; e) 7.1.2, erste Gleichung gelöscht und Gleichung (2) berichtigt, „l“ zu „1“ geändert; T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 63 Normen 64 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 f) 8.3, Gleichung (12) berichtigt, „ρ“ geändert in Symboldarstellung von „ρ“. Dieses Dokument legt ein Verfahren für die Ermittlung der spezifischen Durchströmbarkeit von durchlässigen Sintermetallen fest, in denen die Poren durchgehend und miteinander verbunden sind. Die Prüfung wird unter solchen Bedingungen durchgeführt, dass die spezifische Durchströmbarkeit als Viskosität und Trägheits-Permeabilitätskoeffizient ausgedrückt wird. E DIN ISO 4393: 2018-05 Print: 44,40 EUR/ Download: 40,80 EUR Fluidtechnische Anlagen und Bauteile - Zylinder - Kolbenhub-Grundreihen (ISO 4393: 2015); Text Deutsch und Englisch Fluid power systems and components - Cylinders - Basic series of piston strokes (ISO 4393: 2015); Text in German and English Vorgesehen als Ersatz für DIN ISO 4393: 1984-01 Erscheinungsdatum: 2018-04-13 Einsprüche bis 2018-08-06 Gegenüber DIN ISO 4393: 1984-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) der Titel der Norm wurde präzisiert; b) die normativen Verweisungen wurden aktualisiert; c) die Literaturhinweise wurden ergänzt; d) Tabelle 1 „Kolbenhübe“ wurde erweitert. Diese Norm ist die Übersetzung der zweiten Ausgabe der Internationalen Norm ISO 4393: 2015, die unter Leitung deutscher Experten des Arbeitskreises NA 060-36- 21-01 „Pneumatische Antriebe“ im Fachbereich Fluidtechnik im DIN-Normenausschuss Maschinenbau (NAM) durch das Unterkomitee ISO/ TC 131/ SC 3 „Cylinders“ erarbeitet wurde. Diese Internationale Norm legt die Vorzugsreihe für Kolbenhübe für Anwendungen mit einfachwirkenden und doppeltwirkenden hydraulischen und pneumatischen Zylindern fest. E DIN 8192: 2018-06 Print: 96,90 EUR/ Download: 89,00 EUR Kettenräder für Rollenketten nach DIN ISO 606 - Baumaße Chain sprockets for roller chains as specified in DIN ISO 606 - dimensions Vorgesehen als Ersatz für DIN 8192: 1987-03 und DIN 8192 Berichtigung 1: 2006-11 Erscheinungsdatum: 2018-05-18 Einsprüche bis 2018-09-11 Gegenüber DIN 8192: 1987-03 und DIN 8192 Berichtigung 1: 2006-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Die zurückgezogenen DIN Normen wurden durch die jeweiligen DIN ISO Normen ersetzt. DIN 8187 durch DIN ISO 606 DIN 8195 durch DIN ISO 10823 DIN 8196-1 durch DIN ISO 606 b) Kettenräder für Einfach-, Zweifach- und Dreifachketten der ISO Nummern 35, 40, 50, 60, 80, 100, 120 wurden neu mit aufgenommen um der Marktbedeutung dieser Ketten gerecht zu werden. c) Die Zähnezahlen 95 und 114 werden nicht mehr aufgeführt, da in der Praxis wenig nachgefragt. d) Die Zähnezahlen 11, 13 und 15 wurden neu in die Norm aufgenommen, da häufig nachgefragt. e) Für den Kopfkreisdurchmesser da wird als Rechenvorschrift das arithmetische Mittel aus den nach DIN ISO 606 errechneten Kopfkreisdurchmessern damin und damax zu Grunde gelegt. f) Für die Vorbohrung wird auf die Angabe eines maximalen Durchmessers verzichtet, da diese Festlegung von dem verantwortlichen Konstrukteur des Systems auf der Basis der mechanischen Antriebsdaten getroffen wird. g) Für das Zahnbreitenprofil werden die Vorgaben gemäß DIN ISO 606 berücksichtigt. Der in ISO 606 und in DIN ISO 606 angegebene, aber dort nicht spezifizierte Zahnfasenradius ra wurde gemäß der zurückgezogenen DIN 8196-1: 1987-03 festgelegt. h) Kettenräder für Ketten der B-Reihe und der ANSI- Reihe nach DIN ISO 606 mit gleicher Teilung und gleicher Zähnezahl haben identische Bohrungsdurchmesser db, Nabenaußendurchmesser dn und Nabenlänge l. Diese Norm gilt für Kettenräder für Einfach-, Zweifach- und Dreifachketten zur Kraftübertragung mit Rollenketten nach DIN ISO 606 in Kettentrieben nach DIN ISO 10823. Die Kettenräder besitzen eine Zahnform nach DIN ISO 606. B DIN ISO 8528-7: 1997-11 Stromerzeugungsaggregate mit Hubkolben-Verbrennungsmotoren - Teil 7: Technische Festlegung für Auslegung und Ausführungen (ISO 8528-7: 1994) Zurückziehung beabsichtigt; kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2018-06-30 B DIN ISO 8528-9: 1999-01 Stromerzeugungsaggregate mit Hubkolben-Verbrennungsmotoren - Teil 9: Messung und Bewertung der mechanischen Schwingungen (ISO 8528-9: 1995) Zurückziehung beabsichtigt; kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2018-06-30 E DIN ISO 10285: 2018-06 Print: 81,90 EUR/ Download: 75,40 EUR Wälzlager - Linearkugellager in Hülsenform - Hauptmaße und Toleranzen (ISO 10285: 2007+Amd. 1: 2012); Text Deutsch und Englisch Rolling bearings - Sleeve type linear ball bearings - Boundary dimensions and tolerances (ISO 10285: 2007+Amd. 1: 2012); Text in German and English Erscheinungsdatum: 2018-05-11 Einsprüche bis 2018-07-04 Gegenüber DIN ISO 10285: 2009-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Korrektur der Spalte L6J in Tabelle A.1; b) Anpassung der Fußnote „e“ in Tabelle A.1; c) Einführung der Fußnote „f“ in Tabelle A.1. Diese Internationale Norm legt die Hauptmaße, Toleran- T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 64 Normen 65 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 zen und Begriffe für Linearkugellager in Hülsenform fest. Linearkugellager übertragen geradlinige Bewegungen im Gegensatz zu Drehbewegungen. Bei in dieser Internationalen Norm beschriebenen Linearkugellager in Hülsenform werden Kugeln verwendet, die in einer Anzahl von geschlossenen Reihen in dem die Welle umschließenden zylindrischen Lagerkörper laufen. Linearkugellager werden normalerweise eingesetzt, um einem oder mehreren der folgenden Kriterien zu genügen: a) reibungsarme gleichförmige Bewegung; b) geringer Kraftaufwand, um eine relative Längsbewegung zwischen Lager und Welle hervorzurufen. Diese sowie weitere Anforderungen können durch den richtigen Einsatz der verschiedenen Linearlagerarten (geschlossene, einstellbare, oder offene Hülsenform) erfüllt werden. 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen E prEN ISO 3252: 2018-04 Pulvermetallurgie - Begriffe (ISO/ DIS 3252: 2018) Powder metallurgy - Vocabulary (ISO/ DIS 3252: 2018) Vorgesehen als Ersatz für EN ISO 3252: 2000-10 Einsprüche bis 2018-06-28 E prEN ISO 4022: 2018-05 Durchlässige Sintermetallwerkstoffe - Bestimmung der Flüssigkeitsdurchlässigkeit (ISO/ FDIS 4022: 2018) Permeable sintered metal materials - Determination of fluid permeability (ISO/ FDIS 4022: 2018) Vorgesehen als Ersatz für EN ISO 4022: 2006-04 Einsprüche bis 2018-07-24 E prEN ISO 4489: 2018-04 Sinterhartmetalle - Probenahme und Prüfung (ISO/ DIS 4489: 2018) Sintered hardmetals - Sampling and testing (ISO/ DIS 4489: 2018) Vorgesehen als Ersatz für EN 24489: 1993-04 Einsprüche bis 2018-07-03 2.2.2 ISO-Normen E ISO/ DIS 3030: 2018-03 67,20 EUR Nadellager - Radial-Nadelkränze - Maße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Rolling bearings - Radial needle roller and cage assemblies - Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für ISO 3030: 2011-10 Einsprüche bis 2018-06-12 E ISO/ DIS 3031: 2018-03 67,20 EUR Wälzlager - Axial-Nadelkränze, Axialscheiben - Anschlussmaße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Rolling bearings - Thrust needle roller and cage assemblies, thrust washers - Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für ISO 3031: 2000-08 Einsprüche bis 2018-06-12 ZE ISO/ DIS 3096: 2017-02 Wälzlager - Nadelrollen - Hauptmaße, Geometrische Produktspezifikationen (GPS) und Toleranzen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 3096: 2018-04 E ISO/ FDIS 3096: 2018-04 67,20 EUR Wälzlager - Nadelrollen - Hauptmaße, Geometrische Produktspezifikationen (GPS) und Toleranzen Rolling bearings - Needle rollers - Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für ISO 3096: 1996-12 und ISO 3096 Technical Corrigendum 1: 1999-07; Ersatz für ISO/ DIS 3096: 2017-02 E ISO/ DIS 3252: 2018-04 67,20 EUR Pulvermetallurgie - Begriffe Powder metallurgy - Vocabulary Vorgesehen als Ersatz für ISO 3252: 1999-12 Einsprüche bis 2018-06-28 ZE ISO/ DIS 3547-1: 2016-06 Gleitlager - Gerollte Buchsen Teil 1: Maße Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 3547-1: 2018- 04 E ISO/ FDIS 3547-1: 2018-04 67,20 EUR Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 1: Maße Plain bearings - Wrapped bushes - Part 1: Dimensions Vorgesehen als Ersatz für ISO 3547-1: 2006-10; Ersatz für ISO/ DIS 3547-1: 2016-06 ZE ISO/ DIS 3548-2: 2016-02 Gleitlager - Dünnwandige Lagerschalen mit oder ohne Bund - Teil 2: Messung der Wand- und Flanschdicke ZE ISO/ DIS 4386-3: 2016-06 Gleitlager - Metallische Verbundgleitlager - Teil 3: Zerstörungsfreie Prüfung nach dem Eindringverfahren Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 4386-3: 2018- 04 E ISO/ FDIS 4386-3: 2018-04 67,20 EUR Gleitlager - Metallische Verbundgleitlager - Teil3: Zerstörungsfreie Prüfung nach dem Eindringverfahren Plain bearings - Metallic multilayer plain bearings - Part 3: Non-destructive penetrant testing Vorgesehen als Ersatz für ISO 4386-3: 1992-02; Ersatz für ISO/ DIS 4386-3: 2016-06 Z ISO 4490: 2014-08 Metallpulver - Ermittlung der Durchflussrate mit Hilfe eines kalibrierten Trichters (Hall flowmeter) Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 4490: 2018-04 T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 65 Normen 66 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 ZE ISO/ FDIS 4490: 2017-12 Metallpulver - Bestimmung der Durchflussrate mit Hilfe eines kalibrierten Trichters (Hall flowmeter) ISO 4490: 2018-04 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) Ersatz für ISO 4490: 2014-08 Z ISO 5597: 2010-06 Fluidtechnik - Hydrozylinder - Einbauräume für einfach wirkende Kolben- und Stangendichtungen für hin- und hergehende Anwendungen, Maße und Toleranzen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 5597: 2018-05 ZE ISO/ FDIS 5597: 2018-01 Hydraulic fluid power - Cylinders - Dimensions and tolerances of housings for single-acting piston and rod seals in reciprocating applications ISO 5597: 2018-05 102,00 EUR Hydraulic fluid power - Cylinders - Dimensions and tolerances of housings for single-acting piston and rod seals in reciprocating applications Ersatz für ISO 5597: 2010-06 ZE ISO/ DIS 6280: 2016-02 Gleitlager - Anforderungen an Stützkörper für dickwandige Verbundgleitlager Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 6280: 2018-04 E ISO/ FDIS 6280: 2018-04 44,10 EUR Gleitlager - Anforderungen an Stützkörper für dickwandige Verbundgleitlager Plain bearings - Requirements and guidance on backings for thick-walled multilayer bearings Vorgesehen als Ersatz für ISO 6280: 1981-11; Ersatz für ISO/ DIS 6280: 2016-02 ZE ISO/ DIS 6282: 2016-02 Gleitlager - Metallische dünnwandige Lagerschalen - Bestimmung der σ0,01*-Grenze Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 6282: 2018-04 E ISO/ FDIS 6282: 2018-04 44,10 EUR Gleitlager - Metallische dünnwandige Lagerschalen - Bestimmung der sigma 0,01*-Grenze Plain bearings - Metallic thin-walled half bearings - Determination of the sigma 0,01*-limit Vorgesehen als Ersatz für ISO 6282: 1983-10; Ersatz für ISO/ DIS 6282: 2016-02 ZE ISO/ DIS 6525: 2016-02 Gleitlager - Dünnwandige aus Band hergestellte Axiallager-Ringe - Maße und Toleranzen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 6525: 2018-04 E ISO/ FDIS 6525: 2018-04 67,20 EUR Gleitlager - Dünnwandige aus Band hergestellte Axiallager-Ringe - Maße und Toleranzen Plain bearings - Ring type thrust washers made from strip - Dimensions and tolerances Vorgesehen als Ersatz für ISO 6525: 1983-12; Ersatz für ISO/ DIS 6525: 2016-02 ISO 6621-1: 2018-02 44,10 EUR Internal combustion engines - Piston rings - Part 1: Vocabulary Ersatz für ISO 6621-1: 2007-11 ZE ISO/ DIS 7063: 2017-02 Wälzlager - Nadellager, Kurvenrollen - Hauptmaße, Geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 7063: 2018-04 E ISO/ FDIS 7063: 2018-04 67,20 EUR Wälzlager - Nadellager, Kurvenrollen - Hauptmaße, Geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Rolling bearings - Needle roller bearing track rollers - Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für ISO 7063: 2003-12; Ersatz für ISO/ DIS 7063: 2017-02 E ISO/ FDIS 8528-2: 2018-03 102,00 EUR Reciprocating internal combustion engine driven alternating current generating sets - Part 2: Engines Vorgesehen als Ersatz für ISO 8528-2: 2005-06 E ISO/ DIS 9628: 2018-03 67,20 EUR Wälzlager - Spannlager und exzentrischer Spannring - Grenzmaße und Toleranzen Rolling bearings - Insert bearings and eccentric locking collars - Geometrical product specification (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für ISO 9628: 2006-04 und ISO 9628 AMD 1: 2011-03 Einsprüche bis 2018-06-18 ZE ISO/ FDIS 12297-2: 2017-12 Wälzlager - Zylinderrollen - Teil 2: Keramikrollen - Maße, Geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen ISO 12297-2: 2018-03 02,00 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 E ISO/ DIS 13012-1: 2018-04 67,20 EUR Wälzlager - Zubehör für Linearkugellager in Hülsen- T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 66 Normen 67 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 form - Teil 1: Hauptmaße und Toleranzen für Reihe 1 und 3 Rolling bearings - Accessories for sleeve type linear ball bearings - Part 1: Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerances for series 1 and 3 Vorgesehen als Ersatz für ISO 13012-1: 2009-02 Einsprüche bis 2018-07-17 E ISO/ DIS 13012-2: 2018-04 67,20 EUR Wälzlager - Zubehör für Linearkugellager in Hülsenform - Teil 2: Hauptmaße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen für Reihe 5 Rolling bearings - Accessories for sleeve type linear ball bearings - Part 2: Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerances for series 5 Vorgesehen als Ersatz für ISO 13012-2: 2009-02 Einsprüche bis 2018-07-17 E ISO/ DIS 14287: 2018-04 67,20 EUR Gleitlager - Werkstoffe für Kippsegmentlager Plain bearings - Pad materials for tilting pad bearings Vorgesehen als Ersatz für ISO 14287: 2012-02 Einsprüche bis 2018-07-02 Z ISO 15552: 2004-02 Fluidtechnik - Pneumatikzylinder mit demontierbaren Befestigungsteilen 1000-kPa-(10-bar-)Reihe, Durchmesser von 32 mm bis 320 mm - Grundmaße, Maße der Befestigungsteile und des Zubehörs Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 15552: 2018-04 ZE ISO/ DIS 19349: 2015-08 Gleitlager - Schmierung und Schmierungsüberwachung E ISO/ DIS 22507: 2018-04 67,20 EUR Gleitlager - Fluidfilmlager Materialien für Fahrzeug- Turbolader Plain bearings - Fluid film bearing materials for vehicular turbocharger Einsprüche bis 2018-06-28 3 Vorhaben 3. 1 DIN-Normenausschuss Fahrweg und Schienenfahrzeuge (FSF) Bahnanwendungen - Radsatzlager - Prüfung des Leistungsvermögens; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087-00-02 AA <08701323> Diese Europäische Norm beschreibt Grundlagen und Verfahren für die Prüfung des Leistungsvermögens auf dem Prüfstand der Baugruppe bestehend aus Lagergehäuse, Wälzlager, Dichtung und Schmierfett. Für Fahrzeuge im Betrieb auf Hauptbahnen sind die Prüfbedingungen und Mindestleistungsanforderungen in Abschnitt 6 und Anhang A (normativ) spezifiziert. Für Fahrzeuge im Betrieb auf anderen Bahnnetzen dürfen davon abweichende Prüfbedingungen und Leistungsanforderungen gewählt werden. Die Grundlagen einer Betriebserprobung werden ebenfalls festgelegt. Bahnanwendungen - Rad / Schiene Reibungsmanagement - Ausrüstung und Anwendung für Top of Rail Materialien; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087-00-02 AA <08701328> Dieses Dokument deckt die Anforderungen an die Ausrüstung und Anwendung von Schienenoberteilen an der aktiven Schnittstelle (Radlauffläche und Schienenkopf) ab und umfasst Zug- und Gleisanlagen. Dieses Dokument definiert: - die Merkmale der Systeme von Schienenfahrzeugen für die Rad-Schiene-Schnittstelle muss erreicht werden, zusammen mit den geltenden Prüf- und Prüfverfahren für die Überprüfung durchgeführt werden - alle relevanten Terminologie, die für die Anwendung von oben auf Schiene Materialien der Rad-Schiene- Schnittstelle spezifisch ist. Diese technische Spezifikation gilt nur für die Hauptbahnstrecke und umfasst nicht Ausrüstung und Anwendung für die Haftung. HINWEIS Diese technische Spezifikation kann auch für andere Eisenbahnen verwendet werden, zum Beispiel Stadtbahn. Diese Europäische Technische Spezifikation legt Anforderungen an Schienenfahrzeug- und Schienenfahrzeuge fest, die die Reibungsmodifizierer / Schmiermittel, Wasser, Adhäsionsmanager und Sand an der Radlauffläche / Schienenkrone liefern können. 3.2 DIN-Normenausschuss Maschinenbau (NAM) Kettenräder für Rollenketten nach DIN ISO 606 - Baumaße; (DIN 8192: 1987-03*DIN 8192 Berichtigung 1: 2006-11); NA 060-34-35 AA <06003862> Diese Norm gilt für Kettenräder für Einfach-, Zweifach- und Dreifachketten zur Kraftübertragung mit Rollenketten nach DIN ISO 606 in Kettentrieben nach DIN ISO 10823. Die Kettenräder besitzen eine Zahnform nach DIN ISO 606. 3. 3 DIN-Normenausschuss Wälz- und Gleitlager (NAWGL) Wälzlager - Linearkugellager in Hülsenform - Hauptmaße und Toleranzen (ISO 10285: 2007); (DIN ISO 10285: 2009-11); NA 118-01-11 AA <11800484> Diese Internationale Norm legt die Hauptmaße, Toleranzen und Begriffe für Linearkugellager in Hülsenform fest. 3. 4 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Bestimmung der Längenänderung fester Körper unter Wärmeeinwirkung nach dem Dilatometerverfahren - Teil 5: Prüfung ungebrannter grobkeramischer Werkstoffe; (DIN 51045-5: 2007-01); NA 062-02-57 AA <06235266> T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 67 Normen 68 Tribologie + Schmierungstechnik · 65. Jahrgang · 5/ 2018 Diese Norm legt ein Verfahren zur Bestimmung der Längenänderung von ungebrannten grobkeramischen Erzeugnissen in Abhängigkeit von bestimmten Temperaturbedingungen mit Hilfe dilatometrischer Messungen fest. Das festgelegte Verfahren gilt auch für ungebrannte, ungeformte feuerfeste Erzeugnisse bis zum Erreichen des ersten Dehnungsmaximums, wenn die dafür notwendigen Probekörper nach DIN EN 1402-5 hergestellt und gebrannt wurden. Prüfung von Schmierstoffen - Prüfverfahren - Teil 4: Bestimmung des Pflanzenölanteils in gebrauchten Dieselmotorenölen mittels infrarotspektrometrischem Verfahren; (DIN 51639-4: 2010-02); NA 062-06-63 AA <06235362> Dieses Dokument legt ein infrarotspektrometrisches Verfahren zur Bestimmung des Pflanzenölanteils in gebrauchten Dieselmotorenölen bei Betrieb des Motors mit Pflanzenölen fest. Erzeugnisse aus pflanzlichen und tierischen Fetten und Ölen - Fettsäure-Methylester (FAME) - Bestimmung der Oxidationsstabilität (beschleunigte Oxidationsprüfung); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06- 32-01 UA <06235384> Diese Europäische Norm legt ein Prüfverfahren zur Bestimmung der Oxidationsstabilität von Fettsäure-Methylestern (FAME) bei 110 °C mittels Messung der Induktionszeit bis zu 48 h fest. 4 Erklärung über die technischen Regeln Soweit bekannt sind zu den einzelnen Dokumenten Preise angegeben. Ein Preisnachlass auf DIN-Normen und DIN SPEC wird gewährt für Mitglieder des DIN in Höhe von 15 % und für Angehörige anerkannter Bildungseinrichtungen (Bestellung muss mit Nachweis versehen sein) in Höhe von 50 %. Alle DIN-Normen, DIN-Norm-Entwürfe, DIN SPEC und Beiblätter können ohne Mehrpreis im Monatsabonnement bezogen werden. Bei der Bestellung ist die genaue Bezeichnung des Fachgebietes, möglichst unter Verwendung der ICS-Zahlen, anzugeben (siehe DIN- Mitt. 72. 1993, Nr. 8, S. 443 bis 450). Ein Anschriftenverzeichnis der Stellen im Ausland, bei denen Deutsche Normen eingesehen und bestellt werden können, wird vom Beuth Verlag GmbH, AuslandsNormen-Service, 10772 Berlin, kostenlos abgegeben. Die Ausgabedaten der anderen technischen Regeln sind nicht immer identisch mit ihrem Erscheinungstermin oder mit dem Beginn ihrer Gültigkeit. Um eine möglichst vollständige Information zu geben, werden Entwürfe von anderen technischen Regeln auch bei bereits abgelaufener Einspruchsfrist angezeigt. Voraussetzung für die Aufnahme einer Titelmeldung in die DITR-Datenbanken ist das Vorliegen eines Belegexemplars der technischen Regel. Alle regelerstellenden Organisationen werden daher gebeten, Belegstücke zu Veränderungen ihrer Regelwerke mit Preisangabe an folgende Anschrift zu senden: Deutsches Informationszentrum für technische Regeln (DITR), 10772 Berlin. Erklärung der im DIN-Anzeiger für technische Regeln verwendeten Vorzeichen: V = DIN SPEC (Vornorm) F = DIN SPEC (Fachbericht) P = DIN SPEC (PAS) A = DIN SPEC (CWA) G = Geschäftsplan (GP → einer DIN SPEC (PAS)) E = Entwurf M = Manuskriptverfahren C = Corrigendum/ Berichtigung Ü = Übersetzung B = Beabsichtigte Zurückziehung (BV → einer Vornorm, BE → eines Entwurfs) Z = Zurückziehung (ZV → einer Vornorm, ZE → eines Entwurfs) 4.1 Europäische und internationale Normungsergebnisse 4.1.1 Europäische Normen Der Druck der vom Europäischen Komitee für Normung (CEN) angenommenen EN als DIN-EN-Norm ist vorgesehen. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) beim Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Der Druck der vom Europäischen Komitee für Elektrotechnische Normung (CENELEC) angenommenen EN und HD als DIN-ENbzw. DIN-EN-Norm mit VDE- Klassifizierung ist in Vorbereitung. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript bei der DKE Deutsche Kommission Elektrotechnik Elektronik Informationstechnik im DIN und VDE, Stresemannallee 15, 60596 Frankfurt, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Die Übernahme der vom Europäischen Institut für Telekommunikationsnormen (ETSI) angenommenen EN in das Deutsche Normenwerk ist in Vorbereitung. Bis zur Übernahme als DIN-Norm kann das Vormanuskript bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. 4.1.2 Europäische Norm-Entwürfe Die spätere Übernahme der von CEN und CENELEC veröffentlichten Norm-Entwürfe (prEN) und der von CENELEC herausgegebenen HD-Entwürfe (prHD) in das Deutsche Normenwerk ist vorgesehen. T+S_5_18.qxp_T+S_2018 28.08.18 13: 50 Seite 68