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Editorial 1 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 Liebe Leserinnen und Leser, im April 1919 startete Walter Gropius sein „Staatliches Bauhaus“ in Weimar, wo ungefähr zur gleichen Zeit die Nationalversammlung tagte um die demokratische Verfassung für die neue Republik zu schreiben. Ein Rechtsstaat, mit dem das Volk als Souverän galt und das Frauenwahlrecht entstand. In dieser Nachkriegsphase war die Bevölkerung verarmt. Die vorhandenen majestätischen Bahnhöfe, gewaltigen Industriepaläste und schnörkelreichen Wohnviertel riefen keine Aufbruchstimmung hervor. Doch in Walter Gropius „Bauhaus- Manifest“ wurde ein Neuanfang pathetisch begleitet: „Wollen, erdenken, erschaffen wir gemeinsam den neuen Bau der Zukunft, der alles in einer Gestalt sein wird: Architektur und Plastik und Malerei, der aus Millionen Händen der Handwerker einst gen Himmel steigen wird als kristallines Sinnbild eines neuen kommenden Glaubens.“ Ob die heutige Architektur, wie man sie in den Metropolen dieser Welt mit immer näher an den Himmel reichenden Gebäuden wahrnimmt, maßgeblich von der 14 Jahre dauernden Bauhaus-Phase beeinflusst wurde, ist wahrscheinlich. Wilhelm Wagenfelds Bauhausleuchte, Ludwig Mies van der Rohes Freischwinger und Barcelona Chair, Margarete Schütte-Lihotzkys Frankfurter Küche, Le Corbusiers LC2 Sofa oder Peter Kellers Bauhaus-Wiege sind Design Klassiker. Zum 100jährigen Gedenken an die Bauhausgründung finden etliche Ausstellungen statt: www.bauhaus100.de. Die Bauhaus-Phase der Tribologie entstammt nicht nur einer örtlichen oder zeitlichen Gruppierung von Zeitgenossen wie der um Walter Gropius. Vielmehr fallen einem Namen wie Richard Stribeck, Peter Jost, Georg Vogelpohl oder Duncan Dowson ein. Ihnen verdanken wir die Definition der Reibungszustände, die Erfindung des Wortes Tribologie, die Bewusstseinsförderung der einhergehenden volkswirtschaftlichen Bedeutung um Reibung/ Verschleiß/ Schmierung und die Gleichungen zur hydrodynamischen und elastohydrodynamischen Schmierfilmdicke. Natürlich ist die Liste der Zeitgenossen, die sich um die Tribologie verdient gemacht haben, sehr viel länger und ich habe beispielhaft die oben genannten Namen herausgegriffen. Eigentlich machen wir uns alle um die Tribologie verdient. Das Bauhaus der Tribologie findet nämlich durch unsere Teilnahme an wiederkehrenden Veranstaltungen von Verbänden und anderen Tribologie unterstützenden Institutionen statt. Dort lernen wir was, treffen unsere Kunden und Lieferanten und haben Spaß. Der Spaßfaktor soll auch in der Gruppe um Walter Gropius eine bedeutende Rolle gespielt haben. Diese Mischung führt dazu neue Lösungsansätze für tägliche Problemstellungen zu finden und neue Kontakte zu knüpfen um das Bauhaus der Tribologie noch besser zu vernetzen. Wenn auch nicht ganz so lange her wie die Gründung des Bauhauses jährt sich die „Society of Tribologists and Lubrication Engineers“ in diesem Jahr zum fünfundsiebzigsten Mal. Walter D. Hodson und andere gründeten die anfangs American Society for Lubrication Engineers genannte STLE einen Tag nachdem der Film „Casablanca“ mit dem „Oscar“ ausgezeichnet wurde. Dies war dann wohl auch der Anfang einer schönen Freundschaft. Noch etwas jünger, aber auch schon 60 Jahre wird die Gesellschaft für Tribologie. Daher darf ich Sie schon jetzt auf die Jubiläumsjahrestagung vom 23.-25. September aufmerksam machen, über die Sie in der nächsten Ausgabe mehr erfahren werden. Bis dahin viel Spaß beim Lesen dieser Ausgabe und bleiben Sie der Tribologie gewogen, Ihr Manfred Jungk Herausgeber Das Bauhaus der Tribologie T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 1 Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 Veranstaltungen Datum Ort Veranstaltung 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. Adolf-Fischer-Str. 34, 52428 Jülich Tel. (0)2461 340 79 38, Fax (0)3222 427 10 51 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 ► 9.05. - 10.05.19 Wiener Neustadt 3 RD YOUNG TRIBOLOGICAL RESEARCHER SYMPOSIUM www.junge-tribologen.de ► 13.05. - 17.05.19 Berlin Sachkunde-Lehrgang gemäß Chemikalien-Verbotsverordnung inkl. Biozidprodukte https: / / www.uniti.de/ veranstaltungen/ lehrgang ► 15.05. - 17.05.19 Kragujevac, Serbia SERBIATRIB 19 - 16 th International Conference on Tribology http: / / www.serbiatrib.fink.rs/ ► 16.05. - 17.05.19 Karlsruhe Tribologie (DGM-Fortbildung) https: / / www.dgm.de/ index.php? id=1480 ► 19.05. - 23.05.19 Nashville, Tennessee, USA STLE 74 th Annual Meeting & Exhibition https: / / www.stle.org/ annualmeeting ► 23.05. - 28.05.19 Singapore ICMAT: 10 th International Conference on Materials for Advanced Technologies https: / / icmat2019.mrs.org.sg/ ► 08.06. - 11.06.19 Las Vegas NV USA 86 th Annual Meeting NLGI https: / / www.nlgi.org/ annual-meeting/ ► 12.06. - 14.06.19 Wien ECOTRIB 2019 (European Conference on Tribology) http: / / ecotrib2019.oetg.at/ ► 25.06. - 29.06.19 Stuttgart-Ostfildern 12 th International Colloquium Fuels TAE* ► 26.06. - 28.06.19 Kaiserslautern Verbundwerkstoffe. 22. Symposium Verbundwerkstoffe und Werkstoffverbunde https: / / verbund2019.dgm.de ► 31.07.19 Melaka, Malaysia The 6 th Mechanical Engineering Research Day (MERD’19) https: / / merd19.utem.edu.my ► 02.09. - 04.09.19 Lyon, FR 46 th Leeds-Lyon Symposium on Tribology https: / / leeds-lyon2019.sciencesconf.org/ ► 12.09. - 14.09.19 Hakodate, 8 th International Forum in Tribochemistry Hokkaido, Japan http: / / www.tribology.jp/ Tribochemistry_Hakodate_2019/ ► 17.09. - 21.09.19 Sendai, International Tribolgy Conference Sendai 2019 Miyagi, Japan http: / / www2.convention.co.jp/ itc2019/ ► 18.09. - 20.09.19 Dresden 53. Metallographie-Tagung im Rahmen der WerkstoffWoche Dresden https: / / met2019.dgm.de/ home/ ► 18.09. - 20.09.19 München 18 th Space Mechanisms and Tribology Symposium ESMATS 2019 http: / / www.esmats.eu/ munich/ ► 19.09. - 21.09.19 Cluj-Napoca, Romania ROTRIB’19 http: / / minas.utcluj.ro/ rotrib2019.html ► 23.09. - 25.09.19 Göttingen, DE 60. Tribologie-Fachtagung GfT* ► 21.11.19 Dornbirn, AT ÖTG Jahressymposium 2019 ÖTG* T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 2 Inhalt 3 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 1 Editorial Das Bauhaus der Tribologie 5 Herbert Vojacek, Maximilian Simon Reibungszahlen von perfluorierten Polyalkylenethern PFPAE unter EHD-Bedingungen 14 Christian Katsich, Ulrike Cihak-Bayr, Stefan Hönig, Stefan J. Eder From test rig to down-hole pump: Ranking material pairings for ball valves according to their impact wear resistance 19 Florian Ausserer, Igor Velkavrh, Stefan Klien, Joel Voyer, Georg Vorlaufer, Alexander Abbrederis Modelling and simulation of a paper forming tool - Optimization of the flanging process 24 Joichi Sugimura Overview of tribology researches for high-pressure hydrogen systems 33 Jens Beck In Zeiten von Industrie 4.0 erst recht: Gute Schmierung will gelernt sein 37 Emmanuel P. Georgiou, Dirk Drees, Michel De Bilde, Michael Anderson Quantitative approach to measuring the adhesion and tackiness of industrial greases Aus Wissenschaft und Forschung 2 Veranstaltungen 44 Fachinformationen 45 Nachrichten Mitteilungen der GfT Mitteilungen der ÖTG 50 Patentumschau 53 Schadensanalyse / Schadenskatalog Wälzlager - Kugellager 55 Handbuch der T+S Zahnradpaarungen 57 Normen Hinweise für Autoren / Checkliste (siehe Umschlag) Rubriken Aus der Praxis für die Praxis Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology 66. Jahrgang, Heft 2 März / April 2019 Veröffentlichungen Die Autoren wissenschaftlicher Beiträge werden gebeten, ihre Manuskripte direkt an den Herausgeber, Dr. Jungk, zu senden (Checkliste und Formatvorgaben siehe Umschlagseite hinten). Authors of scientific contributions are requested to submit their manuscripts directly to the editor, Dr. Jungk (see backpage for formatting guidelines). Ab dem Jahrgang 2019 können Sie die aktuellen Hefte der Tribologie und Schmierungstechnik im Online-Abonnement beziehen. Die Hefte der vergangenen Jahrgänge werden kontinuierlich integriert. Unsere eLibrary bietet Ihnen einen qualitativ hochwertigen und benutzerfreundlichen Zugang zum digitalen Buch- und Zeitschriftenprogramm der Verlage expert, Narr Francke Attempto und UVK. Nutzen Sie mit uns die Chancen der Digitalisierung: https: / / elibrary.narr.digital/ journal/ tus Der Online-Zugang ist in Kombination mit dem Print-Abo oder als e-only-Abo erhältlich. Abo-Service: Susanne Theis, expert verlag Tel: +49 (0) 7071-97556-53 Fax: +49 (0) 7071-9797-11 E-Mail: theis@verlag.expert IHR ONLINE-ABONNEMENT DER T+S T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 3 Anzeigen 4 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 4 1 Vorwort Bei Gleit-/ Wälzkontakten kommt der Reibung im Reibkontakt die entscheidende Bedeutung für das Betriebsverhalten zu. Die im Kontakt übertragenen Scherspannungen bestimmen nicht nur die Reibverluste und damit den Wirkungsgrad, sondern sind auch als Oberflächenschubspannungen verantwortlich für die Beanspruchung der Oberflächen und so der Schlüssel für das Schadensverhalten [1]. Es ergibt daher Sinn bei geschmierten Gleit-/ Wälzkontakten, insbesondere wenn diese EHD-Bedingungen unterliegen, Schmierstoffe zu wählen, die bei denjenigen Betriebsbedingungen, die bei diesen vorliegen, möglichst niedrige Reibung aufweisen. Diese Regel gilt naturgemäß nicht für diejenigen Kontakte, die durch Reibschluss Kräfte oder Leistung übertragen müssen. Hier bieten sich Traktionsfluide mit hohen Reibungszahlen an. Außer dem Kriterium niedrige Reibung (Ausnahme Traktionsfluide) existieren bei der Schmierstoffauswahl eine Reihe weiterer Kriterien, die in vielen Fällen einzeln oder in Summe ausschlaggebend sein können und so die Anforderung niedrige Reibung nur zweite Priorität aufweist. Einige wesentliche sind: - Kosten und weltweite Verfügbarkeit. - Temperaturbeständigkeit. - Chemische Beständigkeit. - Dampfdruck. - Additivverträglichkeit - Geringe Hydrophilie. - Gutes Viskositäts-Temperaturverhalten. - Hohe Scherstabilität. Aus Wissenschaft und Forschung 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0007 Reibungszahlen von perfluorierten Polyalkylenethern PFPAE unter EHD-Bedingungen Herbert Vojacek, Maximilian Simon* Mit einem Zweischeibenprüfstand wird das Reibungsverhalten von perfluorierten Polyalkylenethern (PFPAE) unter EHD-Bedingungen in Abhängigkeit von Umfangsgeschwindigkeit, Schlupf, Hertzscher Pressung und Temperatur ermittelt und mit dem von Polyalkylenethern und Ethern auf Silizium-Kohlenwasserstoffbasis (Polysiloxanen) verglichen. Mit Briegleb-Stuartschen Atomkalottenmodellen werden die Unterschiede in Raumerfüllung und Beweglichkeit der Molekülketten von PFPAE und Polyalkylenethern demonstriert. In den Fotos sind die Unterschiede in den Molekularstrukturen von PFPAE gegenüber klassischen Polyalkylenethern gut erkennbar. Das stark unterschiedliche Reibungsverhalten von PFPAE gegenüber den klassischen Polyalkylenethern bzw. Polysiloxanen ist mir Hilfe dieser Kalottenmodelle eindeutig interpretierbar. Schlüsselwörter Perfluorierte Polyalkylenether, Polyalkylenether, Polysiloxane, Reibungsverhalten, EHD-Bedingungen, Schmierstoff-Molekülstrukturen A twin-disc machine is used to determine the friction behavior of perfluorinated polyalkylene ethers (PFPAE) under EHL conditions as a function of circumferential speed, slip, Hertzian pressure and temperature and compared with that of polyalkylene ethers or silicone-based polyethers (Polysiloxanens). Briegleb-Stuart’s atomic calotte models demonstrate the differences in space filling and mobility of the molecular chains of PFPAE and polyalkylene ethers. The photos reveal the differences in the molecular structures of PFPAE compared to classical polyalkylene ethers. The very different friction behavior of PFPAE compared to the classical polyalkylene ethers or silicones is clearly interpretable with the help of these atomic calotte models. Keywords Perfluorinated polyalkylene ethers (PFPAE), polyalkylene ethers, polysiloxanes, friction behavior, EHL conditions, molecular structures of lubricants Kurzfassung Abstract * Dr.-Ing. Herbert Vojacek Dr.-Ing. Maximilian Simon Tribologisches Forschungs-Labor 83703 Gmund T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 5 • Alle Versuche mit den Perfluorether-Versuchsfluiden sind mit derselben Scheibenpaarung durchgeführt worden, um Rauheitseinflüsse auszuschließen. Um einen Vergleich der Reibungsergebnisse mit in früheren Jahren gefahrenen Reibungsversuchen und mit anderen Stoffgruppen zu ermöglichen, sind die Oberflächen durch entsprechende Politurbehandlung auf Reibungsäquivalenz eingestellt. Das Verfahren zur Einstellung der Reibungsäquivalenz mittels eines Eichfluides ist in [3] beschrieben und ist immer dann zwingend erforderlich, wenn bei Versuchen ein großer Rauheitseinfluss auf die Reibungszahl zu erwarten ist. Aus Wissenschaft und Forschung 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0007 Die Basisöl-Stoffgruppe, die bei EHD-Bedingungen die niedrigste Reibung aufweist, die Polyalkylenether erfüllt zwar die meisten oben aufgelisteten Anforderungen gut bis sehr gut, kann jedoch, insbesondere wenn es um höchste Temperaturbeständigkeit, niedrigsten Dampfdruck, oder geringste Hydrophilie geht, mit den Basisöl-Stoffgruppen Polysiloxane, Polyphenylether oder Perflour- Polyalkylenether (PFPAE) bei weitem nicht mithalten. Stehen diese Anforderungen im Vordergrund und stellen sehr hohe Kosten kein Ausschlusskriterium dar, kann der Einsatz eines PFPAE in Betracht gezogen werden oder stellt den einzigen Ausweg dar. Durch Reibungsversuche soll nun geklärt werden welche Reibungseigenschaften bei EHD-Bedingungen diese Stoffgruppe aufweist. Weiterhin wird auf Basis dieser Erkenntnisse deren Betriebsverhalten mit üblichen Basisölen verglichen. 2 Reibungsversuche am Zwei-Scheibenprüfstand, Versuchsdurchführung, Versuchsparameter Die Reibungsmessungen sind auf einem Zwei-Scheibenprüfstand unter EHD-Bedingungen durchgeführt worden. Der prinzipielle Aufbau und die möglichen Betriebsparameter sind der Darstellung in Bild 1 zu entnehmen. Der Prüfstand ist in [2] näher beschrieben. Er besitzt einen Achsabstand von 80 mm. Mit den stufenlos einstellbaren Drehzahlen beider Antriebe erlaubt er eine unabhängige Einstellung aller nachfolgend aufgelisteten Betriebsparameter und ermöglicht so eine 100%-ige Aussage über das Betriebsverhalten der Schmierfluide in EHD-Kontakten von Wälzlagern, Zahnrad- und Reibradgetrieben. 2.1 Versuchsbedingungen und Versuchsparameter, Darstellung der Ergebnisse 2.1.1 Prüfscheibenmakrogeometrie • Zylinder gegen Kugelausschnitt, damit Punktkontakt. • Beide Prüfscheibendurchmesser 80 mm. • Werkstoff 100 Cr 6, Härte größer 62 HRC. 2.1.2 Prüfscheibenmikrogeometrie, Rauheit • Die Oberflächen sind auf eine Rauheit von R a = 0,08 bis 0,11 µm poliert und eingelaufen. Bild 1: Zwei-Scheibenprüfstand mit Leistungsdaten T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 6 2.1.3 Versuchsparameter • Wellendrehzahlen n = 100 . . . 3000 min -1 , entsprechend einer Scheibenumfangsgeschwindigkeit v 1 = 0,42 . . . 12,5 m/ s. • Schlupf s = (v 1 - v 2 ) / v 1 = 0 . . . 30 %, sofern ohne Stick-slip fahrbar, sonst bis zum Reibungszahlmaximum. • Mittlere Hertzsche Pressung p m = 500 . . . 1620 N/ mm 2 mit p Hmax = 1,5 x p m . • Fluideinspritztemperatur E = 50° und 100° C. 2.1.4 Versuchsdurchführung Nach Grobeinstellung der Umfangsgeschwindigkeiten v 1 und v 2 auf den gewünschten Wert wird die Anpresskraft aufgebracht, dann v 1 und v 2 nachjustiert und Schlupf s = 0 eingestellt. Der Schlupf s wird dann durch Verringerung von v 2 stufenlos erhöht und bei jedem eingestellten Betriebspunkt die Reibkraft abgelesen. Der Schlupf wird zunehmend erhöht bis zunächst das jeweilige Reibungszahlmaximum erreicht ist. Wenn keine störenden Stick-slip-Schwingungen auftreten wird schließlich der Schlupf noch weiter erhöht bis zum Maximalwert s ≈ 30 %, ansonsten wird der Versuch abgebrochen, um keine von Stick-slip-Schwingungen herrührenden Schäden der Scheibenoberflächen oder am Prüfstand zu riskieren. 2.2 Darstellung der Ergebnisse Zur Darstellung der gemessenen Reibungszahlen werden nun üblicherweise für diskrete mittlere Hertzsche Pressungen die Reibungszahlen in Abhängigkeit des Schlupfes für die verschiedenen Umfangsgeschwindigkeiten aufgetragen. Ein derartiges Reibungszahlkennfeld für unterschiedliche Umfangsgeschwindigkeiten zeigt Bild 2. Hier sind für die Fluide A und C aus der Fluidgruppe der PFPAE Reibungszahlkurven für 1000 N/ mm 2 mittlerer Hertzscher Pressung (p m ) dargestellt. Zur Vereinfachung und schnelleren Vergleichbarkeit ist es meist ausreichend, das Reibungszahldiagramm mit der Kurvenschar auf ein Balkendiagramm zu reduzieren wie es in Bild 3 dargestellt ist. Hierzu werden die für eine Reibungszahlkurve charakteristischen Reibungszahlmaxima auf einen Balken reduziert. Zeigt eine Reibungszahlkurve kein Maximum innerhalb des Schlupfbereiches s = 0 . . . 10 %, wird der Wert für s = 10 % in den Balken eingetragen. Damit sind diese Balken charakteristisch für das jeweilige Fluid bei der vorliegenden mittleren Hertzschen Pressung p m und der entsprechenden Einspritztemperatur E . Aus Wissenschaft und Forschung 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0007 Bild 2: Reibungszahlkennfeld für die Fluide A und C für pm = 1000 N/ mm² c θ g ube c u des ( e ) T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 7 50 °C Einspritztemperatur für die verschiedenen mittleren Hertzschen Pressungen dargestellt. In Bild 9 sind die Ergebnisse für die Fluide C und D mit einer Einspritztemperatur von 100 °C zu finden. 4.1 Einfluss der Kettenlänge und der Nennviskosität Wie den Ergebnissen in Bild 8 zu entnehmen ist, gibt es weder einen unmittelbaren Zusammenhang zwischen dem Reibungsverhalten und der mittleren molaren Masse der Versuchsfluide noch der Kettenlänge der Moleküle. Die Kettenlänge der Moleküle ist in der Tabelle in Bild 4 mit aufgenommen. Sie ist dort als Summe der Anzahl aller Atome in der linearen Kette definiert, unabhängig davon ob es sich um C, O, oder Si handelt. Die Seitenketten Methyl, Phenyl bzw. Perfluormethyl sind dabei nicht betrachtet. Bei gleicher Stoffart ist zwar ein Einfluss der Nennviskosität und dabei indirekt der molaren Masse, bzw. der Kettenlänge dergestalt erkennbar, dass bei kleinen Umfangsgeschwindigkeiten tendenziell die Reibungszahlen mit steigender Kettenlänge und damit Viskosität sinken und bei hohen Umfangsgeschwindigkeiten steigen. Dieser bekannte Einfluss tritt auch erwartungsgemäß bei der Stoffgruppe der PFPAE-Fluide auf. Der Einfluss ist aber nachrangig gegenüber anderen Einflüssen. 4.2 Einfluss der Verzweigung Die bisherige Erkenntnis, dass durch die Verzweigung einer Molekülkette, also Art, Anordnung und Häufigkeit der Substituenten über die damit verbundenen Sperrigkeit und Bewegungseinschränkung (Steifigkeit) der Moleküle das Reibungsverhalten dominant beeinflusst wird, hat sich auch bei den PFPAE bestätigt. Fluor hat im Vergleich zu Wasserstoff einen um rund 25 % größeren Atomwirkungsradius. In den Bildern 5 bis 7 ist das deutlich zu erkennen. In Bild 5 sind Atomkalottenmodelle von Wasserstoff und Fluor, sowie von der Atomgruppierung CH 3 und CF 3 gegenübergestellt. Aus Wissenschaft und Forschung 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0007 3 Prüffluide und Vergleichsfluide In Bild 4 sind die untersuchten Fluide A, B, C und D (PFPAE) sowie die Vergleichsfluide E, F, G, H und I aufgelistet. Die Fotos in den Bildern 5 bis 7 zeigen die entsprechenden Molekülstrukturen der PFPAE mit ihren Grundbausteinen, teilweise im Vergleich zu den entsprechenden Kohlenwasserstoffen. 4 Versuchsergebnisse Die Reibungszahlen aus den Versuchen für die PFPAE (Fluide A bis D) sind in Bild 8 als Balkendiagramme bei Bild 3: Überleitung vom Reibungszahlkennfeld zur Balkendarstellung anhand Fluid B T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 8 Das Bild 6 zeigt einen Vergleich des nicht perfluorierten Polyethers E, einem EO/ PO/ THF-Copolymerisat und des unverzweigten Perfluorpolyethers A. Es sind jeweils Abschnitte der Polymermoleküle gezeigt. Die Anzahl der Kettenglieder in der geraden Kette - Summe der C- und O-Atome - ist jeweils gleich, hier 21. Deutlich erkennbar ist die größere Raumerfüllung bei Fluid A, obwohl im Gegensatz zu Fluid E keine Verzweigung durch Methylgruppen vorhanden ist. Bedingt dadurch sind Perfluorethermoleküle bei Ausrichtung durch Scherung in ihrer sterischen Beweglichkeit deutlich stärker gehindert. Sowohl die Steifigkeit als auch die Sperrigkeit ist größer. Eine Ausrichtung der PFPAE-Moleküle im Schmierspalt unter Scherung erfordert eine größere Energie in Form von Reibleistung. Bei hoher Packungsdichte der Moleküle unter hoher Hertzscher Pressung macht sich das besonders stark bemerkbar. Bereits die Fluide mit unverzweigter Kette, die Fluide A und B, zeigen dabei schon sehr hohe Reibungszahlen. Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0007 Bild 4: Angaben zu den untersuchten Fluiden Bild 5: Größenvergleich der Atomgruppierung CH 3 mit CF 3 und der Atome H mit F Bild 6: Vergleich der Molekülstruktur des Fluides E (oben) mit dem des Fluides A (unten) Bild 7: Ausschnitt aus dem Molekül der Fluide C und D T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 9 Allerdings sind auch für die verzweigten perfluorierten Linearmoleküle bei niedrigen Hertzschen Pressungen und hoher Geschwindigkeit die Reibungszahlen wieder in dem Bereich den nicht perfluorierte Polyether aufweisen, zum Teil sogar noch darunter. 4.3 Temperatureinfluss Verzweigte PFPAE-Öle mit kurzkettiger Verzweigung zeigen beim Temperatureinfluss auf die Reibung ein Verhalten, das bei Molekülen, die nur C, H und O enthalten, so nicht auftritt. Bei letzteren sinken die Reibungszahlen mit steigender Temperatur mehr oder weniger ausge- Aus Wissenschaft und Forschung 10 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0007 Noch viel ausgeprägter ist der Effekt bei den verzweigten Linearmolekülen der Fluide C und D. In Bild 7 ist der Ausschnitt aus der Molekülkette der Fluide C oder D gezeigt. Die gegenüber den Fluiden A und B nochmals größere Raumerfüllung ist gut erkennbar. Die deutlich größere Steifigkeit und Sperrigkeit lässt sich bereits im Bild erahnen und lässt sich zudem durch Bewegung des Molekülmodells auch gut verifizieren. Hier liegen insbesondere bei niedriger Umfangsgeschwindigkeit - also bei kleinen Filmdicken und hohem Schergradienten - für Linearmoleküle bisher nicht beobachtete Reibungszahlen deutlich größer µ = 0,1 vor. Bild 8: Reibungszahlen der PFPAE im Maximum oder bei 10 % Schlupf bei 100 °C Einspritztemperatur Bild 9: Reibungszahlen der PFPAE im Maximum oder bei 10 % Schlupf bei 100 °C Einspritztemperatur T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 10 prägt, jedoch generell. Ausgenommen hiervon sind die Bereiche geringer Schmierfilmdicken mit zunehmender Grenzschichtreibung. Beim unverzweigten Molekül des Fluides B ist für alle Geschwindigkeiten ein Abfall vorhanden, der mit zunehmender Geschwindigkeit jedoch weniger ausgeprägt ist. Beim verzweigten PFPAE-Molekül Fluid D jedoch sinken die Reibungszahlen mit zunehmender Temperatur nur bei den kleineren Geschwindigkeiten, bei hohen steigen sie dagegen eindeutig reproduzierbar an, vergleiche hierzu die Ergebnisse in Bild 8 und Bild 9. Eine Erklärung hierfür könnte sein: Generell steigert höhere Fluidtemperatur im Schmierspalt die Beweglichkeit der Moleküle. Die geht einher mit größerer Molekülbewegung, leichterer Ausrichtbarkeit unter Scherung und wiederum mit geringerem Widerstand gegen Scherung, schließlich resultierend in niedriger Reibung. Makroskopisch betrachtet entspricht das der Vorstellung eines Fluides mit geringerer Viskosität und damit Scherkräften. Als gegenläufige Tendenz bedingt eine höhere Fluidtemperatur eine geringere Schmierspaltdicke und damit einen höheren Schergradienten. Dies führt zu einer höheren Reibung. Bei höheren Umfangsgeschwindigkeiten nimmt die Gleitgeschwindigkeit bei gleichem Schlupf linear mit der Geschwindigkeit zu, die Schmierfilmdicke jedoch nur mit dem Exponent 0,7. Damit ist bei hohen Umfangsgeschwindigkeiten der Schergradient ebenfalls größer. Wie schon erwähnt haben PFPAE bei gleicher Molekülkettenlänge gegenüber den reinen Kohlenwasserstoff- Polyethern eine wesentlich größere molare Masse. Durch die größere Raumerfüllung der Fluormoleküle an den Seitenketten wird die Molekülbeweglichkeit zusätzlich eingeschränkt. Die Molekularbewegung wird dadurch erschwert, was höhere Reibung zur Folge hat. So kommt die zweite gegenläufige Tendenz bei den kurzkettig verzweigten PFPAE stärker zum Tragen als bei den unverzweigten Linearmolekülen. 4.4 Vergleich des Reibungsverhaltens verschiedener geradkettiger Polyether In Bild 10 ist das Reibungsverhalten einiger geradkettiger Polyether auf Kohlenwasserstoffbasis und siliziumorganischer Basis den vier untersuchten PFPAE gegenübergestellt. Wie anhand Bild 3 beschrieben, sind die Werte in den Balkendiagrammen dadurch gewonnen, dass aus den gemessenen Reibungszahl-Schlupfkurven folgende charakteristische Werte entnommen sind. Wenn das Reibungszahlmaximum in Schlupfbereich < 10 % liegt, wird dieser Maximalwert als Balken aufgetragen, ansonsten die Reibungszahl bei s = 10 %. Bild 10 lässt eine Interpretation des Reibungsverhaltens unterschiedlicher Molekularstrukturen ohne den umfangreichen Vergleich aller Reibungszahlkurven sehr gut zu. Wie bereits an den PFPAE in Abschnitt 4.2 beschrieben, ist wiederum der dominante Einfluss der Verzweigung über kurzkettige Molekülseitengruppen klar erkennbar. Die niedrigste Reibung zeigt Fluid E, nahezu gleich niedrig wie Polyethylenoxid Fluid F. Das Copolymer Fluid E ist sehr gering verzweigt, bedingt durch das günstige Verhältnis Kohlenstoff- / Sauerstoffmolekülanzahl in der Kette nur geringfügig hydrophil, sogar gering lipophil und somit mit einer Reihe von EP-Additiven gut verträglich. Der hervorragende VI von deutlich über 200 und der niedrige Pourpoint ergeben ein Gesamteigenschaftsprofil, das diese Stoffgruppe als sehr gut geeignet zeigt als Basisfluide für Öle und Fette, auch Hybridfette. Das reine Polyethylenoxid Fluid F, das im Reibungsverhalten ähnlich niedrig ist wie Fluid E, zeichnet sich demgegenüber durch einen sehr günstigen Preis aus. Der extrem schlechte (hohe) Pourpoint und die Wasserlöslichkeit verhindern in den allermeisten Fällen dessen Einsatz als alleiniges Basisöl für Schmierstoffe. Die stark kurzkettig verzweigten Fluide G, H, aber auch das hoch phenylierte Fluid I, weisen bedingt durch die starke Verzweigung hohe bis sehr hohe Reibung auf, dabei unabhängig davon, ob auf Kohlenwasserstoff- oder Organosiliziumbasis. Für Schmierstoffe, bei denen es auf niedrige Reibung unter EHD-Bedingungen ankommt, sind diese Fluide ungeeignet. Diese Fluide haben ihr Einsatzgebiet, wenn es auf andere Eigenschaften denn auf niedrige Reibung ankommt. Auch bei der Darstellung in Bild 10 zeigt sich wieder, dass ein Zusammenhang zwischen Viskosität und/ oder Molekülkettenlänge bzw. Molekularmasse und Reibung nicht gegeben ist, siehe hierzu die Angaben in der Tabelle in Bild 4. 5 Betriebsverhalten von Getrieben, geschmiert mit perfluorierten Polyalkylenethern Geschmierte Getriebe unter EHD-Bedingungen betrieben, beispielsweise Zahnrad- und Reibradgetriebe, aber auch Wälzlager laufen nie ohne Schlupf zwischen den Oberflächen. Bei Schmierung unter EHD-Bedingungen ist die Reibung und damit das Betriebsverhalten von der Art des Schmierfluides stark beeinflusst. Der Zwei- Scheibenprüfstand bildet die Betriebsbedingungen aller möglichen Reibkontaktformen und deren Bewegungsverhältnisse ab. Damit ist es zulässig Ergebnisse über das Reibungsverhalten, gewonnen am Zwei-Scheibenprüfstand, ohne Einschränkung auf Getriebe und Wälzlager zu übertragen. Es kann so festgestellt werden: - Bei den PFPAE, extrem bei den kurzkettig verzweigten Typen, sind die Reibungszahlen hoch bis sehr hoch Aus Wissenschaft und Forschung 11 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0007 T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 11 Aus Wissenschaft und Forschung 12 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0007 Bild 10: Einfluss der Umfangsgeschwindigkeit auf die Reibungszahl über aller Fluide, Reibungszahlen im Maximum bzw. bei 10 % Schlupf. Fehlen Balken: * Reibungszahl < 0,003; ** es liegen keine Messergebnisse vor T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 12 und die Reibungszahlmaxima überwiegend im Bereich sehr kleinen Schlupfes. Damit sind alle Getriebebauformen und Wälzlager, bei denen hohe Hertzsche Pressungen auftreten, dieser hohen Reibung ausgesetzt, - Infolge der hohen Reibung treten hierbei nicht nur hohe Schubspannungen auf den Oberflächen auf, sondern im Reibkontakt herrscht auch eine hohe Blitztemperatur die zu hohen Bauteiltemperaturen führt. - Die hohen Schubspannungen im Kontakt bedingen eine reduzierte Ermüdungslebensdauer bzw. geringere zulässigen Hertzschen Pressungen. Hohe Temperaturen führen zu geringen Schmierfilmdicken und weisen auf einen schlechten Wirkungsgrad hin. Versuche an Wälzlager- und an Zahnradprüfständen mit PFPAE als Schmierstoff können einen Beitrag zur Klärung des Auftretens und der Ursachen von White Etching Areas (WEA) leisten. Bei dieser Schmierstoffgruppe ist ein eindiffundieren von Wasserstoff in die Bauteiloberflächen wegen der nicht vorhandenen Wasserstoffmoleküle auszuschließen. Durch geeignete Auswahl der PFPAE unverzweigt/ verzweigt kann zudem der Einfluss der Reibungszahl, wie in [4] dargestellt, verifiziert werden. Literatur 1 Winter, H., Simon M.: Einfluß von elastohydrodynamischen Parametern auf die Grübchentragfähigkeit vergüteter Scheiben und Zahnräder. Konstruktion 37 (1985) H. 3, S. 93-103 und H. 4, S. 161-166. 2 Simon, M., Vojacek, H.: Development of Base Oil with Extreme Friction Properties under EHL Regime. Tribologie und Schmierungstechnik 58. Jahrgang (2011), Heft 4/ 11 3 Vojacek, H.: Das Reibungsverhalten von Fluiden unter elastohydrodynamischen Bedingungen. Diss. TU München 1984 4 G. Niemann, H. Winter, B.-R. Höhn: Maschinenelemente, Band 1, Berlin Springer-Verlag, 4. Auflage 2005 Aus Wissenschaft und Forschung 13 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0007 T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 13 damage [4], leading to secondary - possibly more catastrophic - damage mechanisms. In this study, a cyclic impact test is used in a lab-2-field context to simulate the contact situation between valve ball and seat [2]. With this test it is possible to reproduce the impact as well as small movements of the ball during valve closure. Results show that WC-based material pairings perform best in this cyclic impact situation, whereas Cobased materials should be avoided to extend the lifetime of the components. The comparison of wear tracks after tribological tests with results of failure analysis from worn field components validate the experimental test method. By fitting the resulting data to an empirical wear law that takes into account a higher wear rate during the wear-in phase and a lower one in the steady-state regime [5], it is possible to rank the life expectancy of ball valves for down-hole pump application featuring various mate 2 Experimental Ball-seat pairings were selected based on their presence/ importance in field application and their potential Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0008 1 Introduction In down-hole pumps, multiple tribological loads act on the individual components. One of the critical parts for the oil production process is the sucker rod pump with the main valve components ball and valve seat [1]. A variety of material pairings are used to secure the functionality of this construction group. For a specific selection of appropriate materials, in-field tests are too general and time-consuming for material selection. It is assumed that impacts play a crucial role in triggering incipient From test rig to down-hole pump: Ranking material pairings for ball valves according to their impact wear resistance Christian Katsich, Ulrike Cihak-Bayr, Stefan Hönig, Stefan J. Eder* Im Rahmen dieser Arbeit wird ein Lab-2-Feld Ansatz zum Vergleich des Verschleißwiderstandes unterschiedlicher Werkstoffpaarungen von Kugelventilen bei der Rohölförderung vorgestellt. Für die Umstellung von Stellitzu Hartmetallkomponenten ist die Kenntnis der Haltbarkeit und der Lebensdauer dieser neuen Werkstoffkombinationen erforderlich. Es wurde ein Arbeitsfluss etabliert, welcher auf zyklischen Schlagversuchen basiert und die Auflösung geringer Verschleißunterschiede von Hartmetallen ermöglicht. Der Ausblick beschreibt die Prognose einer zu erwarteten Lebensdauer basierend auf einem Verschleißgesetz, welches zwischen Einlauf- und Konstantverschleiß unterscheidet. Schlüsselwörter Impact-Test, Ölförderung, Lebenszeitprognose We present a lab-2-field type approach to comparing the wear resistance of several material pairings of ball valves used in oil production. With the ongoing transition from stellite to hard metals in down-hole pump valve components, the durability and service life of these new material pairings must be known. We have established a workflow based on cyclic impact testing that allows us to resolve even slight differences in the performance of hard metals with distinct chemical compositions in a statistically meaningful way. We give an outlook into extrapolating an expected service life based on a wear law that differentiates between wear-in and steady-state wear regimes. Keywords Impact testing, oil production, life time prediction Kurzfassung Abstract * Dipl.-Ing. Christian Katsich Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-8525-1105 Dipl.-Ing. Dr.mont. Ulrike Cihak-Bayr Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-8858-4511 AC2T research GmbH, 2700 Wiener Neustadt, Austria Dipl.-Ing. Dr. Stefan Hönig OMV Exploration & Production GmbH, 2230 Gänserndorf, Austria Dipl.-Ing. Dr.techn. Stefan J. Eder Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-2902-3076 AC2T research GmbH, 2700 Wiener Neustadt, Austria Institute of Engineering Design and Product Development, Vienna University of Technology, 1060 Vienna, Austria T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 14 benefit to extend the lifetime of the construction part. The test material pairings (ball vs. seat) are WC vs. WC, TiC-WC vs. WC and stellite vs. stellite. The chemical compositions of all tested materials are summarized in Table 1. Ball and seat materials from component parts were used to produce test samples. The seat sample dimension was given by the original seat geometry, from which the sample was cut out using metallographic preparation techniques. The sample test surface was ground and polished down to 1 µm diamond. The surface preparation method was adjusted to reproduce the measured seat surface roughness in the contact. Cleaned balls of dimension Ø 23.8 mm (for 1.75” tubing) were used without any further preparation. The experimental impact simulation of ball-seat contact was successfully established with the “CIAT” (cyclic impact abrasion test) test principle under 2-body conditions. The test setup is based on the HT-CIAT principle, which was developed at AC2T research GmbH, introduced in [2], and allows 2and 3-body cyclic impact testing at temperatures up to 800 °C. The CIAT sample holder for the ball, custommanufactured for this project by OMV E&P, is shown in Figure 1. The ball, which is fixed on the plunger, hits the sample (seat) under an impact angle of 45°. The kinematics of the test setup allow a sliding movement of approximately 1.25 mm after impact. The chosen testing parameters were determined with the help of a FEM simulation of the ball-seat system that was used to derive critical von Mises stresses beneath the contact area after impact for various impact heights. The critical von Mises stress was defined as the tensile stress of WC-Co with Co compositions matching those of used parts in the field. This combination of impact, followed by sliding, simulates the closing movement of the ball into the seat. The number of cycles for determination of ball-seat contact performance was set to 40, 200, 1000, 2500, 5000, and 25000. The impact energy is defined by the falling height as well as the plunger/ ball weight and is ~20 mJ at a frequency of 1.5 Hz. Characterization of wear behaviour was performed by measurement of 3D topography and SEM/ EDX. 3D topography measurements were carried out by Leica ® confocal white light microscopy to determine geometric properties of wear tracks on seat and ball samples. The Leica ® mountain map software was used to calculate maximum penetration, mean penetration, and wear volume of the wear tracks. All tests were performed 6 times to improve statistical evaluation. Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0008 sample C W Co Cr Ni Fe Mo Ti seat WC 3.2 83.2 12.7 1.0 - - - seat stellite 1.6 14.9 53.4 22.8 2.4 2.2 1.9 ball WC 5.2 58.5 - - 12.8 - 1.7 21.9 ball TiC-WC 3.2 88.1 8.7 - - - - ball stellite 4.5 18.9 40.9 33.1 - 1.4 1.3 - Table 1: Chemical composition [wt.-%] of ball and seat materials Figure 1: Modified CIAT: plunger with mounted ball sample and seat sample in 45° position Figure 2: Mean penetration of seat samples Figure 3: Maximum penetration of seat samples T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 15 me for the TiC-WC ball is 2.3 times higher than for the WC vs. WC system with 278 ± 172 µm 3 · 10 6 at 25 k cycles. For reference, the stellite system suffers a wear volume 175 times higher than the best performer. All geometric wear parameters of the ball topography analysis are summarized in Figure 5. Due to the test setup, the contact location on the ball was not changed for an entire set of cycles (40 to 25 k cycles). As a result of this test procedure, the analyzed values represent a total sum of 33740 cycles. The diagram clearly shows the influence of the ball material on the wear of the system ball-seat. On the WC ball, the wear marks are almost negligible with very low penetration depths and wear volumes. Changing to the TiC-WC ball material in contact with the same seat material, we observe considerably more wear on the lighter hard metal ball. This effect is most pronounced for the wear volume, where it causes a difference of a factor of ~95 and can be observed even macroscopically. 4 Discussion The connection between the geometric parameters of mean penetration and maximum penetration can be explained by the observed wear mechanisms. Figure 6 presents a SEM image of the wear track on the seat sample WC vs. WC after 25 k cycles. On the surface of the WC grains, we observed wear marks in the form of scratches, abrasive marks, and surface roughening [3]. The metallic Cobased matrix indicates minor wash-out effects, but wear debris formation is also caused by the fracture of WCgrains that are still bonded in the matrix. The partially oxidized debris can be found as material adhering to the rim of the wear track. The most noticeable effect is the removal of single WC grains from the hard metal surface. This wear mechanism is responsible for the formation of maximum penetration (wear depth), while the mean penetration (mean wear depth) results mainly from grain loss, continuous wear on grains, and matrix removal. Aus Wissenschaft und Forschung 16 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0008 3 Results The geometric analyses of the impact areas on seat samples are presented in Figure 2 to Figure 4. Figure 2 shows the geometric mean penetration on the impact area caused by the impacting ball. For all materials, a pronounced running-in behaviour can be observed. The small increase of mean penetration between 5 k and 25 k cycles indicates a steady-state condition of wear. Best performance can be achieved with WC samples (vs. WC balls) at all measured cycles, ending up with a mean penetration of 132 ± 72 nm at 25 k cycles. Similar behaviour is exhibited by a WC sample when it is hit by the TiC- WC ball, but with an increased level of wear (195 ± 30 nm at 25 k cycles). The stellite-type system starts with 303 ± 111 nm at 40 cycles, which is a factor of ~ 5 higher than WC vs. WC. At 25 k cycles, a mean penetration of 10.8 ± 4.5 µm was calculated for the stellite seat sample. The geometric parameter of maximum penetration gives similar results compared to the mean penetration depth (Figure 3). The WC vs. WC system exhibits low wear with 0.63 ± 0.20 µm at 25 k cycles. The change of ball material from WC to TiC-WC increases the maximum wear depth to 1.00 ± 0.24 µm at 25 k cycles. In the highlevel wear regime, the maximum penetration in the stellite system was measured to be 23.81 ± 9.85 µm at 25 k cycles. The high standard deviation reveals poorly predictable wear behaviour of this material pairing for impact loading. The measured wear volumes of the seat materials are presented in Figure 4. The ranking of the material pairings is the same as that for the previously evaluated geometric parameters. At low cycle numbers (1000 to 2500), a kink in the wear volume curve can be observed for the hard metal systems. This may be attributed to the wear debris, adhering to the wear track and thus modifying the wear surface significantly. A slight increase of the standard deviation results from adhering matter offsetting the geometric analysis. The measured wear volu- Figure 4: Wear volume of seat samples Figure 5: Wear parameter of ball samples T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 16 A comparison of the wear track surface of a WC seat sample in Figure 6 with the worn contact surface of a WC seat from the field (Figure 7) indicates the validity of the experimental test setup in the lab. Similar wear mechanisms can be found despite the different atmospheric conditions to which the valve components were subjected. This includes the dry contact and the presence of oxygen in the air compared to the conditions in the field. The cumulative wear in the system ball-seat is the sum of the volume loss of ball and seat, so for a complete appraisal of the system’s resistance to impact wear, both contributions must be considered. As mentioned above, due to the design of the CIAT experiment, the orientation of the ball does not change between the six individual impact experiments on the seat that make up a batch. This means that the wear scar on the ball after 33,740 impact cycles does not have a corresponding wear scar on the seat sample, while the ball geometry is not analyzed after each of the sets of cycles for which seat data have been recorded. To be able to compare ball and seat data in a meaningful way, we have extrapolated the wear on the seat using the wear-in and steady-state contributions to the Barwell wear law [5, 7] (1) where V w is the volumetric wear loss, A denotes running-in wear volume, τ is the number of running-in cycles, k the steady-state wear rate (in the unit of volume/ cycle), and t the number of impact cycles. A glance at Figure 8 reveals that the wear volumes extrapolated using the fit function in Eq. 1 follow the timedependent trend very well, and that a purely linear approach (such as the Archard wear law [6]) assuming linear behaviour from the beginning would yield completely different results. The combined volumetric wear losses of ball and seat are shown in the bar graph in Figure 9, where the differences in performance between the WC vs. WC and the TiC-WC vs. WC systems become obvious. Aus Wissenschaft und Forschung 17 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0008 Figure 8: Extrapolated wear volume for seat sample Figure 9: Comparison of ball and seat sample wear volume at 33740 cycles Figure 6: Wear surface of WC seat after 25 k cycles (WC vs. WC) Figure 7: Wear surface of WC seat from the field (failure analysis) T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 17 gratefully acknowledged for financially supporting the endowed professorship tribology at the Vienna University of Technology (Grant no. WST3-F-5031370/ 001- 2017) in collaboration with AC2T research GmbH. The authors would like to thank the OMV management for the permission to present this work. Particular thanks to Christian Decker and Gerald Zehethofer for their professional support. Literature [1] M. H OY , B. K OMETER , P. B ÜRßNER , G. P USCALAU , S. E DER : SRP Equipment Customization Creating Value by Increasing Run Life in a Low Oil Price Environment, SPE-190958-MS, proceedings “SPE Artificial Lift Conference and Exhibition”, Society of Petroleum Engineers, The Woodlands TX, USA, 2018 [2] H. W INKELMANN , E. B ADISCH , M. K IRCHGASSNER , H. D ANNINGER : Wear mechanisms at high temperatures - Part 1: wear mechanisms of different Fe-based alloys at elevated temperatures, Tribology Letters 34, 155-166, 2009. [3] M.G. G EE , A. G ANT , B. R OEBUCK : Wear mechanisms in abrasion and erosion of WC/ Co and related hardmetals, Wear 263, 137-148, 2007. [4] H. W INKELMANN , H. R OJACZ , S. J. E DER , M. V ARGA , S. N UGENT : Influence of Momentum and Energy on Materials: An Experimental and Molecular Dynamics Approach for Impact Phenomena. steel research international, 88(10), 1600445, 2017. [5] S. J. E DER , G. F ELDBAUER , D. B IANCHI , U. C IHAK-BAYR , G. B ETZ , A. 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While the differences in volumetric wear loss between the benchmark system and the hard metal pairings are obvious, our workflow can also differentiate between the performances of hard metal pairings with only minor differences in chemical composition. It is planned to apply the described workflow as a tool for facilitating a lifetime ranking and prediction as well as for aiding incoming goods inspection. For the former, the wear extrapolation from section 4 was used to estimate the number of cycles required to produce a wear scar of 0.1 mm 3 , see Figure 10. By assigning the obtained valve life (in million cycles) of the best-performing material pairing a value of 100 %, one can easily read the relative service lives of the other tested material pairings from the table on the right. This kind of extrapolation assumes that the damage mechanism does not change in the steady-state wear regime. A confirmation of this claim is currently under way, as several pairings are being tested for one million cycles (with a total test time of one week per data point). The first results are reassuring that the maximum number of 25 k impact cycles in our workflow is sufficient for a reasonable extrapolation into the range of several million cycles. Acknowledgements This work was carried out at the “Excellence Centre of Tribology”, Wiener Neustadt, Austria in the framework of the Austrian COMET Program (Project K2, XTribology, no. 849109). The government of Lower Austria is Figure 10: Lifetime ranking via wear volume extrapolation T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 18 1 Introduction In the cardboard package production process, the cardboard bottom and the paper roll are joined together (flanged and glued) in a flanging process. In Figure 1a, the flanging process is schematically illustrated and it can be observed that in the first step, the paper roll is pushed onto a rigid aluminium holder and the cardboard bottom is inserted into the paper roll. Hot glue is applied radially onto the outer side of the cardboard bottom and onto the inner side of the paper roll. In the second step, by means of a pneumatic press, the forming tool rotates and presses the paper roll onto the cardboard bottom. Thereby, flanging arises, which in combination with hot glue fixes the paper roll onto the paper tray. In Figure 1b, the bottom of a cardboard food can assembled with the described flanging process is shown. Depending on the desired end product, the paper composite system can be uncoated or coated with a transparent varnish. In this process, the cardboard is plastically deformed and large strains may occur in the final product, which under unfavourable process conditions lead to damage of the cardboard surface. Paper is an anisotropic material with a pronounced hygroscopicity [1]. Typically, it has a high strength in the machining direction (MD) and high elasticity in the cross direction (CD). In addition, paper is characterised by a certain inhomogeneity related to fibre orientation, filler content, etc. [2]. In the case of the flanging process considered herein, the material stays in the area of elastic deformation. Aus Wissenschaft und Forschung 19 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0009 Modelling and simulation of a paper forming tool - Optimization of the flanging process Florian Ausserer, Igor Velkavrh, Stefan Klien, Joel Voyer, Georg Vorlaufer, Alexander Abbrederis* Für den Herstellprozess von Papier-Lebensmitteldosen werden Verpackungsboden und eine auf Maß geschnittene Papierrolle in einem Bördelprozess mit einander verbunden (gebördelt und verklebt). Bei diesem Prozess wird das Papier plastisch verformt und große Dehnungen können im Produkt auftreten, welche unter ungünstigen Prozessbedingungen zu einer Beschädigung der Papieroberfläche führen. Durch die Kombination eines Design of Experiments (DoE) Ansatzes mit realitätsnaher Systemsimulation (digitaler Zwilling, FEM-Simulation) und experimenteller Validierung in Laborversuchen konnte der Zeit- und Kostenaufwand für eine optimierte Werkzeuggeometrie (Bördelprozess) deutlich reduziert werden. Schlüsselwörter Bördelprozess, Papier, FEM, Design of Experiments (DoE), Reibung For the production process of cardboard cans, the bottom of the packaging and the paper roll are joined together (flanged and glued) in a flanging process. During this process, the paperboard is plastically deformed and high elongations can occur in the product, which, under unfavourable process conditions, lead to damage of the paperboard surface. By combining a Design of Experiments (DoE) approach with a realistic system simulation (digital twin, FEM simulation) and experimental validation in laboratory tests, the time and cost required to obtain an optimized tool geometry (flanging process) could be significantly reduced. Keywords Flanging Process, Paper, FEM, Design of Experiments (DoE), Friction Kurzfassung Abstract * DI (FH) Florian Ausserer MSc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-8541-3063 DI Dr. Igor Velkavrh Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-4293-9978 DI (FH) Stefan Klien Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-8727-4909 Dr. Joel Voyer Orcid-ID: http: / / orcid.org/ 0000-0002-0649-8140 V-Research GmbH, Stadtstrasse 33, 6850 Dornbirn, Austria DI Dr. Georg Vorlaufer AC2T research GmbH, 2700 Wiener Neustadt, Austria Mag. Alexander Abbrederis pratopac GmbH, 6833 Klaus, Austria T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 19 2.2 Experimental Design By applying the methods of statistical planning, the experimental parameters and the amount of required variables can be designed so that objective conclusions about the system under investigation can be made as accurately and time-efficiently as possible [3]. The application of the so-called Design of Experiments (DoE) methods to a real problem presupposes that the factors influencing the system under investigation are known and definable. In the general case, the input variables (X) and the disturbance variables (Z) act on a system and as the system response, an output variable or a quality characteristic (Y) is received. In the system under investigation, the experimental model was based on the FEM model where the input variables (X) were defined as the geometrical parameters of the forming tool: radii R1, R2 and the inlet taper W1 (Figure 3); the disturbances (Z) were neglected; while the system response was defined as the reaction force acting Aus Wissenschaft und Forschung 20 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0009 In addition to the mechanical material properties, the tribological properties of the paper surface and the forming tool are of crucial importance for the production of geometrically accurate flanges. During the flanging process, considerable frictional and forming forces may occur between the forming tool and the paper roll, which can lead both to tool wear as well as wear on the surface of the deformed paper (flange) in the form of cracks or tears. By reducing the frictional and the forming forces while maintaining the wear resistance, the flanging process can be optimized so that surface damages may be greatly minimized or completely eliminated. In addition, under lower frictional and forming forces, smaller and visually appealing flanging radii can be realized in the flanging process. 2 Modelling and Experimental Setup 2.1 FE Simulation For the optimization of the tool geometry, the flanging process was modelled using a 3D digital model, which described the movement dynamics (turning, closing and opening), the material behaviour (elasto-plastic material response) and the contact conditions (frictional forces, surface roughness) as accurately as possible. With the help of these system simulations, the so-called digital twins, geometrical variations in “virtual experiments” were subsequently studied. In Figure 2, the 3D digital model is presented. The model is based on the finite element method (FEM) and describes the structural mechanical deformations as well as the mechanical stresses occurring in the paper and in the forming tool by utilizing a radial symmetry, i.e. a two-dimensional cross-section is considered, which is converted by rotation around the vertical axis into a three-dimensional representation. The calculation is quasi-static, i.e. the simulated closing and opening processes are time-dependent and the inertial forces are neglected. For the paper or the cardboard, an elastically ideal plastic material model was chosen, while for the forming tool a linear elastic material behaviour was applied. The contact between the cardboard and the forming tool was described using the Coulomb friction coefficient variable friction model. Figure 1: (a) Schematic of the flanging process and (b) bottom of a cardboard food can produced in the flanging process. Figure 2: Modelling of the flanging process by means of the so-called digital twins. (a) (b) T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 20 on the paper roll. A fully-fractional experimental plan with a factor variation on two levels was prepared, comprising 2 3 trials (Table 1). 2.3 Tribological Tests The tribological tests were performed with a modular friction and wear tribometer RVM (Dr. Tillwich GmbH Werner Stehr, Germany) shown in Figure 4a. Figure 4b represents schematically the experimental setup used for the tribological tests. In Table 2, the experimental parameters applied in the tribological tests are summarised. For the experimental investigations, a surface contact with an area of 130 mm 2 was applied. In order to better understand the influence of the surface properties of different paper-composite systems on their frictional behaviour, their surface energies were previously measured. It was found that the dispersive fraction of the surface energy is dominant in all paper-composite systems studied and that on the paper-composite systems with a high surface energy, the test liquids have a smaller contact angle and spread more than for paper systems having low surface energy. Therefore, as candidates for the coatings for the forming tool, coatings with low surface adhesion were selected. Aus Wissenschaft und Forschung 21 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0009 Figure 3: Input variables (X) for the DoE model: R1, R2 and W1. Figure 4: (a) Modular friction and wear tribometer RVM and (b) schematic representation of the experimental setup. R1 R2 W1 1 -1 1 -1 1 -1 -1 -1 1 -1 1 1 1 1 -1 1 -1 -1 -1 -1 -1 1 1 1 Table 1: Non-dimensionalized fully-fractional experimental design (-1 corresponds to the minimum value, 1 corresponds to the maximum value). Test parameter (SI-Units) Value Normal force F N (N) 65, 130, 195, 260 (continuous load level increase) Type of movement linear oscillating Oscillation frequency n (s -1 ) 0.07 Stroke (m) 0.024 Test duration (s) 60 per load level Table 2: Experimental parameters applied in the tribological tests. (b) (a) T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 21 Figure 7 shows the calculated contact force curve for exemplary flange geometry. It can be clearly seen that the occurring stress peaks are accompanied by significant structural changes of the paper tube. Figure 8 shows the dependence of the reaction force (qualitative parameter) on the flange tool radii R1 and R2, calculated by means of DoE. In addition, geometry parameters of the original Aus Wissenschaft und Forschung 22 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0009 In Table 3, the coatings for the forming tool which were tested in the tribological tests are listed. 3 Results 3.1 Tribological Tests Figure 5 shows the coefficients of friction measured in tribological tests under contact pressures of 0.5, 1, 1.5 and 2 N/ mm 2 . From Figure 5, it is clear that for 42CrMoS4 steel when uncoated, treated with plasma nitriding or coated with DLC coating, coefficients of friction were between 0.24 and 0.28 and thus, higher compared to the uncoated cast iron EN-GJS-400-15, which provided a coefficient of friction of around 0.18. However, when 42CrMoS4 steel was coated with a PAEK coating (variants V1 and V2), coefficients of friction of 0.05 to 0.06 were measured; i.e. the reduction of the coefficient of friction compared to the benchmark was around 70 %. Based on the results from the tribological tests, a constant coefficient of friction of 0.06 was subsequently used for the FEM model. 3.2 Numerical Simulations and DoE One of the central issues of the present study is the determination of the changes of the contact force during the flanging process. Since these data cannot be determined directly from the flanging machine, the flanging process was modelled in a tension-compression machine. Figure 6 shows the force-displacement diagrams measured in the tension-compression test (strain press) and calculated in the FEM simulation. By applying suitable variations of the yield strength and the modulus of elasticity, the elastic-ideal-plastic material model of the paper roll could be adjusted so that it corresponded to the measured force-displacement curve with sufficient accuracy. The FEM simulations were performed by using the material model with the force-displacement curve identified with an arrow in Figure 6b. Substrate material Surface treatment / coating S a (µm) EN-GJS-400-15* - 1.274 42CrMoS4* (1.7225) - 0.712 Plasma nitriding* 0.253 DLC 0.346 PAEK-V1 8.247 PAEK-V2 4.960 Table 3: Concepts for the forming tool coatings and their surface roughness values S a . Sample A corresponds to the benchmark material. Samples denoted with * were grinded. Figure 5: Measured coefficients of friction of the investigated coating concepts at contact pressures of 0.5, 1, 1.5 and 2 N/ mm 2 . Figure 6: Force-displacement diagrams (a) measured in the tension-compression test and (b) calculated in the FEM model. Due to simulation constraints, the starting values on the X-axis are different. (a) (b) T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 22 flange contour Y1 are shown in comparison to the optimized flange contour Y2. It can be clearly seen that the change of the radii results in a reduction of the reaction force. In real component tests, it was confirmed that solely by applying the described geometry optimization, i.e. using the benchmark EN-GJS- 400-15 flange tool without additional material or surface optimization, the reaction force is reduced by up to 20 %. 4 Conclusions The developed material model (elastic-ideal-plastic) of the FEM simulations has shown to be well suited for the applied comparative parameter investigations. Paper and paper composite systems are very difficult to model due to their multi-layered structure. Therefore, a compromise between the model accuracy and the computational effort needs to be found. In this study, it was found that the yield point has a greater influence on the simulation results than the modulus of elasticity. By using a DoE approach, linear model dependence between the reaction forces and the radii of the flange tool was calculated, which saved additional computation time. Through the combination of DoE, numerical simulations (digital twins), and experimental validation in laboratory experiments, the time and cost required for the optimization of tool geometry could be significantly reduced. In addition, the flange tool geometries which cannot ensure a proper flanging action (due to e.g., buckling or blocking of the bending process) could be predicted. Based on the results of this work, a new flanging tool was manufactured, which is currently undergoing testing in the real production process and is providing an improved performance as compared to the benchmark. The reduction of the tool force is comparable to the force predicted in the numerical simulations. Acknowledgements This work was funded by the Austrian COMET Programme (Project XTribology, no. 849109) and carried out at the “Excellence Centre of Tribology” (AC2T research GmbH) in cooperation with V-Research GmbH and pratopac GmbH. References [1] E. Dörsam, Papier: Eigenschaften und Verwendung, TU Darmstadt, WS 2010/ 11 [2] R. Heiss: Verpackungen von Lebensmittel, Springer Verlag, 1980, ISBN-13: 978-3-540 [3] J. Antony, Design of experiments for engineers and scientists. Oxford ; Burlington, MA: Butterworth-Heinemann, 2003. Aus Wissenschaft und Forschung 23 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0009 Figure 7: Simulated contact force and stress curve during the flanging process for the exemplary flange geometry. Figure 8: (a) Dependence of the reaction force (qualitative parameter) on flange tool radii R1 and R2 and (b) example of optimized flange tool geometry Y2 compared to the benchmark flange tool geometry. (a) (b) T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 23 gas in vehicles [8]. The reason for the very high pressure is to achieve high specific energy for longer cruising distance. Hydrogen refueling stations and relevant infrastructure therefore need to store and handle hydrogen gas under very high pressure. There are some critical problems caused by hydrogen when hydrogen is dissolved in solid. Hydrogen embrittlement of metals has long been a technological issue, and further research and development are necessary as the very high pressure enhances the hydrogen uptake in metals resulting in failures. Another big problem is the permeation of hydrogen that leads to catastrophic failures of rubbers and polymers for seals. Without overcoming these problems, the hydrogen energy society will never be realized. The Research Center for Hydrogen Industrial Use and Storage (HYDROGENIUS) was established in 2006 by a financial support of the New Energy and Industrial Technology Development Organization of the Japanese government. The idea was to dramatically improve our understanding of hydrogen/ materials interactions in order to assist the developments of hydrogen infrastructures and to strengthen the technological ground for possible future energy systems. The center started as a research center of a national research institute, the National Institute of Advanced Industrial Science and Technology, and later in 2013 it was transferred to Kyushu University. The major research projects in the center have been on the effects of high pressure hydrogen on fracture Aus Wissenschaft und Forschung 24 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0010 1 Introduction Hydrogen is widely used as material, coolant, detergent, and reducer in chemical plants, semiconductor factories, steel works and nuclear reactors. It is used also as a fuel for rockets, and it once was a part of city gas several decades ago. But now, hydrogen is attracting more attention than ever as an important energy carrier to support our society. The introduction of this ultimate clean energy has been largely driven by the development of fuel cells with high energy efficiency. Fuel cells generate electricity from hydrogen and oxygen, and electrolyzers produce hydrogen from electricity and water. Hydrogen is thus recognized as the best complement to electricity and is useful for energy security. Among many electricity storage systems including battery, supercapacitor, flywheel, compressed air energy storage (CAES), pumped hydro energy storage (PHS), methane and hydrogen, hydrogen is best suited to large-scale electricity storage at the megawatt scale for hours to months [1,2]. A number of demonstration projects of the power-to-gas systems are in progress in Europe, particularly in Germany [3, 4]. In Japan, Kawasaki Heavy Industries is developing a hydrogen supply chain, which includes production of hydrogen, oversea transportation of liquid hydrogen with carriers, gas turbines to generate electricity from hydrogen and other systems for mass energy storage and transportation [5]. Chiyoda Corporation is developing an energy transportation system using an organic chemical hydride [6]. More visible leading technologies in our daily life are fuel cell vehicles, FCEV, and stationary fuel cells. FCEVs are already in market from 2014, and stationary fuel cells are spreading at home and industries. International Energy Agency and some governments have issued technology roadmaps for hydrogen and fuel cells [2, 7]. The development of hydrogen society needs development of not only the fuel cells but also of reliable and economically affordable systems and components to store and transport hydrogen. The state of art FCEV employs pressure as high as 70 MPa to store hydrogen Overview of tribology researches for high-pressure hydrogen systems Joichi Sugimura* Recent studies in Kyushu University on tribology for hydrogen energy systems are briefly overviewed. Friction and wear of various materials for valves, dynamic and static seals, piston rings, and bearings are studied in purity controlled test environments and at high pressure. Their tribological behavior depends on gas environment, and more or less on trace impurities in hydrogen. Chemical and tribochemical reactions play an important role in the processes at contacting surfaces. Recent progresses in hydrogen related technologies in Japan are also briefly introduced. Keywords Hydrogen, high pressure, friction, wear, trace impurity, seal, valve Abstract * Prof. Joichi Sugimura Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-1926-2169 Research Center for Hydrogen Industrial Use and Storage, Kyushu University International Institute for Carbon-Neutral Energy Research, Kyushu University, Japan T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 24 and fatigue of metallic materials, strength of elastomers and polymers, thermophysical properties of hydrogen gas under extreme pressure and temperature, and tribology in hydrogen. This article introduces tribological issues in components used in hydrogen refueling stations with some of the results obtained in the center. 2 Tribology in hydrogen systems As is the case in most machinery, tribology is among the most important basic technologies in mechanical systems for hydrogen. In the conventional industries, facilities such as pumps, compressors and piping systems in chemical plants and semiconductor factories have a number of tribological components including seals, bearings, valves and other sliding parts. It is well known that, in space applications, seals and bearings are the most important elements in propulsion systems that use liquid hydrogen as fuel. These components all play important roles in maintaining safety of the systems. A typical hydrogen refueling station consists of compressors, storage tanks, hydrogen dispensers, pipes, couplings and valves. They are used to compress, store, seal, and control the flow of hydrogen while the gas experiences changes in pressure and temperature. Figure 1 shows the components and their tribological issues in hydrogen refueling stations. Compressors are used to compress hydrogen gas to over 80 MPa. Reciprocating piston type compressors are used more than diaphragm compressors, ionic compressors and centrifugal compressors in Japan, because they are most suited to typical capacity of several hundred Nm 3 / h required in the current hydrogen stations. Piston rings and rod packings are usually made of polymeric materials. Rolling element bearings are used as main bearings of the crankshaft and connecting rod bearings. Hydrogen permeation into steel may cause early flaking failure of the bearings if they are used in hydrogen gas. It is necessary to avoid hydrogen enhanced failures by making the structure of the compressor such that the bearings are not exposed to hydrogen gas, or by establishing technology to prevent hydrogen to diffuse into steels. Needle valves and ball valves are used to control the flow of gas. Figure 2 shows a ball valve for ultra-high pressure hydrogen. They normally employ hard metals and coatings for their sliding parts. Seals are also important parts in the valve systems to avoid leakage of hydrogen. Gland packings typically made of polymers are used as dynamic seals. Their counter surface is usually the material of the bodies of the valves, i.e. stainless steels, with or without surface treatments and coatings. Static seals such as O-rings and U-packings made of rubbers are used at a number of engaging parts. O-rings are sometimes used as dynamic seals. For example, the nozzle of dispensers experience sliding during mounting Aus Wissenschaft und Forschung 25 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0010 % Hydrogen generator Compressor Storage tanks Fuel cell vehicles couplings Hydrogen dispenser dynamic & static seals piston rings bearings g mpress valves and other contact & sliding components sor Storage tanks ress ge tanks '()"*+*%(,-.*/ 0"1% *2)/ 0"2-3%4,0%("3),5%0"5#36% 7.52*"1%257%3)2)"1%3/ 2-3% 80/ 9/ 5)",5%,4% : .70,#/ 5% "57+1/ 7%)0"; ,< 42"-+0/ %"5%0,--"5#% 1,5)21)% '()"*+*%-,=%40"1)",5% 257%=/ 20%*2)/ 0"2-3%257% 1,2)"5#3% y g p g p 80/ 9/ 5)",5%,4% -/ 2>2#/ %,4% : .70,#/ 5% gg y g y g g p Figure 1: Tribological components and technical issues in hydrogen refueling station % Figure 2: A ball valve for 98 MPa hydrogen (By Courtesy of KITZ Corporation) T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 25 This means that physical and chemical processes occurring at tribo-interface depend on surrounding gas. As will be shown below, environmental gas and other substances contained in the gas influences physical and chemical properties of solid surfaces, which affect chemical reactions and transfer of materials, and in turn affect friction and wear. Metals and alloys are used not only in metal-to-metal combinations, but more often as counter surface materials against polymers, rubbers and coated surfaces. In air, oxide films on the metal surfaces generally act as protective films that decrease adhesive force and prevent friction and wear from increasing drastically. In hydrogen, in contrast, oxides may be reduced under high temperature and high pressure conditions, and this leads to loss of protective boundary films, and friction and wear increase. However, it should be noted that tendency to be oxidized and reduced depends on metal species. As an example, the coefficient of friction of some alloys for valve plugs in hydrogen is compared with that in air in Figure 3 [12]. The data are from cross-cylinder type friction tests in a chamber. Hydrogen contained trace water of some tens of ppm, while air contained water vapor of about one thousand ppm. The materials used were AISI 316 and AISI 630 stainless steels, nickel base alloys Hastelloy B and Hastelloy C, nickel copper alloy Monel 400 and Monel K500, a cobalt alloy Stellite 6B, and tungsten carbide WC. The stainless steels mainly contain iron, chromium and nickel, while most of nickel base alloys mainly contain nickel. The figure clearly demonstrates that, in general, the coefficient of friction with nickel and copper alloys are higher in hydrogen than in air, and in particular nickel copper alloy M400 shows very high friction in hydrogen. In contrast, the coefficient of friction with the stainless steel 316 and Stellite 6B are lower in hydrogen. These results imply that the effect of oxide films on friction depends on the alloy composition, although their mechanical properties may also affect friction. Experiments with pure metals clearly show the differences in their chemical response to environmental gas. Fukuda et al. conducted a series of pin-on-disk tests in high purity gas in which the concentration of trace impurity, mainly water vapor, was controlled to be less than 10 ppm [13. 14]. Figure 4 shows the variation of coefficient of friction in hydrogen gas with the group of elements [13]. The metals in the groups 4A to 7A and 8 generally exhibit relatively low friction while those in the groups 1B to 4B show higher friction. This difference is caused by their likeliness to adsorb and react with hydrogen as well as with trace water and oxygen in hydrogen. The former metals, indicated by A in the figure, are more reactive. The transition metals such as vanadium, titanium and zirconium react with Aus Wissenschaft und Forschung 26 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0010 and detaching. Metals are also used for sealing gas in couplings and safety valves. Two important points have to be in mind in designing tribological components for the hydrogen supply systems for FCEVs. Firstly, hydrogen gas is stored at a very high pressure of 82 MPa. Secondly, hydrogen gas has to keep certain purity such that the gas does not cause severe degradation of electrode catalyst in fuel cells [9]. The second point means that normal lubricants cannot be used, and the components have to maintain their performance in dry contact without lubricants. No systematic tribology studies have been made until very recently for hydrogen applications except for those on hydrogen effects in rolling contact fatigue of steel, cryogenic tribology for space applications, and some fundamental studies on environmental effects. With the increasing demands for understanding hydrogen in tribology again as a background, the first symposium on Hydrogen Tribology for Future Energy was held in the Fourth World Tribology Congress in Kyoto in 2009 [10], and the second one in ITC Hiroshima in 2011 [11]. 3 Metal surfaces in hydrogen As is well known, friction and wear of materials are not their intrinsic properties but depend on combination of materials, sliding conditions and environment surrounding the contact. The friction coefficient in hydrogen is different from that in air under the same load and speed. 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 1.2 1.4 1.6 0 0.2 0.4 0.6 0.8 1 Coefficient of friction in hydrogen Coefficient of friction in air ! " #$% #&#'(% )*++ #&#%'+ ,- ," ./ ++ % Figure 3: Coefficient of friction in air and hydrogen in reciprocating sliding tests for eight metals; in hydrogen with trace water of some tens of ppm and in air with 0.1 % water; load 2 N, amplitude 1 mm, frequency 2 Hz, total cycles 7,200; metals are SUS316: AISI 316 stainless steel, SUS630: AISI 630 stainless steel, ST6: Stellite 6B, HB: Hastelloy B, HC: Hastelloy C, M400: Monel M-40, K500: Monel K-500, and WC: tungsten carbide (reproduced from Ref. 12) T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 26 % Figure 5: Variation of the coefficient of friction of SUS316L with concentration of trace water in hydrogen; a) new data and b) date from another paper (Ref. 15); load 13N, sliding speed 0.063 m/ s, temperature 298 K. (reproduced from Ref. 16) hydrogen to produce metal hydrides, which result in low friction and high wear. The transition metals including iron, chromium, molybdenum and nickel adsorb hydrogen, but more effectively react with a small amount of water and oxygen to form passive films. On the other hand, the metals such as copper and aluminum as indicated by B in the figure exhibit strong adhesion in hydrogen although with trace water and oxygen. These results clearly indicate that the frictional behaviors of pure metals are more or less reflected in the behaviors of alloys shown in Figure 3. Fukuda et al. further conducted experiments with iron and steel by changing the concentration of trace water in hydrogen [15-17]. The effects of water vapor in hydrogen on friction and wear of AISI 316L austenitic stainless steel are shown in Figure 5 [16], in which the data indicated by (b) in the figures are from the studies in Reference 15. The figures clearly show the dramatic effects of water concentration in hydrogen. The coefficient of friction is smallest at around the water concentration of 10 ppm, while the wear rate is smallest at 1 ppm. The significant effect of water concentration suggests that chemical reaction that occur at steel surface with trace water strongly alter adhesion, and friction and wear. This also causes the significant changes in friction and wear of polymers and coatings when they are slid against steel, as the austenitic stainless steel is frequently used as a counter surface in hydrogen applications. Fretting wear that occurs at contacting surfaces is also affected by trace water as the processes involved are more or less related with oxidation [18]. Fretting fatigue of stainless steel in hydrogen is also influenced by oxygen and water present in hydrogen gas [19, 20]. As described in the previous section, commercially available hydrogen gas is not completely pure but contains certain amount of trace impurities. The amounts of trace impurities in commercial gas are strictly defined such that the gas does not deteriorate polymer electrolyte in fuel cell, and Aus Wissenschaft und Forschung 27 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0010 Figure 4: Coefficient of friction in self-mating tests of pure metals in hydrogen at room temperature and normal pressure; hydrogen with trace water and oxygen less than 1 ppm; load 10 N, sliding speed 0.063 m/ s, sliding distance 126 m. (reproduced from Ref. 13) (b) Exposed (a) Not exposed % Figure 6: XPS spectra of AISI 316L surface before and after exposed to 40 MPa hydrogen at 373 K for 200 hours. (reproduced from Ref. 22) T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 27 A series of sliding experiments in hydrogen gas with five polymers containing fluorine and four metals indicate that friction and wear depends on the combination of materials [27]. The polymers tested are PTFE, PTFE filled with graphite, PTFE filled with glass fiber, ultra-high molecular weight polyethylene (UHMWPE) and polyvinylidene di-fluoride (PVDF). The unfilled PTFE and PTFE composites show lower friction than the rest of the polymers due to the formation of stable PTFE transfer film, while the PTFE composites show better wear resistance than the unfilled PTFE. PVDF shows low friction but high wear in hydrogen. Friction and wear of each of the polymers change slightly with the counterface metals, but the specific wear is correlated with the amount of polymer transfer film, and correlated also with the amount of metal fluorides produced on the metal surfaces. As shown in Figure 7, the specific wear rate of the fluorine containing polymers is smaller with greater amount of iron fluoride on the metal surfaces [27]. The lubricating function of polymer transfer film is promoted under high pressure. The coefficient of friction of unfilled PTFE against stainless steel 316L in 40 MPa hydrogen gas is lower than that in normal pressure hydrogen [28, 29]. This is caused by the formation of favorable PTFE transfer film in the absence of oxide film on the steel surface. The PTFE composites filled with graphite or metals also exhibit lower friction in high pressure hydrogen than in normal pressure, although the behaviors are not simple because transfer and wear of these fillers are also involved in sliding. Materials that transfer are not only polymers but also filler materials. Theiler and Gradt investigated friction and wear Aus Wissenschaft und Forschung 28 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0010 the maximum acceptable amount of oxygen and water is 5 ppm [9]. This value seems to be based on the acceptable amount for fuel cells. However, as the above studies, and studies on other materials described below clearly show, oxygen containing substances play a great role at tribo-interface even with a small amount. The effect of high pressure on friction and wear of steel is still not very clear because there are not enough data. At least, the pressure effect is rather marginal as compared with the effect of temperature and the trace impurity. The coefficient of friction of AISI 316L steel in 40 MPa hydrogen is around 0.4, which is slightly smaller than that at hydrogen at normal pressure [21]. An XPS study demonstrated that surface oxides on stainless steel are reduced by exposing the surface to high temperature, or high pressure hydrogen, as shown in Figure 6 [22]. However, the experiments at 10 MPa show that the coefficient of friction scatters widely in the range between 0.2 and 0.9 under the same load and speed [23]. Tribochemical processes including the formation of passive films thus depend on pressure and temperature of atmospheric gas. Oxidation dominantly occurs in hydrogen with trace water and oxygen under normal pressure and temperature, while reduction or decrease in oxidation occur at higher pressure and higher temperature. The reason for the unstable behavior in 10 MPa hydrogen may be that the formation and removal of oxide films occur by chance under competitive action of oxidation by trace water and oxygen and the reduction by hydrogen. 4 Transfer film formation with polymer composites It is well known that tribological performance of polymeric materials such as polytetrafluoroethylene, PTFE, and its composites depends greatly on the formation of transferred films on counter surface. According to the classical theory of solid lubrication, low friction is achieved when thin transfer film of polymer is formed on harder counterface materials like hard metals. It can easily be imagined that the formation of polymer transfer film on metals is strongly influenced by environmental gas. In fact, unfilled PTFE produces transfer film on steel surface in hydrogen resulting in lower friction and wear than in air or in vacuum [24, 25]. The transfer film is more easily formed in hydrogen in the absence of oxide film, and is enhanced by the formation of metal fluoride on the steel surface. Fluorine radical produced under sliding react with surface metals to form fluoride that helps good transfer film to form. The formation of transfer film depends on chemical or tribochemical reactions that occur on metal surfaces, which implies tribological performances depend on metals, impurity of hydrogen, temperature and pressure [26]. % ! "# # #! #! ! ! ! "! $ ! "# ! "#$ ! "% ! "%$ &'()*+*),-(./ ,/ .0(1,2#! 34 55 6 7855 9: 0(: ; *0<,/ .0*=,>35(0.? 7>( @A>B @A>B3C/ .'D*0( @A>B3C? .; ; @EF> Figure 7: Relation between specific wear rate of polymers and the metal fluoride intensity on metal surfaces in sliding experiments of polymer disks against metal pin; in hydrogen with trace water less than 1 ppm, load 60N, amplitude 3.8 mm, frequency 2 Hz, total cycles 7,200; metals are AISI 316 stainless steel, AISI 440C stainless steel and 52100 steel. (reproduced from Ref. 27) T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 28 of polyimide, PI, filled with and without graphite in 10 3 Pa hydrogen gas [30]. They showed that unfilled PI shows lower friction in hydrogen than in air, and that graphite in PI produced transfer films on counter surface that worked as solid lubricant to reduce friction and wear. Recent studies have revealed that PTFE filled with carbon fiber produced from polyacrylonitrile (PAN) shows much lower friction than the low friction by PTFE transfer film in hydrogen [31,32]. Figure 8 shows the distribution of PTFE transfer films and carbon transfer films formed on cast iron disks slid against carbon fiber filled PTFE in air and in hydrogen. The intensity of PTFE shown in the maps was obtained by integrating C-F intensity over wavenumber from 1120 cm -1 to 1280 cm -1 in FT-IR spectrum. The intensity of carbon was obtained by integrating intensity over wavenumber from 900 cm -1 to 1800 cm -1 in Raman spectrum. The figure clearly indicates that PTFE transfer film is dominant in air and carbon transfer film is dominant in hydrogen. Carbon film is found also on the PTFE pin surface. This suggests that the low friction in hydrogen is provided not by PTFE transfer film but by the carbon transfer film. Clear G-peak and D-peak are found in Raman spectra of the film, suggesting that the graphitized amorphous carbon is formed under sliding of the PTFE composite in the same manner as in the sliding of DLC coatings. For rubbers, extensive studies have been made on bulk properties of rubbers in the polymer research group in HYDROGENIUS. A vast amount of hydrogen molecules permeate in rubbers, particularly in high pressure hydrogen, to cause fracture by swelling and fatal blister fracture by changes in surrounding gas pressure [33,34]. In addition, a tribology study of rubbers in hydrogen is in progress in the tribology research group. 5 DLC coatings Hard coatings are used in components such as valves and slide against metals. DLC and carbon materials are strong candidates for use in hydrogen applications because they exhibit excellent friction and wear in hydrogen [35-39]. It is widely accepted that the low friction and wear of DLCs are brought about by the formation of films of partially graphitized, or structured, amorphous carbon and hydrogen termination of dangling bonds of carbon atoms on the surface [36]. The structure is produced in sliding contact, and is often characterized by the split peaks in Raman spectra that the intact DLC surfaces do not have. DLCs are now widely used as good tribological material in various environments with or without lubricants. While many researches focused on the effect of humidity on friction and wear of DLCs, no detailed studies were made to see the influence of trace water of ppm level in dry sliding. Tanaka et al. conducted pin-on-disk experiments for DLC pins against pure metals in environments with controlled purity. The results for typical a-C: H, hydrogenated DLC, and ta-C, hydrogen free DLC, in very dry hydrogen gas are shown in Figure 9. The a-C: H generally exhibits lower coefficient of friction than ta-C, and the coefficient appears to depend strongly on metal species. Microscopic observation and Raman analysis after the tests demonstrate that structured amorphous carbon films are formed on the metal surface that shows low friction, whereas almost no carbon films are found on those metals including copper and palladium. The capability of metals to form carbon transfer film is related with the reactivity of metals with carbon but also to catalytic action to cause dissociation of hydrogen atoms. Aus Wissenschaft und Forschung 29 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0010 % % % ! " ! #! $" ! #%" ! #%$" ! #&" '(" )*" +," -." / *" +0" 12" +3.45*.67"38""8,*5936 : ; +<=" 7: ; +" Figure 9: Steady-state coefficient of friction of two DLCs against pure metals in hydrogen; trace water 3 ppm, trace oxygen 0.5 ppm, load 10 N, sliding speed 0.063 m/ s, sliding distance 126 m, temperature 298 K. (reproduced from Ref. 40) Figure 8: Distribution of PTFE film and carbon film on the sliding track on cast iron disk slid against PAN-based CF filled PTFE in air and in hydrogen; PTFE intensity integrated over wavenumber from 1120 cm -1 to 1280 cm -1 with FT-IR, carbon intensity integrated over wavenumber from 900 cm -1 to 1800 cm -1 in laser Raman spectrometer; test conditions: contact pressure 1 MPa, sliding speed 2 m/ s, temperature 373 K. (reproduced from Ref. 31) T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 29 it is difficult to have both low friction and low wear with simple DLCs used in the study. One thing that should be avoided when DLC coatings are used in high pressure hydrogen is delamination. It Aus Wissenschaft und Forschung 30 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0010 They extended the study to look at the effects of the concentration of water vapor in hydrogen, nitrogen and argon [41]. Figure 10(a) shows the effect of water in hydrogen on the coefficient of friction of a-C: H against aluminum pin. It clearly shows that friction is minimum in hydrogen without trace water, and the coefficient increases with the concentration of water in hydrogen. This is because the oxide films on aluminum formed by continuous supply of water prevented effective carbon transfer film to be formed. In contrast, water vapor of tens of ppm works to reduce the coefficient of friction in argon, as shown in Figure 10(b). The transfer film cannot be found on the pins tested in nitrogen and argon with water less than 1 ppm, and the pins are severely worn. The carbon transfer film is formed by the addition of water in these inert gases, suggesting that water molecules cause removal and transfer of carbon. However, the running-in to low friction is slower than in hydrogen gas, and is accompanied by heavier wear of DLC. In another series of experiments, Manabe et al. looked at the effect of water and oxygen to seek optimum conditions to achieve low friction and wear with DLCs and some pure metals in non-hydrogen environment [42]. They conducted experiments with nitrogen and oxygen mixture with different ratio, with 1ppm water, and with air containing different concentration of water. In the case with iron pin, for example, surface oxidation is predominant and transferred carbon is poor. However, with 1 % oxygen and 1 ppm water, the effective films of structured amorphous carbon is formed on metal surfaces that provides the coefficient of friction less than 0.1. Nevertheless, the addition of water increases wear of DLC. The above experiments indicate that the coefficient of friction can go down to 0.01 or less with little wear in dry hydrogen, but with the presence of oxygen and water % H2I % H; I Figure 10: Changes in the coefficient of friction with sliding distance; a-C: H DLC disk and aluminum pin; (a) in hydrogen and (b) in argon; trace oxygen less than 1 ppm, gas pressure 0.12 MPa, load 10 N, sliding speed 0.063 m/ s, sliding distance 126 m. (reproduced from Ref. 41) % % (a) 1 day after (b) 5 days after Figure 11: Depth profiles of hydrogen, oxygen and iron in ta-C DLC film measured with SIMS (a) one day and (b) five days after the exposure to hydrogen at 40 MPa and 373 K for 100 hours; thickness of DLC coating 1μm; horizontal axis represents the sputter time of Cs+ primary ion at 10 nA. (reproduced from Ref. 43) T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 30 was found in exposure tests that DLC films coated on 52100 steel substrate were partially detached from the substrate when they were kept in hydrogen at a very high pressure of 40 MPa. In order to see the reason, the depth profiles of hydrogen, oxygen and iron were determined with SIMS. Figure 11 shows the results for a ta-C film of a thickness of about 1 μm exposed to hydrogen for 200 hours [43]. The figure demonstrates that hydrogen concentration increases significantly above the substrate/ coating boundary. This implies that hydrogen diffused into the coating film was stack and accumulated at the film substrate boundary, which might have caused swelling and tensile stress that lead to cracking. In order to avoid this, it is necessary to increase the bonding strength and/ or to modify the interface so that hydrogen does not accumulate at the boundary. 6 Concluding remarks Hydrogen takes part in a various tribological phenomena in different manners. Chemical and tribochemical reactions at tribo-interface are often affected more by trace oxygen and water than by hydrogen. Operating conditions as well as conditions of environmental gas have to be considered in the design of tribo-elements for hydrogen applications. Acknowledgments Some of the works described in this paper were conducted as a part of the “Fundamental Research Project on Advanced Hydrogen Science” funded by New Energy and Industrial Technology Development Organization (NEDO) from 2006 to 2012, and a CREST project “Creation of Nanointerface Controlled by Tribochemical Reaction for Mechanical Systems with Super-low Friction” funded by Japan Science and Technology Agency from 2013 to 2018. References [1] Hotellier, G., 2014, Hydrogen as a multi-purpose energy vector, Siemens Future Forum at Hannover Messe 2014, https: / / w3.siemens.com/ topics/ global/ en/ events/ hanno ver-messe/ program/ Documents/ pdf/ Hydrogen-as-a-multipurpose-energy vector-Gaelle-Hotellier.pdf [2] Technology Roadmap - Hydrogen and Fuel Cells, International Energy Agency, 2015. 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Wer dazu zwar die Daten fließen lässt, aber in der Fertigung seine Schmiermedien und -techniken vernachlässigt, riskiert kostenintensive Produktionsstillstände. Ergo darf das Schmierungsmanagement auch in Zeiten von „Industrie 4.0“ nicht außer Acht gelassen werden. Wie sich moderne Schmierungsstrategien in die betriebliche Praxis umsetzen lassen, soll im Folgenden erörtert werden. Ausgangssituation Wälzlager aller Art stellen quasi das „Herz“ unzähliger Produktionsanlagen dar. Fallen sie überraschend aus, kann dies den Stillstand der Fertigung zur Folge haben. Als Hauptursachen für vorzeitige Lagerdefekte kristallisieren sich - neben einem nicht ordnungsgemäßen Einbau der Lager bzw. Materialermüdung - immer wieder unsachgemäße Schmierung und verunreinigte Schmierstoffe heraus: Erfahrungsgemäß sorgen allein diese beiden Faktoren für rund die Hälfte aller verfrühten Lagerausfälle (Bild 1). Daraus lässt sich ablesen, dass die richtige Art der Schmierung sowie die Wahl des richtigen Schmiermediums für einen möglichst reibungslosen Betrieb von entscheidender Bedeutung sind. Aus der Praxis für die Praxis 33 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0011 In Zeiten von Industrie 4.0 erst recht: Gute Schmierung will gelernt sein Jens Beck* Mit dem Ziel, Produktionsverfahren durch die voranschreitende Integration digitaler, vernetzungsfähiger Komponenten immer effizienter zu machen, werden unzählige Maschinen immer „intelligenter“. Die beabsichtigten Effizienzsteigerungen sind jedoch zum Scheitern verurteilt, wenn die Schmierung der vollintegrierten Maschinen vernachlässigt wird. Damit in Zeiten von „Industrie 4.0“ tatsächlich alles „wie geschmiert“ läuft, muss demzufolge auch die Schmierungstechnik der Maschinen mit den jüngsten verfügbaren Lösungen Schritt halten. Schlüsselwörter Industrie 4.0, Schmierung, Schmiertechnik, Schmierungsmanagement, Schmierungs-Audit, Effizienzsteigerung With the aim of making production processes ever more efficient through the progressive integration of digital, networkable components, countless machines are becoming ever more „intelligent“. However, the intended increases in efficiency are doomed to failure if the lubrication of the fully integrated machines is neglected. In order for everything to „run like clockwork“ in times of „Industry 4.0“, the lubrication technology of the machines must therefore keep pace with the latest lubrication solutions available. Keywords Industry 4.0, lubrication, lubrication technology, lubrication management, lubrication audit, efficiency improvement Kurzfassung Abstract * Jens Beck STLE und ICML zertifizierter Schmierungsspezialist, SKF Schweinfurt Bild 1: Erfahrungsgemäß sind rund 50 Prozent aller vorzeitigen Lagerausfälle auf unsachgemäße Schmierung und Verunreinigung zurückzuführen T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 33 aus. Betrachtet man jedoch das Volumen, das aus dem praxisüblichen Umgang mit Schmierstoffen bzw. aus ihrer Verwendung resultiert, ergibt sich ein ganz anderes Bild: Beispielsweise wird in vielen Betrieben etwa die Hälfte aller Komponenten manuell nachgeschmiert. Das verursacht einen beträchtlichen Arbeitsaufwand. Dieser steigt durch Schmierungsfehler noch weiter, weil beispielweise Überstunden zur Behebung von Maschinenstillständen gefahren werden müssen. Zusammen mit sonstigen Tätigkeiten rund um die Schmierung wächst der entsprechende Kostenblock oft auf rund 40 Prozent des gesamten Wartungs- und Instandhaltungsetats an (Bild 2). Auch dadurch kann ein nachlässiges „Schmierungs-Handling“ die Unternehmen teuer zu stehen kommen. Dessen ungeachtet sind die meisten maschinellen Störungen nach wie vor auf verunreinigte, überalterte oder falsche Schmierstoffe zurückzuführen (Bild 3). Überspitzt formuliert ließe sich somit konstatieren, dass sich die Schmiermedien und -techniken in vielen Betrieben offenbar noch in einem Zustand wie zu Zeiten der ersten industriellen Revolution befinden. Dabei gibt es mittlerweile genügend Möglichkeiten, um auch den Schmierungssektor für das „Industrie 4.0“-Zeitalter fit zu machen. Die beste Grundlage dafür bietet ein gut strukturierter Optimierungsprozess. Von der Schmierung zum Schmierungsmanagement Den ersten Schritt auf dem Weg zum Schmierungsmanagement stellt naturgemäß eine intensive Analyse des Ist-Zustandes dar (Bild 4). Dazu gehört - neben einer „Experten-Visite“ vor Ort - insbesondere ein Gespräch mit dem Wartungsteam, das für die Schmierung verantwortlich ist. Im Rahmen dieses Gesprächs lässt sich anhand eines standardisierten Fragebogens u. a. das gegenwärtige „Reifestadium“ in Bezug auf Schmierungs- Planung, -Stellenwert, -Steuerung und -Ausführung ermitteln. Die gemessene Leistung kann zudem mit Hilfe eines Stufen-Abweichungsdiagramms am Branchen- Durchschnitt gespiegelt werden. Darüber hinaus liefert die Analyse auch Hinweise auf erste Optimierungspotenziale. Oberstes Gebot dabei: den richtigen Schmierstoff in der richtigen Menge zum richtigen Zeitpunkt an die richtige Stelle mit dem richtigen Schmierverfahren zu bringen (Bild 5). Mit diesem Ziel vor Augen erfolgt in einem zweiten Schritt ein umfassendes Audit aller schmierungsrelevanten Faktoren. Das entspre- Aus der Praxis für die Praxis 34 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 Angesichts der maßgeblichen Rolle, die die Schmierstoffe in punkto „funktionstüchtige Fertigung“ spielen, gestalten sich ihre Beschaffungskosten vergleichsweise gering: Im Schnitt machen sie kaum drei Prozent der gesamten Wartungsbzw. Instandhaltungsaufwendungen DOI 10.30419/ TuS-2019-0011 Bild 2: Die Kosten für die Schmierstoffe machen lediglich ein bis drei Prozent der gesamten Wartungs- und Instandhaltungskosten aus. Wer diesen kleinen Bereich vernachlässigt, geht das Risiko unkalkulierbarer Extrakosten ein Bild 3: Unterschiedliche Probleme mit dem Schmierstoff verursachen mit Abstand die häufigsten Störungen in Industriewerken Bild 4: Mit Hilfe eines Fünf-Stufen-Programms lässt sich das Schmierungsmanagement in jedem Betrieb optimieren. Das Programm kann - gemäß Baukastenprinzip - individuell zusammengestellt werden T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 34 chende Spektrum umfasst Aspekte wie die Auswahl der Lieferanten, die Lagerung und Handhabung der Schmierstoffe, deren Auswahlprozess und anwendungsspezifische Nutzung, die Schmierstoffanalyse und -zustandsüberwachung, die Schulung der Mitarbeiter sowie die Erfassung ihrer Schmierungspraktiken, die Einhaltung von Umwelt- und Gesundheitsschutz-Vorschriften sowie Möglichkeiten zur Automatisierung von Schmierungsaufgaben. Auch hier werden die einzelnen Gegebenheiten vor Ort an ihren jeweiligen Idealzuständen gespiegelt. Erfahrungsgemäß ist dieser Vergleich deshalb so wichtig, weil sich viele Mitarbeiter im betrieblichen Alltag an gewisse Wälzlager-Lebenszyklen „gewöhnen“ und diese somit irgendwann für „normal“ halten. Oft stellt sich jedoch heraus, dass der häufige Austausch der Lager beispielsweise auf eine so banale Ursache wie die weit verbreitete Verwendung von ein und demselben Behälter für unterschiedliche Öle zurückzuführen ist (Bild 6). Dadurch wird die Performance des Schmiermediums natürlich beeinträchtigt, sodass es seiner eigentlichen Aufgabe - also für eine maximale Gebrauchsdauer der Maschinenbauteile zu sorgen - gar nicht mehr gerecht werden kann. Dieses typische Beispiel aus der Praxis lässt bereits erahnen, dass die Standzeiten der Wälzlager durch ideale Schmierstoffe bzw. -techniken zum Teil drastisch verlängert werden können. Verbesserungen abstimmen, umsetzen und „tunen“ In einem dritten Schritt werden die eruierten Verbesserungspotenziale gemeinsam besprochen und konkrete Änderungsvorschläge erarbeitet. Dazu kann bspw. die Auswahl und Konsolidierung der Schmierstoffe gehören, der Entwurf von Schmierungsroutinen und / oder -Lagerräumen, die Umsetzung einer Farbcodierung, der Entwurf eines Ölanalysebzw. -verunreinigungskontrollprogramms, die Erstellung von Standardabläufen samt Schulungen, die Einführung von Zentralschmiersystemen oder Programmen zur bedienergestützten Zuverlässigkeit, usw. Im vierten Schritt können dann die (bspw. in budgetärer oder zeitlicher Hinsicht) priorisierten Maßnahmen in die Praxis umgesetzt werden. Wie die Erfahrung zeigt, ist es dabei von entscheidender Bedeutung, alle involvierten Mitarbeiter ins Boot zu holen - etwa, indem man ihnen nicht nur den Mehrwert des Audits für das Unternehmen, sondern ihren persönlichen Nutzen daraus vor Augen führt (bspw. weniger „schmutzige“ Arbeit, weniger Instandhaltungsaufwand, etc.). Aus der Praxis für die Praxis 35 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0011 Bild 6: Eine Ölstation trägt dazu bei, die Qualität bzw. Reinheit und damit die Performance des Schmierstoffs zu erhalten, was letztlich der Gebrauchsdauer der Maschinenbauteile zugutekommt Bild 5: Zur professionellen Schmierung von Wälzlagern in unterschiedlichsten Industrieanlagen bieten sich u. a. Zentralschmiersysteme an T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 35 zahlreichen Vorteilen (Bild 7) - und zwar bei vergleichsweise geringen Anlaufkosten: Gemäß dem Tribology Action Handbook der britischen Ingenieursgesellschaft IMechE (ähnlich dem VDI) bietet die Investition in ein gutes Schmierungsprogramm eine Kapitalrendite von bis zu 400 Prozent. Hinzu kommt, dass sich mit einem solchen Programm auch künftige Leistungssteigerungen der Produktionsanlagen schmiertechnisch vorbereiten lassen - damit auch in Zeiten von „Industrie 4.0“ wirklich alles „wie geschmiert“ läuft (Bild 8). Nähere Informationen zum Thema: http: / / www.skf.com/ de/ services/ lubrication-services/ lubrication-management-services/ index.html Aus der Praxis für die Praxis 36 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 In einem fünften Schritt sollten schließlich einige Leistungskennzahlen erfasst werden, die einen Einblick in den Erfolg der bislang umgesetzten Maßnahmen vermitteln. Die entsprechenden Erkenntnisse können zugleich Ansatzpunkte für ein womöglich erforderliches „Feintuning“ der bisherigen Maßnahmen liefern. Darüber hinaus lässt sich auf Basis regelmäßiger Neubewertungen eine Art „Rangliste“ mit weiteren sinnvollen Maßnahmen erstellen. Das versetzt die Unternehmen in die Lage, die entdeckten Optimierungspotenziale nach und nach in die Praxis umzusetzen. Lohnende Investition Wenn die Wertschätzung für Schmierung steigt, profitieren die „professionell schmierenden“ Betriebe von DOI 10.30419/ TuS-2019-0011 Bild 7: Ein professionelles Schmierungsmanagement bietet zahlreiche Vorteile und macht sich rasch in vielen Facetten positiv bemerkbar Bild 8: Auch hoch automatisierte Öl-Umlaufschmiersysteme (inkl. Betriebsdatenerfassung / Filter / Heizung / Kühlung / Reinigung) können den Weg in Richtung „Industrie 4.0“ ebnen T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 36 Aus der Praxis für die Praxis 37 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0012 2 Introduction Greases are used widely in industrial and technological applications to decrease frictional forces and to protect components from wear damage. Examples can be found in machinery equipment, automotive components and electrical contacts. The performance of greases depends on its lubricating quality but also on interaction properties, such as its adherence to a substrate, its cohesion or consistency and its tackiness. Conventionally, ‘grease tackiness’ is the ability of a grease to form threads when it is pulled apart. However, to define tackiness in terms of numbers, is far more complicated. This is firstly because it is not a real physical property, and secondly because it strongly depends on application conditions, such as speed, temperature, load etc. Up to now, in order to evaluate the thread forming part of the tackiness, the ‘finger test’ is used. A grease film is applied between thumb and index finger and then the fingers are pulled apart, resulting in the formation of grease threads as shown in Figure 1. A comparison is made based on the length of these threads, the longer the threads the higher the tackiness of the grease. However, these tests are subjective since their outcome depends on the ‘user’ and on how ‘fast or slow’ did he/ she perform the retraction of the fingers, the quantity and distribution of grease applied, whether it is worked prior to separating. Furthermore, these measurements do not provide any quantitative value, so a quantitative and operator independent ranking between different greases is not possible. The first attempt to quantify tackiness was made by the development of a ‘tack tester’. In this method a grease Quantitative approach to measuring the adhesion and tackiness of industrial greases Emmanuel P. Georgiou, Dirk Drees, Michel De Bilde, Michael Anderson* Recently a new method to measure the adhesion and tackiness of industrial greases, based on analyzing indentation/ retraction curves, has been optimized. It replaces the highly subjective finger tests that are still commonly used in the industry. This method is more versatile, it allows to use different contact geometries, material compositions and measurement parameters, whereas it provides accurate and quantitative measurements. A high precision force sensor that operates in the mN range allows to record the necessary curves. This work presents a thorough overview of this novel adhesion/ tackiness measurement method. The physical meaning of indentation/ retraction curves is described, as well as the importance of the contact conditions (retraction speed, applied load, grease temperature, film thickness and contact geometry). We want to highlight how to use this new method to evaluate and compare the adhesion and tackiness of various industrial greases in an efficient, unambiguous and adequate way. Keywords Greases; Adhesion; Tackiness; Methodology; Indentation-retraction Abstract * Emmanuel P. Georgiou 1,2 Dirk Drees 1 Michel De Bilde 1 Michael Anderson 3 1 Falex Tribology N.V., Wingepark 23B, B3110, Rotselaar, Belgium 2 Department of Materials Engineering (MTM), K.U. Leuven,Kasteelpark Arenberg 44, 3001 Leuven, Belgium 3 .Falex Corporation, 1020 Airpark Drive, Sugar Grove, IL 60554, USA Figure 1: Comparison of greases with the finger test T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 37 In our procedure, a grease layer of about 200 μm is spread out on a standardized DIN 6325 steel plate, Figure 3a. The user can select an ‘indenter body’ or ‘tool’ (ball, pin, different alloys and dimensions), this is gradually approaching the grease layer until it comes into contact, then the indenter body keeps moving down until a preset contact load is reached (Figure 4). Then, the indenter body moves away again from the greased substrate under Aus der Praxis für die Praxis 38 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 film was applied between two plates, being pulled apart with a constant low retraction speed. During each test, the pull-off force is recorded and is used as a ranking of tackiness. However, this method also has certain drawbacks as the pull-off force relates more to the adhesion of the grease to the substrate (plates) rather than the formation of threads. Thus, this technique cannot be used to quantify tackiness. In addition, it does not allow to vary testing conditions such as speed or temperature, which are known influencing factors. Achanta et al. [1] and Georgiou et al. [2] developed a new test method, based on analyzing the measurement curve from an indentation/ retraction sequence. The test instrument allows to measure with high precision both pull-off force and thread formation of greases. In this article, a thorough overview of this method will be presented, and its advantages will be highlighted. The authors consider that this topic is of high importance to the industry, recently a lot of new applications for greases have emerged that require special formulation. The lubrication of electrical motors in electric cars is particularly demanding as it covers a wide temperature regime but also the lubrication of pitch bearings in wind turbines requires special attention. Greases emerge more and more from their former volume production, all-purpose formulations to higher specialization. This makes it harder for the end-users to differentiate between many available greases in the market and to select the one that fits best to their application. This trend is confirmed by the increasing production and use of grease worldwide, as confirmed by the National Lubricating Grease Institute (NLGI) [3]. 3 Experimental procedure A modified Basalt-N2 surface tester with a light load sensor was used to develop this methodology, Figure 2a. The force sensor is a cantilever - based on patented dual leaf spring (Patent by TETRA GmbH Ilmenau) as shown in Figure 2b. Applied load and potential tangential forces are picked up by a high precision displacement measurement of the spring elements, measured by capacitance sensors. DOI 10.30419/ TuS-2019-0012 Figure 2: (a) Basalt N2 tester and (b) schematic of dual leaf cantilever. Figure 3: (a) Grease layer applied on a steel plate and (b) countermaterials used in these tests. Figure 4: Schematic of an indentation-retraction curve for a greased contact and measured values [2] (a) (b) T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 38 well-controlled conditions, until complete physical separation has taken place. In this work, we used 3 mm Ø copper balls and Cr6 steel balls as well as a 6 mm x Ø 6 mm Cr6 steel cylinder, Figure 3b. During the approach-retraction cycle, the force on the load sensor is measured continuously at high data acquisition rate. This technique is similar to pull-off force experiments with an atomic force microscope for studying physical interactions, but operates in a different force range (mN vs. nN). From this approach-retraction curve, a few characteristic numbers can be extracted. The indentation requires an amount of energy or work to compress the grease layer (integration of area A in Figure 4). Pulling off the indenter requires an energy represented by area B or a maximum force called the pull-off force (Fa), we further define as separation energy (Se): the energy needed to fully separate both bodies from the position of highest force (pull-off force). The displacement from the pulloff force until total separation, characterized by a return of the force to 0 mN, represents length of the thread (l), Figure 4. For each set of approach-retraction parameters (notably temperature and retraction speed), ten repeats are performed on the same location, in order to get information on the repeatability of the process and to perform statistical analysis of obtained data. 4 Results and discussion 4.1 Effect of testing conditions It is known from field practice that the performance of greases strongly depends on the contact conditions and environment under which they operate [4]. The main advantage of this method is that it allows to perform multiple measurements of adhesion and tackiness under varying conditions automatically. By changing the applied Aus der Praxis für die Praxis 39 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0012 Figure 5: Effect of (a) retraction speed and (b) temperature on the pull-off force and separation energy of a grease. 1 0 1 5 2 0 4 0 5 0 0 , 0 0 , 2 0 , 4 0 , 6 0 , 8 1 , 0 1 , 2 1 , 4 1 , 6 1 , 8 A p p l i e d l o a d ( m N ) Thread length (mm) 1 0 m N 1 5 m N 2 0 m N 4 0 m N 5 0 m N Figure 6: Effect of applied load on the thread formation of grease A. load, retraction speed and temperature, mapping of these properties is possible. A typical example of the effect of retraction speed and temperature on the pull-off force and separation energy of an example grease, is shown in Figure 5. In Figure 5a, it is evident that the increase of retraction speed leads to a higher pull-off force and higher separation energy, indicating that grease sticks more to the tool and the energy to physically separate the two grease covered surfaces is also the highest. On the other hand, an increase of temperature resulted in a significant decrease of both the pull-off force and separation energy, Figure 5b. This observation is linked to the viscous and viscoelastic response of the grease, which can change drastically with a change of temperature [5-7]. In addition, phase transitions within the microstructure of the grease T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 39 measurement, at least in the range of 100 to 500 µm. Despite having an excess of grease in the contact, the ‘true’ thickness of the grease that interacts in these experiments is mostly determined by the tool size and the contact conditions. These experiments also show that the method is tolerant to the adhesion of possible excess grease around the ball, outside of the center of the contact. It suggests that the tackiness is affected mainly by the ‘direct formation’ of threads at the central area of contact, as shown in Figure 8. It should be mentioned that, for the selected system (3 mm Ø ball vs steel plate at 20 mN), the interaction radius would be in the range of 6.5 µm (calculated by Hertzian contact formulae). 4.3 Effect of substrate roughness Since adhesion is a surface phenomenon, the surface roughness/ topography of the steel plates should be considered. Three distinctly different roughnesses were prepared by mechanical grinding with SiC paper and polis- Aus der Praxis für die Praxis 40 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 can also influence its yield strength [8] and subsequently the energy required for the deformation and separation of this layer. Contrary to the strong effects of retraction speed and temperature, the applied load during approach does not appear to have a significant influence on the measured properties of the grease, e.g. Figure 6 for thread length. Evidently, this method is not very sensitive to load fluctuations (e.g. brought about by vibrations). In any case, our experiments have shown that adhesion and tackiness of a grease are not a single value, but depend on the test conditions. So recording adhesion and tackiness can only be done in terms of a specified method. 4.2 Effect of film thickness We have varied the thickness of the applied grease film, to measure its influence on the retraction values. Figure 7, shows that the thickness has little effect on the DOI 10.30419/ TuS-2019-0012 Figure 7: Effect of grease film thickness on the (a) pull-off force and (b) separation energy of a grease. 2 0 0 µ m 4 0 0 µ m 6 0 0 µ m 2 3 4 Pull-off force (mN) 2 0 0 µ m 4 0 0 µ m 6 0 0 µ m 2 0 0 µ m 4 0 0 µ m 6 0 0 µ m 2 4 6 Separation energy (µJ) 2 0 0 µ m 4 0 0 µ m 6 0 0 µ m Figure 8: Thread formation during retraction of the copper ball. hing with 3 µm diamond paste for the lowest roughness (LR) of 0.06 µm Ra. The medium roughness (MR) was 0.39 µm Ra and high roughness (HR) 0.68 µm Ra. In Figure 9 the effect of the plate roughness on the pulloff force and separation energy is presented. Despite having a very localised contact, the surface roughness of the plate does not have any significant effect on adhesion and separation energy. The only noticeable difference is that at the highest roughness the spread of values appears larger, which is possibly the result of a less homogeneous distribution of the grease film on these plates. 4.4 Effect of countermaterial composition This test method allows the use of different tool materials. It is important because greases can be used in various systems with widely varying material combinations. Depending on the material, different adhesion could result. T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 40 An example of the effect of the tool material is shown in Figure 10. Tests were done with both a copper and a bearing steel ball. Some small differences in the pull-off force and separation energy can be seen, particularly a slightly higher pull-off force and separation energy with a steel ball, but also a higher spread in the values. Because of the better repeatability, copper was considered as the reference material for all further testing where only a relative comparison between greases is envisaged. 4.5 Effect of contact geometry (point vs area) Intuitively, it can be imagined that the contact geometry can have a strong influence on the indentation/ retraction measurement. As an example, differences between a ball contact and an area contact are evaluated (Figure 11a). The relevant indentation/ retraction curves show significant differences in the morphology of the curves, Figure 11b, c. The pull-off force (Figure 11d) and separation energy (Figure 11e) are higher in the case of the area contact, which is to be expected due to the formation of more threads over a larger interaction area, than with the ball contact. However, the main drawback of the area contact is the high variation between repeat measurements, whereas the ball contact leads to a much more stable behavior. The area contact variation is thus less appropriate for comparison of greases and standardization purposes, because the larger variation makes it more difficult to recognize significant differences between greases. 4.6 Repeatability of method One of the key questions in every new method is ‘how repeatable is it? ’. Triplicate tests on new sample sets showed that the indentation/ retraction method is very repeatable, Figure 12. Further experimental determination of repeatability and -in a later stage reproducibilityare planned, but these measurements indicate a high potential for having a satisfactory repeatability of the test method. 4.7 Ranking of industrial greases The ultimate goal of this methodology is to allow a ranking of industrial greases in terms of their adhesion and tackiness characteristics. Because we evaluate tackiness or adhesion over a range of test parameters, a comparison of greases can be done by plotting two dimensional graphs, defined as ‘grease experimental tackiness’ Aus der Praxis für die Praxis 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0012 Figure 9: Effect of steel plate roughness on the (a) pull-off force and (b) separation energy of a grease. L R M R H R 2 4 6 Pull-off force (mN) L R M R H R LR MR HR 2 4 6 Separation energy (µJ) LR MR HR Figure 10: Effect of ball composition on the (a) pull-off force and (b) separation energy of a grease. C u C r 6 s t e e l 0 2 4 6 Pull-off force (mN) C u C r 6 s t e e l C u C r 6 s t e e l 0 2 4 6 Separation energy (µJ) C u C r 6 s t e e l T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 41 X-axis with a cone penetration measurement, and sliding velocity with retraction speed, Figure 13. In this way the adhesion and tackiness can be plotted as a function of combined working conditions. Aus der Praxis für die Praxis 42 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 (GET) curves. The idea is based on the concept of Stribeck curves [9], but replacing the coefficient of friction in the Y-axis with a tackiness parameter, e.g. separation energy or pull-off force, and replacing the viscosity in DOI 10.30419/ TuS-2019-0012 Figure 11: (a) Selected contact geometries. Indentation retraction curves for (b) point contact and (c) area contact. Effect of contact geometry on (d) pull-off force and (e) separation energy. B a l l _ T h i n f i l m C y l i n d e r _ T h i n f i l m 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 Pull-off force (mN) B a l l _ T h i n f i l m C y l i n d e r _ T h i n f i l m B a l l _ T h i n f i l m C y l i n d e r _ T h i n f i l m 0 1 0 2 0 3 0 4 0 5 0 Separation energy (µJ) B a l l _ T h i n f i l m C y l i n d e r _ T h i n f i l m Figure 12: Evolution of (a) pull-off force and (b) separation energy in triplicate indentation/ retraction tests. 0 2 4 6 8 10 12 0 2 4 6 8 10 12 Pull-off force (mN) Cycles Grease A_Repeat 1 GreaseA_Repeat 2 Grease A_Repeat 3 Grease B_Repeat 1 Grease B_Repeat 2 Grease B_Repeat 3 0 2 4 6 8 10 12 0 2 4 6 8 10 12 Separation energy (µJ) Cycles Grease A_Repeat 1 Grease A_Repeat 2 Grease A_Repeat 3 Grease B_Repeat 1 Grease B_Repeat 2 Grease B_Repeat 3 T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 42 An example of ranking industrial greases based on GET curves is given in Figure 14. This figure clearly shows that the working conditions determine the result: the adhesion and tackiness values always have to be linked to the test conditions. It is also clear that a better separation is reached for the higher value of the working conditions, in our experiments notably for the higher retraction speeds. Besides this 2D representation, a 3D mapping of greases is also possible by considering two main variables, for instance temperature and retraction speed [2]. These 3D maps can be further modified to include other variables (e.g. contact pressure, humidity level etc.) which can be more closely related to the specific needs of the end user or grease producer. In the end, it will be possible to map the operational windows of greases in terms of required tackiness, related to many operational parameters. 5 Conclusions This work presents an overview of the new indentation/ retraction method. This technique allows to measure quantitively and with high precision adhesion and tackiness of greases. Due to the versatility of the setup, many factors that might influence the adhesion and tackiness can be separately studied. From the experimental examples presented in this work, it is evident that adhesion and tackiness are not a single material value, but depend on the test conditions. The method is not very sensitive to the grease film thickness and the load during approach, making it a very robust method. The results show however that the tackiness depends a lot on retraction speed and temperature, as can be intuitively understood or demonstrated by the finger test. In this sense, the method correlates well with experience, but adds on the possibility to attach an independent and real quantitative value on the tackiness of a grease. Finally, analysis and comparison of industrial greases is now easy, either by plotting them in 2D grease experimental tackiness (GET) curves and/ or 3D maps. Currently, the authors work on standardization of this method and equipment, to be used to create a database for industrial greases. References [1] S. Achanta., M. Jungk, D. Drees, Characterisation of cohesion adhesion, and tackiness of lubricating greases using approach retraction experiments. Tribol. Int. 44 (2011) 1127-1133 [2] E.P. Georgiou, D. Drees, M. De Bilde, M. Anderson, Can we put a value on the adhesion and tackiness of greases? Tribol. Lett. 66 (2018) 60 [3] NLGI Annual Grease Survey. 2005 [4] P.M. Lugt, Grease lubrication in rolling bearings. Wiley, 1 st Ed. London, UK (2013) [5] B.P. Williamson, K. Walters, T.W. Bates, R.C. Coy, A.L. Milton. The viscoelastic properties of multigrade oils and their effect of journal-bearing characteristics. J. Non- Newtonian FluidMech. 73 (1997) 115-126 [6] M.A. Delgado, C. Valencia, M.C. Sanchez, J.M. Franco, C. Callegos. Thermorheological behaviour of a lithium lubricating grease. Tribol. Lett. 23 (2006) 47-53 [7] M.A. Delgado, C. Valencia, M.C. Sanchez, J.M. Franco, C. Callegos. Influence of soap concentration and oil viscosity on the rheology and microstructure of lubricating greases. Ind. Eng. Chem. Res. 45 (2006) 1902-1910 [8] F. Cyriac, P.M. Lugt, R. Bosman. On a new method to determine the yield stress in lubricating grease. Tribol. Trans. 58 (2015) 1021-1030 [9] I. Hutchings, P. Shipway, Friction and wear of engineering materials, 2nd Ed. Butterworth-Heinmann, Elsevier, Oxford, UK (2013) Aus der Praxis für die Praxis 43 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0012 kinematic viscosity → replace by cone penetration sliding speed → replace by retraction speed Tackiness ! ! " #$%& % & #$%& % ' #$%& % ( #$%& % ) #$%& % % #$%& % * #$%& % # Figure 14: GET curves showing influence of retraction speed on the separation energy of a number of industrial greases. Figure 13: Grease Experimental Tackiness (GET) curves based on modified Stribeck curve. T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 43 Fachinformationen 44 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 Vom 29. bis 31. Januar 2019 lud OilDoc nach Rosenheim (Bayern) auf die OilDoc Konferenz und Ausstellung. Die alle zwei Jahre stattfindende Konferenz ist die richtungsweisende Veranstaltung für Schmierung, Instandhaltung und Condition Monitoring in Europa. Hier trifft sich das Who-is-Who der Schmierstoff- und Instandhaltungsbranche und tauscht sich über die neuesten Entwicklungen und Innovationen aus. Internationale Experten aus der Praxis gaben mit 105 topaktuellen Fachvorträgen in vier Vortragssälen umfassende Einblicke in ihre tägliche Arbeit und ihre neusten Erkenntnisse. Die Schwerpunkte waren in diesem Jahr Asset Management und ISO 55000, neue Sensorentechnologien und die weiter steigende Zahl spezialisierter Schmierstoffe. „Die Präsentationen waren hervorragend und sie waren relevant für die Herausforderungen, denen wir aktuell gegenüberstehen“, stellte einer der Teilnehmer fest. Auf der großzügigen Ausstellungsfläche präsentierten sich 50 Unternehmen aus Industrie und Forschung mit ihren Produkten und Services. In den Pausen gab es hier zahlreiche Gelegenheit neue Kontakte zu knüpfen und bestehende Partnerschaften zu vertiefen. Ein Großteil der Konferenzteilnehmer nutzte die Cometogether Party und das bei den Besuchern besonders beliebte „Little Oktoberfest“ mit Bieranstich, regionaler Küche, Bullriding, Auftritt des Trachtenvereins und Live-Musik zum weiteren Netzwerken und Austausch. Die diesjährige OilDoc Konferenz war ein voller Erfolg! Mit 500 Teilnehmern aus 33 Ländern verzeichnete sie einen neuen Besucherrekord. 95 % der Teilnehmer würden die OilDoc-Konferenz weiterempfehlen. Ein Besucher schwärmte: „Ich habe in der Vergangenheit lange keine so gut organisierte und mit fachlich hochwertigen Beiträgen ausgefüllte Konferenz erlebt.“ Fachinformationen Besucherrekord bei der OilDoc Konferenz und Ausstellung 2019 Das Interesse an aktuellen Informationen rund um die Themen Schmierung, Instandhaltung und Condition Monitoring sowie dem fachlichen Austausch mit Experten in diesen Bereichen ist weiterhin ungebrochen. Den Termin der nächsten OilDoc Konferenz sollte man sich schon jetzt im Kalender vormerken. Sie findet vom 2. bis 4. Februar 2021 in Rosenheim statt. T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 44 Nachrichten 45 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 Die Gesellschaft für Tribologie e.V. (GfT) und die Forschungsvereinigung Antriebstechnik (FVA) sind seit vielen Jahren auf dem Gebiet der Tribologie tätig. Bekannt ist die GfT vor allem durch die seit den 1970er Jahren jährlich im Herbst stattfindende dreitägige Tribologie- Fachtagung, in der alle Themen der Tribologie angesprochen werden. Der Schwerpunkt der FVA ist die Gemeinschaftsforschung auf dem Gebiet der kompletten Antriebstechnik. Antriebstechnik und Tribologie sind untrennbar miteinander verwoben. So liegt es nahe, dass beide Organisationen vor vielen gemeinsamen Fragen stehen und zu einem großen Teil die gleichen Kreise von Industrie und Wirtschaft ansprechen. Diese Gemeinsamkeit führte in den letzten Jahren zu einer immer enger werdenden Zusammenarbeit. Ein Ergebnis dieser Zusammenarbeit ist der Beschluss, gemeinsame Aus- und Fortbildungslehrgänge zu erweiterten Grundlagenthemen der Tribologie in der Antriebstechnik auf dem Markt anzubieten. Der Schwerpunkt dieser Lehrgänge liegt, im Gegensatz zu den meisten Lehrgängen zu ähnlichen Themen, nicht auf den in der Antriebstechnik zum Einsatz kommenden Schmierstoffen, Grundölen und Additiven, ihren Eigenschaften und Wirkungsweisen. In den GfT/ FVA Lehrgängen liegt der Schwerpunkt auf den Kontakt- und Bewegungsbedingungen im jeweiligen spezifischen tribologischen System. Daraus wird dann die für den Anwendungsfall notwendige Schmierstoffqualität abgeleitet. Teilnehmer lernen so, den für ihr System am besten geeigneten Schmierstoff auszuwählen und, wo notwendig, den richtigen Kompromiss zu treffen. Geplant sind, neben Grundlagen der Tribologie, Lehrgänge zu typischen Elementen der Antriebstechnik, wie Getriebe, Wälzlager und Gleitlager. Bei Bedarf können noch weitere Themen aufgenommen werden. Es ist daran gedacht, diese Lehrgänge jeweils in einem zweibis dreijährigen Rhythmus anzubieten. Der erste GfT/ FVA-Grundlagen-Lehrgang zum Thema Getriebeschmierung fand am 26. und 27. Februar 2019 an der Universität in Kassel statt. Der Lehrgang umfasste die Themen: • Grundlagen der Tribologie • Zahradtypen in Getrieben und ihre tribologischen Anforderungen • Schmierstoffsorten und ihre Eignung zur Getriebeschmierung • Werkstoffe und Verträglichkeiten • Kunststoffgetriebe • Industriegetriebe • Schneckengetriebe • Kfz-Getriebe und Kraftschlüssige Getriebe • Tribometrie, Prüfungen für Getriebeschmierstoffe Als Referenten für die Lehrgänge konnten erfahrene Spezialisten aus Industrie und Forschung gewonnen werden. Das Echo der Teilnehmer am ersten Lehrgang war überwiegend positiv, so dass die Planung dieser Lehrgänge fortgesetzt wird. Einzelheiten dazu sind den Internetseiten der GfT (https: / / www.gft-ev.de/ de/ home_de/ ) und der FVA (https: / / fva-net.de/ ) zu entnehmen. Mitteilungen der GfT GfT und FVA starten gemeinsam Tribologie-Lehrgänge Die Teilnehmer und Referenten am Getriebelehrgang am 26./ 27. Februar 2019 in Kassel (EMiL) T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 45 Nachrichten 46 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 Nachdem die GfT im Jahre 2104 eine Studie zu tribologischen Aktivitäten an deutschen Hochschulen veröffentlicht hatte, soll jetzt, fünf Jahre später, die Situation des Fachgebiets Tribologie etwas umfassender beleuchtet werden. Hierfür sollen zusätzlich auch außeruniversitäre Institute und Firmen über den aktuellen Stand und abzusehende zukünftige Entwicklungen der Tribologie befragt werden. In einem ersten Schritt führt die Firma MJ-Tribology im Auftrag der GfT eine allgemeine Online-Umfrage zu diesem Thema durch, an der Sie sich gerne auch anonym unter www.tribologie-studie.de beteiligen können. Mit Ihrer Teilnahme helfen Sie der GfT, sich zukünftig noch gezielter auf aktuelle Themen einzustellen. Mitteilungen der GfT Gesellschaft für Tribologie e.V. T O ALL YOUNG SCIENTIS T S With you together, we want to enhance the transfer of knowledge within the field of tribology - from all points of view. The symposium’s focus is on: » Presentation of young researcher’s projects and theses » Discussing new research topics and ongoing research projects » Providing an „exercise platform“ for major conferences » Stage for young scientists and young tribologists You will have the possibility to exchange your knowledge with other young scientists and gain experience in presenting your research. Furthermore, we offer advice regarding topics such as „technical procedure/ methodology“, „testing possibilities“ and „presentation of your research“. We are looking forward to your participation! Gesellschaft für Tribologie e.V. www.gft-ev.de Mail: info@junge-tribologen.de Web: www.junge-tribologen.de 3 RD Y OUNG T RIB OL OGICAL R ESEARCHER S YMP O SIUM Call for Papers 9 th & 10 th of May 2019 at AC2T research GmbH Wiener Neustadt (AT) Prof. Carsten Gachot (Patron) A working group of the GfT e.V. Online-Umfrage zur Situation der Tribologie in Deutschland T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 46 Nachrichten 47 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 Mitteilungen der GfT Sp ons or s Date of submis sion » Participants 1 st of March 2019 » Abstracts (200 words) 1 st of March 2019 » Presentation (english) 1 st of April 2019 Participation fee s » Participants 200 € » Active attendees with oral poster or presentation 100 € » Members of the working group “Young Tribologists” 100 € » Students 50 € Catering included Applica tion info@junge-tribologen.de L ocation Viktor-Kaplan-Str. 2/ C 2700 Wiener Neustadt Austria Nach zwei erfolgreichen Veranstaltungen dieser Art, findet am 9. und 10. Mai das dritte Symposium junger Wissenschaftler, die auf dem Gebiet der Tribologie aktiv sind statt. Nach Hannover und Berlin ist diesmal Wien Veranstaltungsort und es werden wieder über 40 Teilnehmer erwartet. Das Symposium war von Anfang an als internationale Veranstaltung angelegt. Dementsprechend ist es durchweg englischsprachig und steht Teilnehmern aus der ganzen Welt offen. In diesem Jahr werden erstmals auch junge Kollegen aus Japan erwartet. Weitere Informationen finden Sie im folgenden Flyer oder unter www.junge-tribologen.de. 3 rd Young Tribological Researcher Symposium in Wien T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 47 Nachrichten 48 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 Mitteilungen der ÖTG ÖSTERREICHISCHE TRIBOLOGISCHE GESELLSCHAFT ÖTG-SYMPOSIUM 2019 F A C H T A G U N G A N K Ü N D I G U N G / C A L L F O R P A P E R S Tribologie in Industrie und Forschung Tribologie-Impulse durch Digitalisierung ? Donnerstag, 21. November 2019 FH Vorarlberg, Hochschulstraße 1, 6850 Dornbirn MOTIVATION UND THEMENSCHWERPUNKTE DIESER VERANSTALTUNG Die „Digitale Revolution“ betrifft unzweifelhaft weite Bereiche des Wirtschafts-, Gesellschafts-, Arbeits- und Privatlebens und selbstverständlich auch der Technik. Gerade die Tribologie mit ihren vielfältigen Einsatz- und Aufgabengebieten, ihrer Komplexität und Interdisziplinarität, bietet sich an, die Leistungsfähigkeit der Digitalisierung zu nutzen und von den aktuellsten Entwicklungen auf diesem Gebiet zu profitieren. Gemäß einer Studie zum Datenwachstum (International Data Corporation, CIO, 12. Juli 2011) verdoppelte sich das Datenvolumen alle zwei Jahre. Diese Steigerungsrate dürfte sich seither noch mehr beschleunigt haben. Grundsätzlich sollten - bei aller Vertraulichkeit von sensiblen Daten - allein im immensen „Publikationsdschungel“ auch verwertbare Analysen zu tribologisch relevanten Werkstoffentwicklungen, Schmierverfahren, Testmethoden, konstruktiven Lösungen und Online-Systemüberwachung zugänglich sein. Sie harren einer gezielten Recherche und Auswertung und bieten die Möglichkeit einer rascheren Erarbeitung von maßgeschneiderten Systemlösungen. Das Auffinden und die Verwertung von Daten sind nicht ohne Risiko und erfordern ein profundes tribologisches Systemwissen sowie auch die Kenntnis der zweckorientierten, treffsicheren Erzeugung relevanter Daten (z. B. aus Praxiseinsätzen, aus Laboranalysen sowie aus mathematischer und experimenteller Simulation). Damit wird auch zugleich eine Brücke geschlagen zu den modernen Methoden der Sensorik und der Analytik sowie zu der System- und Prozess-Modellierung. Auch wenn diese unter den Randbedingungen von „Big Data“ keine zwingenden Bedingung für die Effektivität von Datenanalysen aus international verfügbaren Quellen darstellen mögen, so stellen sie doch eine wertvolle und sehr direkte Information über die „Systemgesundheit“ dar und unterstützen daher den holistischen Designansatz im Sinne der Tribologie. Das ÖTG-Symposium 2019 möchte - neben Kernthemen tribologischer Entwicklungen - das Thema „Digitalisierung“ im Kontext tribologischer bzw. tribosensorischer Aufgabenstellungen umfassend diskutieren und lädt insbesondere Fachleute der Tribologie, der speziellen Sensortechnik, aber auch der Informationstechnik ein, gemeinsam die Chancen, Herausforderungen, eventuell auch die Beschränkungen und Gefahren zu erörtern, die sich aus den umfassenden Bestrebungen dieser Digitalisierungswelle für die Tribologie und deren Lösungsansätze heute schon und vermehrt in den kommenden Jahren ergeben. Ziel-Branchen: Maschinen- und Anlagenbau, Antriebstechnik, Automatisierungstechnik, Fahrzeugtechnik, Schmierstoff- und Oberflächentechnik, Fertigungstechnik, Werkstofftechnik, Anwendungstechnik VERANSTALTER Österreichische Tribologische Gesellschaft, 2700 Wiener Neustadt, Viktor-Kaplan-Str 2/ C Tel.: +43 676 84516 2300, Fax: +43 1 2533 033 9100, E-Mail: office@oetg.at¸ Web: www.oetg.at in Zusammenarbeit mit V-Research - Industrial Research and Development, CAMPUS V, Stadtstraße 33, 6850 Dornbirn, AT Tel.: +43 5572 394159, Fax: +43 5572 394159-4, E-Mail: office@v-research.at, Web: http: / / www.v-research.at AC2T research GmbH - Exzellenzzentrum für Tribologie 2700 Wiener Neustadt, Viktor-Kaplan-Str 2/ C, Web: www.ac2t.at Technische Universität Wien, Institut für Konstruktionswissenschaften und Produktentwicklung, Gruppe Tribologie - Univ.-Prof. Dr. Carsten G ACHOT 1060 Wien, Getreidemarkt 9, E307-3, Web: https: / / www.ikp.tuwien.ac.at/ tribologie/ T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 48 Nachrichten 49 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 Mitteilungen der ÖTG ÖSTERREICHISCHE TRIBOLOGISCHE GESELLSCHAFT INFORMATION Vorträge Die Vorträge können in deutscher oder englischer Sprache gehalten werden. Die in den Vortragsräumen bereitgestellte technische Infrastruktur umfasst PC bzw. Notebook und Videobeamer (MS Office®). Wir bitten Sie, Ihren Vortrag auf USB-Stick oder CD-ROM mitzubringen (keine eigenen Laptops). Geplante Vortragszeit: 20 Minuten plus 5 Minuten Diskussion. Inhaltsübersicht / Kurzfassung Abgabetermin: 08. Juli 2019 Diese umfasst: Inhaltsangabe mit Vortragstitel, Vortragende, Autor(en), Institution sowie mind. 5 Zeilen Kurzinformation zum Vortragsinhalt und Angabe der Vortragssprache, zu senden an office@oetg.at. Vortragsbestätigung erfolgt bis Ende Juli 2019. Manuskript / Volltext Abgabetermin: 23. September 2019 Bitte übersenden Sie das Manuskript zu dem von der ÖTG akzeptierten Vortragsthema (Beitrag) zeitgerecht elektronisch als Abstract (2 Seiten A4) oder Extended Abstract (6 - 8 Seiten A4), Format MS-Word®), unter Einhaltung der von uns zur Verfügung gestellten Formatvorlage. Tagungsunterlagen Die Tagungsunterlagen umfassen alle rechtzeitig eingereichten Manuskripte ordnungsgemäß angemeldeter Vortragender und werden am Tag des Symposiums in gedruckter Form (Tagungsband) ausgegeben. Für Tagungsteilnehmer wird eine befristete Möglichkeit zum Download des Tagungsbandes in elektronischer Form eingerichtet. Die Tagungsunterlagen sind mit zitierfähiger ISBN-Nummer registriert. Ausstellung / Werbung Werbeinformationen bzw. Informationen von Firmen können in Form von Präsentationen (commercial presentations) oder auch durch Einschaltungen in den Tagungsunterlagen, Plakaten direkt vor Ort oder durch einen kleinen Ausstellungsstand (je nach Möglichkeit vor Ort) platziert werden (Preise auf Anfrage). Ihre diesbezüglichen Anfragen richten Sie bitte an das ÖTG-Sekretariat (Frau Martina G ANTAR -H OFINGER ) unter office@oetg.at oder FAX +43 1 2533 033 9100. Teilnahmeentgelt Teilnahmeentgelt pro Person € 340,- Ermäßigtes Teilnahmeentgelt für Vortragende von wissenschaftlichtechnischen Beiträgen (kann von max. einer Person pro Beitrag in Anspruch genommen werden) € 140,- Teilnahmeentgelt für Vortragende von „commercial presentations“ (für eine Person pro Beitrag; spezielle Konditionen für Aussteller auf Anfrage) € 510,- Ermäßigtes Teilnahmeentgelt (nur für Mitglieder der ÖTG) € 230,- Kein Teilnahmeentgelt für Studierende ohne Vortrag (nach Maßgabe verfügbarer Plätze) sowie für Teilnehmer im Rahmen der ÖTG-Firmenmitgliedschaft. Im Teilnahmeentgelt sind Tagungsunterlagen (Broschüre, elektronischer Zugang zu den Dateien der Symposiumsbeiträge), Pausengetränke, Mittagsimbiss und ggf. Laborführungen enthalten. Alle Preise exkl. (10 %) MwSt. Das ÖTG-Symposium 2019 findet - wie auch schon im Jahre 2010 - auf Einladung der V-Research GmbH, der in Dornbirn ansässigen Institution für Industrielle Forschung und Entwicklung, an der FH Vorarlberg statt. V-Research betreut seit der Gründung einen Geschäftsbereich für Tribotechnik, tribologische Optimierung und Tribo-Design. V-Research betreibt ein Tribometrie- und Analyselabor und begleitet die Kunden in den Themengebieten Werkstoff-, Oberflächen- und Schmierstofftechnik bis zur Umsetzung der Lösungskonzepte in die Serienproduktion. V-Research ist langjähriger Partner der AC2T research GmbH, Exzellenzzentrum für Tribologie in Wiener Neustadt, im Rahmen des österreichischen COMET- Programms. W W i i r r f f r r e e u u e e n n u u n n s s , , S S i i e e d d i i e e s s m m a a l l i i n n D D o o r r n n b b i i r r n n , , V V o o r r a a r r l l b b e e r r g g , , b b e e g g r r ü ü ß ß e e n n z z u u d d ü ü r r f f e e n n ! ! © FH Vorarlberg T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 49 50 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 DE102018116522A1 17.01.2019 F16C 33/ 66 Shiina, Ryo, Osaka, JP; Suzuki, Akiyuki, Osaka, JP Jtekt Corporation, Osaka, JP Rotationsvorrichtung Eine Rotationsvorrichtung enthält: ein Gehäuse, das eine Welle aufnimmt; und ein Wälzlager. Das Wälzlager enthält einen Außenring, der an dem Gehäuse angebracht ist, einen Innenring, der ganzheitlich mit der Welle rotiert, eine Mehrzahl von Kegelrollen und einen Käfig, und ist konfiguriert, eine Pumpwirkung zu erzeugen, die verursacht, dass ein Fluid mit einer axialen Komponente in einen Lagerringraum fließt, wenn die Welle rotiert. Ein Raum in dem Gehäuse auf einer Seite des Wälzlagers in der axialen Richtung ist ein Raum, der geschlossen ist, außer eine Seite in der Nähe des Wälzlagers. Das Wälzlager enthält zusätzlich einen Ölspeicherabschnitt, der an einem Außenring in der axialen Richtung bereitgestellt ist, und konfiguriert ist, Schmiermittel zwischen dem Ölspeicherabschnitt und dem Außenring zu speichern. DE102017210857A1 03.01.2019 F04B 53/ 14 Scheerer, Rene, 72250, Freudenstadt, DE; Zug, Martin, 72145, Hirrlingen, DE Robert Bosch GmbH, 70469, Stuttgart, DE Hydrostatische Verdrängermaschine, Kolben für die hydrostatische Verdrängermaschine, sowie Zylindertrommel für die hydrostatische Verdrängermaschine Offenbart ist eine hydrostatische Verdrängermaschine, insbesondere eine hydrostatische Axialkolbenmaschine, mit einer Zylindertrommel mit wenigstens einem Zylinder, in dem ein Kolben längsverschieblich aufgenommen ist, der mit einem Stützabschnitt unmittelbar oder mittelbar an einer schiefen Ebene der Verdrängermaschine abgestützt ist, wobei ein Außenmantelflächenabschnitt des Kolbens mit einem Innenmantelflächenabschnitt des Zylinders in Anlage ist. Des Weiteren sind offenbart eine Zylindertrommel, sowie ein Kolben für die Verdrängermaschine. EP000002154229B1 02.01.2019 C10M 117/ 02 Liebenau Alexander, DE; Litters Thomas, DE Fuchs Petrolub SE, DE Calcium/ Lithium -Komplexfette, gekapseltes Gleichlaufgelenk enthaltend derartige Schmierfette, deren Verwendung und Verfahren zu deren Herstellung Calcium/ lithium ... EN Gegenstand der Erfindung sind Schmierfette auf Calcium/ Lithium-Komplexseifenbasis, die Verwendung der Schmierfette für gekapselte Gleichlaufgelenken und Gleichlaufgelenke versehen mit einem solchen Schmierfett sowie ein Verfahren zur Herstellung der Schmierfette. Für Tribosysteme, insbesondere solche wie sie in vielen technischen Anwendungen eingesetzt werden, ist es zur Verringerung der Reibung und des Verschleißes an den Kontaktflächen beweglicher Teile wichtig, Schmierstoffe einzusetzen. Dabei können je nach Einsatzgebiet Schmierstoffe unterschiedlicher Konsistenz eingesetzt werden. Schmieröle weisen eine flüssige und fließfä hige Konsistenz auf, während Schmierfette eine halbfeste bis feste - oft gelartige - Konsistenz haben. Kennzeichen eines Schmierfettes ist, dass eine flüssige Öl-Komponente von einer Verdickerkomponente aufgenommen und festgehalten wird. Die pastöse Beschaffenheit eines Schmierfettes und seine Eigenschaft, streichfähig und plastisch leicht verformbar zu sein, sorgt zusammen mit der Eigenschaft, haftfähig zu sein dafür, dass das Schmierfett die Schmierstelle benetzt und sich die Schmierwirkung an den tribologisch beanspruchten Oberflächen entfaltet. DE102013010500B4 27.12.2018 F16C 33/ 66 Frank, Hubertus, 91315, Höchstadt a.d. Aisch, DE IMO Holding GmbH, 91350, Gremsdorf, DE Mit Federdrucksystem ausgestattete Lageranordnung Lageranordnung (50), umfassend mindestens zwei mittels wenigstens einer Reihe von Wälzkörpern (13; 14) aneinander gelagerte Lagerringe (1; 2) eines Wälzlagers oder eines Großwälzlagers oder einer Drehverbindung, welche jeweils durch mindestens einen Lagerspalt (7) voneinander getrennt oder beabstandet sind und wenigstens eine am Lagerring (1; 2) befestigte oder daran anlaufende Dichtung (11; 12) aufweisen und geeignet sind zum Verbinden oder zum Koppeln mit mehreren an je einer Anschlusskonstruktion (3; 4) befestigbaren Verbindungsmitteln (5; 6), umfassend mindestens ein Federdrucksystem (10), welches als Ventil zum Auslass eines in der Lageranordnung (50) befindlichen Mediums wie z.B. eines Öles oder Fettes fungiert, wobei das Federdrucksystem (10) als eine Baugruppe aus wenigstens zwei Körpern (F; D; 9; Z; E), nämlich aus zumindest einem kugelförmigen Druckkörper (D) sowie zumindest einem als Schraubenfeder ausgebildeten Federkörper (F), ausgeführt ... DE112016006674T5 27.12.2018 H02K 5/ 173 Kaneko, Kenta, Tokyo, JP Mitsubishi Electric Corporation, Tokyo, JP Fahrzeug-Hauptelektromotor Elektrischer Hauptmotor (1) für Fahrzeuge mit: einer ringförmigen Füllkammer (9), die in Kontakt mit einem Kugellager (7) und einem Rollenlager (8) in Richtung einer Rotationswelle (5) zum Füllen mit einem halbfes- Patentumschau T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 50 51 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 ten Schmiermittel ausgebildet ist und die eine mit der Rotationswelle (5) konzentrische Mittelachse aufweist; und einem mit der Füllkammer (9) verbundenen Austragsabschnitt (20) zum Einströmen des halbfesten Schmiermittels aus der Füllkammer (9). Ein Anzeigeelement (30), das ein spezifisches Gewicht aufweist, das niedriger ist als ein spezifisches Gewicht des halbfesten Schmiermittels, ist in einem Innenraum des Austragsabschnitts (20) an einer Anfangsposition angeordnet, die eine Position ist, die von dem halbfesten Schmiermittel während einer Erstschmierung nicht erreicht wird. Der Austragsabschnitt (20) hat ein Rückhalteteil, um an einer Bewegungsposition, die eine bestimmte Position innerhalb des Austragsabschnitts (20) ist, das Anzeigeelement (30) zu halten, das sich aufgrund des Drucks des halbfesten Schmiermittels während einer Nachschmierung in eine Schmierungsrichtung bewegt. Mindestens ein Teil von sichtbarem Licht von außen erreicht mindestens einen Teil der Bewegungsposition. DE112016006682T5 13.12.2018 B61C 9/ 46 Hashimoto, Michinori, Tokyo, JP; Terasawa, Hideo, Tokyo, JP Mitsubishi Electric Corporation, Tokyo, JP Unabhängige Radantriebseinrichtung und Fahrzeug Planetengetriebeeinrichtung (2) mit einem Innenzahnrad (15), einem Planetenrad (16), das mit dem Innenzahnrad (15) kämmt, einem Sonnenrad (31), das in der Mitte des Innenzahnrads (15) angeordnet ist und mit dem Planetenrad (16) kämmt, einem Planetenträger (18) zum rotierbaren Stützen des Planetenräder (16), einem Lagerinnenzylinder (13), das das Innenzahnrad (15) auf der Innenumfangsseite aufweist, einem Lager (12), das auf den Außenumfang des Lagerinnenzylinders (13) gepasst ist, einen Ausgangswellenaußenzylinder (11), der auf den Außenumfang des Lager (12) gepasst ist, und eine Ausgangswellenendplatte (14), die den Planetenträger (18) fest stützt und eine Rotation davon auf den Ausgangswellenaußenzylinder (11) überträgt, wobei das Sonnenrad (31) eine Eingangswelle ist und der Ausgangswellenaußenzylinder (11) eine Ausgangswelle ist. Ein Rad (5) ist auf den Außenumfang des Ausgangswellenaußenzylinders (11) gepasst, um eine Relativrotation zu vermeiden. Der Lagerinnenzylinder (13) ist auf einer Seite eines Stützrahmens (4) befestigt. Ein Antriebsmotor (3) ist koaxial mit Planetengetriebeeinrichtung (2) auf die Seite des Stützrahmens (4) entgegengesetzt zu dem Lagerzylinder (13) befestigt, und eine Rotationswelle (32) ist mit dem Sonnenrad (31) gekoppelt. EP000002716924B1 12.12.2018 F16C 33/ 38 Turowski Peter, DE Josef Blaessinger GmbH Co KG, DE Feststoffgeschmiertes Wälzlager Solid Lubricated Rolling Bearing, EN Palier à Roulement à Lubrification Solide, FR Die Erfindung betrifft ein feststoffgeschmiertes Wälzlager gemäß dem Oberbegriff des Anspruchs 1. Wälzlager werden unter normalen Bedingungen üblicherweise mit Fetten oder Ölen geschmiert. Die Schmierung mit Fetten und Ölen kann jedoch in dem Anwendungsbereich nicht erfolgen, in welchem der Schmierstoff infolge chemischer und/ oder physikalischer Einwirkungen auf die Schmierstelle seine Schmierwirkung verliert oder die gewünschte Gebrauchsdauer nicht aufweist. Beispiele hierfür sind hohe Betriebstemperaturen von beispielsweise größer 180° oder niedrige Drücke, insbesondere bei Vakuumanwendungen als auch bei Einwirkung von aggressiven Medien. … DE102014000381B4 06.12.2018 B01F 3/ 00 Nitschke, Steffen, 04319, Leipzig, DE; Stoll, Andrea, 09127, Chemnitz, DE Fraunhofer-Gesellschaft zur Förderung der angewandten Forschung e.V., 80686, München, DE; Nitschke, Steffen, 04720, Döbeln, DE Verfahren und Misch-Vorrichtung zum Erzeugen eines mehrphasigen Kühl- und Schmierstoffes für eine Kühlung und Schmierung einer Bearbeitungsvorrichtung Verfahren zum Erzeugen eines mehrphasigen Kühl- und Schmierstoffes (KSS) für eine Kühlung und Schmierung eines Werkzeuges (94) und/ oder eines Werkstückes, insbesondere für eine kryogene Kühlung und Schmierung einer spanend oder umformend arbeitenden Bearbeitungsvorrichtung (90) und/ oder eines spanend oder umformend bearbeiteten Werkstückes, wobei ein technisches Fluid (TF), insbesondere Kohlendioxid, in mehrere unterschiedliche Aggregatzustände gebracht oder bereitgestellt wird und mit einem Schmiermittel (SM) zum Ausbilden des mehrphasigen Kühl- und Schmierstoffes (KSS) vermischt wird, dadurch gekennzeichnet, dass das technische Fluid (TF) in einem flüssigen Aggregatzustand als Kühlmedium (KM) wirkt und das technische Fluid (TF) in einem gasförmigen Aggregatzustand als Trägermedium (TM) des Kühlmediums (KM) und des Schmiermittels (SM) wirkt, sodass der mehrphasige Kühl- und Schmierstoff (KSS) an die zu temperierende Stelle eines Werkzeuges (94) und/ oder an ein zu temperierendes ... DE102018003792A1 22.11.2018 B60K 17/ 28 Bergkvist, Lars, Täby, SE; Petersen, Daniel, Södertälje, SE Scania CV AB, Södertälje, SE Nebenantriebsanordnung, Antriebsstrang und Fahrzeug Hier ist eine Nebenantriebsanordnung (1) für ein Fahrzeug (3) offenbart. Die Anordnung (1) umfasst ein Planetengetriebe (5) umfassend ein Sonnenrad (7), ein Ringrad (9) und ein oder mehrere von einem Träger (13) gestützte Planetenräder (11). Die Anordnung (1) umfasst T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 51 52 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 eine mit dem Träger (13) verbundene Antriebswelle (14), eine zum Antrieb durch das Ringrad (9) ausgebildete Nebenantriebseinheit (15) und eine zum selektiven Bremsen oder selektiven Antreiben des Sonnenrads (7) ausgebildete Stellgliedanordnung (17, 33). Die vorliegende Offenbarung betrifft ferner einen Antriebsstrang (47) für ein Fahrzeug (3) und ein Fahrzeug (3) umfassend einen Antriebsstrang (47). EP000003404224A1 21.11.2018 F01M 1/ 08 Peitz Daniel, CH; Räss Konrad, CH Winterthur Gas & Diesel AG, CH Schmiervorrichtung für einen Grossdieselmotor,Verfahren zur Zylinderschmierung eines Grossdieselmotors, sowie Grossdieselmotor Lubricating Device for a Large Diesel ..., EN Es wird eine Schmiervorrichtung für einen Grossdieselmotor vorgeschlagen, der mindestens einen Zylinder (2) aufweist, in welchem ein Kolben (3) entlang einer Lauffläche (21) hin- und herbewegbar angeordnet ist, mit einem ersten Vorratsbehälter (41) für ein erstes Schmiermittel zur Schmierung des Zylinders (2), mit einem zweiten Vorratsbehälter (42) für ein zweites Schmiermittel zur Schmierung des Zylinders (2), mit einer Schmiermittelzuführung (9) zum Einbringen des ersten oder des zweiten Schmiermittels in den Zylinder (2), mit einer Schmiermittelpumpe (8), mit welcher das erste oder das zweite Schmiermittel in die Schmiermittelzuführung (9) förderbar ist, sowie mit einem Umschaltorgan (7), mit welchem der Schmiermittelpumpe (8) wahlweise das erste oder das zweite Schmiermittel zuführbar ist, wobei zwischen dem Umschaltorgan (7) und den Vorratsbehältern (41, 42) ein erster Zwischenspeicher (51) und ein zweiter Zwischenspeicher (52) vorgesehen ist, wobei der erste Zwischenspeicher (51) über eine erste Versorgungsleitung (61) mit dem ersten Vorratsbehälter (41) verbunden ist, sowie über eine erste Zuführleitung (71) mit dem Umschaltorgan (7), und wobei der zweite Zwischenspeicher (52) über eine zweite Versorgungsleitung (62) mit dem zweiten Vorratsbehaälter (42) verbunden ist, sowie über eine zweite Zuführleitung (72) mit dem Umschaltorgan (7). Ferner wird ein Verfahren zur Zylinderschmierung eines Grossdieselmotors sowie ein Grossdieselmotor vorgeschlagen. DE000010032510B4 15.11.2018 F16H 57/ 04 Hammarstedt, Kenneth, Strängnäs, SE Scania CV AB, Södertälje, SE Getriebe und Öl leitendes Organ bei einem Getriebe Getriebe für ein Fahrzeug, mit mindestens einer in einem Getriebegehäuse (4) eingebauten ersten Welle (6, 42) und einer auf dieser angeordneten Anzahl von Zahnrädern, welche durch Zusammenwirken mit einer Anzahl entsprechender Zahnräder auf anderen Wellen (20, 21) im Getriebegehäuse eine Anzahl Zahnradpaare (22, 24, 26, 44, 46, 48) zur Herstellung verschiedener Übersetzungsverhältnisse bilden, wobei ein unterer Bereich (28) des Getriebegehäuses (4) bei normalem Betrieb bis zu einem bestimmten Ölstand (30, 32, 68, 70) gefüllt ist und wobei die erste Welle (6, 42) so angeordnet ist, dass mindestens ein darauf angeordnetes Zahnrad sich zumindest teilweise unterhalb des Ölspiegels befindet, wobei ein Öl leitendes Organ (50) bei zumindest einem der Zahnradpaare (24, 26, 46, 48) angeordnet ist, deren Zahnräder (10, 12, 54, 56) auf der ersten Welle (6, 42) sich zumindest teilweise unterhalb des Ölspiegels befinden,dadurch gekennzeichnet, dass das Öl leitende Organ (50) als eine Rinne mit Flanschen (76, 78) an den Längsseiten ausgeführt ist,wobei die Rinne einen ersten, unteren Endbereich (64) aufweist, der im Bereich des Umkreises eines einem Zahnradpaar (24, 46) zugehörigen und sich zumindest teilweise unterhalb des Ölspiegels befindenden Zahnrades (10, 54) der ersten Welle (6, 42) angeordnet ist, und wobei die Rinne einen zweiten, oberen Endbereich (66) aufweist, der beim Zahneingriff eines anderen der übrigen Zahnradpaare (22, 44) angeordnet ist, und dass unter Einwirkung der Drehbewegung dieses Zahnrades (10, 54) im Ölbad die Rinne zur Übertragung von Öl auf eines der anderen Zahnräder (8, 14, 52, 58) der übrigen Zahnradpaare (22, 44) angeordnet ist. EP000003396163A1 31.10.2018 F04C 25/ 02 Kobus Christopher, DE Pfeiffer Vacuum GmbHh, DE Vakuumpumpe mit Schmiermittelpegel-Begrenzungsvorrichtung Vacuum Pump with Lubricant Level Limitation Device, EN Pompe à Vide Dotée d’un Dispositif ..., FR Eine Vakuumpumpe weist in einer Kammer, in der zumindest eine mittels Tauchschmierung zu schmierende Komponente der Vakuumpumpe angeordnet ist, eine Schmiermittelpegel-Begrenzungsvorrichtung zur Begrenzung des Pegels eines Schmiermittels auf. Die Schmiermittelpegel-Begrenzungsvorrichtung umfasst ein Überlaufrohr, das eine untere und eine in die Kammer ragende obere Öffnung aufweist und das in einer Öffnung in einem Boden der Kammer angeordnet ist, und einen Schmiermittelverschluss, mit dem die untere Öffnung des Überlaufrohrs verschließbar ist. Die obere Öffnung ist offen, und ihre Position definiert den Schmiermittelpegel in der Kammer. Die obere Öffnung ist ferner benachbart der zu schmierenden Komponente angeordnet. Erklärung Für jedes veröffentlichte Patent ist der Informationstext nach folgender Reihenfolge gegliedert: Veröffentlichungs-Nummer; Veröffentlichungsdatum; IPC - Hauptklasse; Erfinder; Anmelder / Inhaber; Titel der Erfindung / des Patents; Abstract. T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 52 Schadensanalyse/ Schadenskatalog 53 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 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 - Kugellager standhaltung außerordentlich hohe Anforderungen gestellt, um mögliche Schäden „vorherzusagen“ und ein Maschinenelement mit potenzieller Schadensgefahr rechtzeitig vor dem endgültigen Ausfall auswechseln zu können. Zum anderen muss durch die eingehende Analyse eines eingetretenen Schadensfalles dessen Ursache schnell und vor allem möglichst eindeutig ermittelt werden, damit durch entsprechende Abhilfe- und Vorbeugemaßnahmen eine Wiederholung vermieden wird. In dieser Rubrik werden daher für die Schadensanalyse zunächst Tafeln vorgestellt, welche die Schadensaufklärung erleichtern können. Danach werden typische und interessante Schadensfälle erläutert, die in der Regel aus der Praxis stammen. Joachim Zerbst S CHADENS - ANALYSE S CHADENS - KATALOG Schadensbild Oberbegriff: Verschleiß / Heißlaufschäden Unterbegriff: Übermäßiger Verschleiß / Anlauffarben Beschreibung des Schadensbildes Vom Lager eines Triebwerks JT8D-15 aus einer Boeing 727 war der Kugelkäfig am inneren und äußeren Lagerring angelaufen. Dabei wurden lange „Fadenspäne“ produziert. Ungleichmäßiger Verschleiß am gesamten Lager. Das Bild zeigt den Käfig mit den Spänen. Schadensursache Vermutlich traten nach einer nicht bekannten Betriebszeit Unwuchten im Lagerkäfig auf, die dann zum Pendeln des Käfigs führten, sich mit zunehmender Laufzeit verstärken würden, was schließlich den Bruch des Käfigs zur Folge haben würde. Dies war im vorliegenden Fall noch nicht eingetreten. Mit freundlicher Genehmigung der Deutschen Lufthansa AG T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 53 Anzeige 54 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 MASCHINENBAU \ TRIBOLOGIE Prof. Dr.-Ing. Erik Kuhn Zur Tribologie der Schmierfette Eine energetische Betrachtungsweise des Reibungs- und Verschleißprozesses Reihe Technik 2., neu bearbeitete und erweiterte Au! age 2017, 227 Seiten, 183 Abbldungen €[D] 49,80 ISBN 978-3-8169-3339-7 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 Quanti%zierung 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 De%nitionen und Systembetrachtungen - Schmierfette (mit tribologischem und rheologischem Verhalten) - Die traditionelle Energetische Betrachtungsweise - Die Erweiterung auf viskoelastische Schmierstoffe und De%nition des Schmierstoffverschleißes - Thermodynamische Untersuchungen in der Tribologie 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. Die Interessenten: \ Wissenschaftliche Einrichtungen der tribologischen Forschung \ Hochschullehrer und Studenten technischer Fachrichtungen \ F&E Bereiche der Schmierstoffindustrie \ Lagerindustrie \ allgemeiner Maschinenbau expert verlag GmbH Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Tel. +49 (07071) 97556 -0 \ Fax +49 (07071) 97 97-11 \ info@verlag.expert \ www.narr.de Stand: Januar 2019 · Änderungen und Irrtümer vorbehalten! T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 54 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik 55 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik W. J. Bartz, Denkendorf 4.5 Zahnradpaarungen 4.5.1 Einführung Getriebe dienen der Kraft- und Momentenübertragung. Dies kann durch Strömungsgetriebe mit fluchtenden Wellen und durch mechanische Getriebe mit nicht-fluchtenden Wellen geschehen (Bild 4.52). Grundsätzlich zu unterscheiden sind die geschlossenen und die offenen Getriebe. Sie sind wie folgt zu kennzeichnen: Geschlossene Getriebe: - Zentral- oder Umlaufschmierung - Breite Last-/ Moment-, Geschwindigkeits- und Temperaturbereiche - Lange, ununterbrochene Betriebezeiten mit starker Verwirbelung - Alle Zahnradtypen - Verschiedene Schmierstofftypen und Viskositäten. Offene Getriebe: - In der Regel große, langsam laufende Getriebe - Meistens Stirnradgetriebe - Hochleistungsgetriebe - Schmierstoffeinsatz als Verlustschmierung - Hochviskose Schmierstoffe, meistens Schmierfette mit EP-Legierung. Zur Beurteilung der Anforderungen an Schmierstoff und Schmierung sind die verschiedenen Einflussfaktoren, die Werkstoffgruppen und die Art der Schmierung zu bedenken: - Einflussfaktoren + Auslegung und Gestaltung von Verzahnung und Gehäuse + Paarung + Fertigung und Oberflächengüte + Betriebsbedingungen + Andere Reibpartner und Werkstoffe - Werkstoffgruppen + Schwermetalle: Stahl, Gusseisen, Buntmetalle + Leichtmetalle + Kunststoffe - Art der Schmierung + Öl- oder Fettschmierung + Trocken- oder Selbstschmierung + Ohne Schmierung. Hinsichtlich der Werkstoffe und der Oberflächen gelten die folgenden Hinweise: indexStahlStahl In der Regel gehärtet, für hohe Geschwindigkeiten und Drehmomente geeignet. Gusseisen Gewöhnlich für niedrigere Geschwindigkeiten und Drehmomente Nichteisenmetalle, z. B. Bronze Für hohe Gleitanteile der Geschwindigkeit, z.B. in Schneckengetrieben geeignet. Hinsichtlich der Oberflächengüten gelten die folgenden Hinweise: - Sehr starker Einfluss auf die Zahnrad-Lebensdauer - Geringe Rautiefen, d. h. gute Oberflächen, erlauben niedrig viskose Öle - Europa: Wälzgefräst und geschliffen - USA: Gehobelt und wälzgefräst - Empfehlung: Einsatzgehärtet und geschliffen. Bild 4.52: Der Getriebebaum bis zu den Zahnradgetrieben T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 55 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik 56 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 Tabelle 4.19 zeigt, wie durch optimale Werkstoffwahl und Oberflächenbearbeitung die zulässigen Beanspruchungen der Getriebe angestiegen sind, wodurch für die gleiche zu übertragende Leistung wesentlich kleinere Baugrößen der Getriebe eingesetzt werden können. 4.5.2 Zahnrad- und Getriebetypen Die wichtigsten Zahnradtypen zeigt Bild 4.53 in schematischer Darstellung. Ein komplettes Stirnradgetriebe mit Gehäuse, Zahnrädern, Wellen und Lagern wird in Bild 4.54 gezeigt. Bild 4.53: a) Stirnräder, b) Zahnstange, c) Kegelräder, d) Schneckenräder Bild 4.54: Komplettes Stirnradgetriebe in schematischer Darstellung Tabelle 4.19: Die Verringerung der Getriebebaugröße durch optimale Werkstoffwahl und Oberflächenbearbeitung führt zu einer höheren spezifischen Beanspruchung. Baugrößen- und Gewichtsverringerung bei einem Getriebe durch höhere spezifische Beanspruchung mit Hilfe hochfester Werkstoffe (M 1 = 21400 Nm, n 1 = 500 min -1 , i = 3, geschweißtes Gehäuse in Einzelfertigung) (nach W. Beitz). Tabelle 4.20: Unterscheidung zwischen Wälz- und Wälz-Schraubgetrieben Grundsätzlich wird auch zwischen Wälzgetrieben, ohne eine Gleitgeschwindigkeit im Wälzpunkt, und Wälz-Schraubgetrieben, mit einem Gleitanteil im Wälzpunkt, unterschieden (Tabelle 4.20). T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 56 Normen 57 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen E DIN EN ISO 4259-3: 2018-12 Print: 81,90 EUR/ Download: 75,40 EUR Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 3: Monitoring und Management der Präzisionsdaten in Bezug auf Prüfverfahren (ISO/ DIS 4259-3: 2018); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 4259-3: 2018 Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 3: Monitoring and verification of published precision data in relation to methods of test (ISO/ DIS 4259-3: 2018); German and English version prEN ISO 4259-3: 2018 Erscheinungsdatum: 2018-11-23 Einsprüche bis 2019-01-16 Dieses Dokument legt das Monitoring und das Management der Präzisionsdaten in Bezug auf Prüfverfahren für Mineralölerzeugnisse. 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen ZE prEN 17181: 2017-11 Schmierstoffe - Bestimmung der aeroben biologischen Abbaubarkeit ausformulierter Schmiermittel in wässrigem Medium - Testmethode basierend auf CO 2 -Bestimmung Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN 17181: 2018-09 E FprEN 17181: 2018-09 Schmierstoffe - Bestimmung der aeroben biologischen Abbaubarkeit ausformulierter Schmiermittel in wässrigem Medium - Testmethode basierend auf CO 2 -Bestimmung Lubricants - Determination of aerobic biological degradation of fully formulated lubricants in an aqueous solution - Test method based on CO 2 -production Ersatz für prEN 17181: 2017-11 1.2.2 ISO-Normen ZE ISO/ DIS 22285: 2018-02 Schmierfette - Bestimmung der Ölabscheidung - Druck-Filtrations-Verfahren ISO 22285: 2018-11 67,20 EUR Schmierfette - Bestimmung der Ölabscheidung - Druck-Filtrations-Verfahren Petroleum products and lubricants - Determination of oil separation from grease - Pressure filtration method ZE ISO/ DIS 22286: 2018-02 Schmierfette - Bestimmung des Tropfpunktes mit einem automatischen Gerät ISO 22286: 2018-11 67,20 EUR Schmierfette - Bestimmung des Tropfpunktes mit einem automatischen Gerät Petroleum products and lubricants - Determination of the dropping point of grease with an automatic apparatus 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen E DIN 322: 2019-01 Print: 51,70 EUR/ Download: 47,60 EUR Gleitlager - Lose Schmierringe für allgemeine Anwendung Plain bearings - loose lubrication rings for general purposes Erscheinungsdatum: 2018-12-07 Einsprüche bis 2019-01-31 Gegenüber DIN 322: 1983-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Anpassung Anwendungsbereich; b) Aktualisierung Normative Verweisungen; c) Überarbeitung Abschnitt 6 und Abschnitt 7. Inhalt dieses Dokumentes ist die Auslegung loser Schmierringe für die allgemeine Anwendung von Gleitlagern. Lose Schmierringe laufen auf der sich drehenden Welle mit und dienen der Ölförderung. Das Dokument legt Maße, Toleranzen, Bezeichnung und Werkstoff fest. Auf der Welle befestigte fest Schmierringe sind nicht Gegenstand des Dokumentes. E DIN 1495-1: 2019-01 Print: 44,40 EUR/ Download: 40,80 EUR Gleitlager aus Sintermetall mit besonderen Anforderungen für Elektro- Klein- und Kleinstmotoren - Teil 1: Kalottenlager, Maße und Toleranzen Sintered metal plain bearings which meet specific requirements for fractional and subfractional horsepower electric Motors - Part 1: Spherical Bearings, dimensions and tolerances Erscheinungsdatum: 2018-12-07 Einsprüche bis 2019-01-31 Gegenüber DIN 1495-1: 1983-04 wurden folgende Änderungen vorgenommen: Normen T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 57 Normen 58 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 a) Anpassung Anwendungsbereich; b) Aktualisierung Normative Verweisungen; c) Überarbeitung Abschnitt 4. Dieses Dokument legt Maße, Bezeichnungen, Toleranzen und Werkstoffe für Gleitlager aus Sintermetall mit besonderen Anforderungen für Elektro-Klein- und Kleinstmotoren (Kalottenlager) fest. E DIN 1495-2: 2019-01 Print: 44,40 EUR/ Download: 40,80 EUR Gleitlager aus Sintermetall mit besonderen Anforderungen für Elektro-Klein- und Kleinstmotoren - Teil 2: Zylinderlager, Maße und Toleranzen Sintered metal plain bearings which meet specific requirements for fractional and subfractional horsepower electric Motors - Part 2: Cylindrical bearings, dimensions and tolerances Erscheinungsdatum: 2018-12-07 Einsprüche bis 2019-01-31 Gegenüber DIN 1495-2: 1983-04 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Änderung des Titels; b) Anpassung Anwendungsbereich; c) Aktualisierung Normative Verweisungen; d) Überarbeitung Abschnitt 4. Diese Dokument legt Maße, Bezeichnungen und Werkstoffe für Gleitlager aus Sintermetall mit besonderen Anforderungen für Elektro- Klein- und Kleinstmotoren (Zylinderlager) fest. Z DIN EN ISO 4022: 2006-06 Durchlässige Sintermetallwerkstoffe - Bestimmung der Flüssigkeitsdurchlässigkeit (ISO 4022: 1987); Deutsche Fassung EN ISO 4022: 2006 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 4022: 2018- 12 DIN EN ISO 4022: 2018-12 Print: 81,90 EUR/ Download: 75,40 EUR Durchlässige Sintermetallwerkstoffe - Bestimmung der Flüssigkeitsdurchlässigkeit (ISO 4022: 2018); Deutsche Fassung EN ISO 4022: 2018 Permeable sintered metal materials - Determination of fluid permeability (ISO 4022: 2018); German version EN ISO 4022: 2018 Ersatz für DIN EN ISO 4022: 2006-06 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 aufgeteilt; 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; f) 8.3, Gleichung (12) berichtigt, „p“ geändert zu „ρ“. Dieses Dokument legt ein Verfahren für die Bestimmung der Flüssigkeitsdurchlässigkeit von durchlässigen Sintermetallwerkstoffen fest, in denen die Poren durchgehend und miteinander verbunden sind. Die Prüfung wird unter solchen Bedingungen durchgeführt, dass die Flüssigkeitsdurchlässigkeit als Durchströmbarkeits- und Trägheits-Permeabilitätskoeffizient ausgedrückt werden kann. Z DIN ISO 6413: 1990-03 Technische Zeichnungen; Darstellung von Keilwellen und Kerbverzahnungen; Identisch mit ISO 6413: 1988 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 6413: 2018- 12 DIN EN ISO 6413: 2018-12 Print: 81,90 EUR/ Download: 75,40 EUR Technische Produktdokumentation - Darstellungen von Keilwellen und Kerbverzahnungen (ISO 6413: 2018); Deutsche Fassung EN ISO 6413: 2018 Technical product documentation - Representation of splines and serrations (ISO 6413: 2018); German version EN ISO 6413: 2018 Ersatz für DIN ISO 6413: 1990-03 Gegenüber DIN ISO 6413: 1990-03 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) der allgemeine Titel wurde von „Technische Zeichnungen“ in „Technische Produktdokumentation“ umbenannt; b) die Linienbezeichnungen wurden an ISO 128-24 angepasst; c) redaktionelle Anpassungen. Dieses Dokument legt Regeln und graphische Symbole für die Darstellung von Keilwellen und Kerbverzahnungen in der Technischen Produktdokumentation fest. Die Regeln und Symbole dieses Dokuments gelten für Einzelteil-Zeichnungen (Wellen und Naben) sowie für Zusammenbau-Zeichnungen von Verbindungen. E DIN 7477: 2019-01 Print: 44,40 EUR/ Download: 40,80 EUR Gleitlager; Schmiertaschen für dickwandige Verbundgleitlager Plain bearings; bore reliefs for thick-walled multilayer plain bearings Erscheinungsdatum: 2018-12-07 Einsprüche bis 2019-01-31 Gegenüber DIN 7477: 1983-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Aktualisierung Anwendungsbereich; b) Aktualisierung Normative Verweisungen; c) Überarbeitung Abschnitt 4. Das Dokument definiert Schmiertaschen mit den dazugehörigen Ölzulaufbohrungen für Gleitlager nach DIN 7473, DIN 7474 und DIN 31690-2 (dickwandige Verbundgleitlager). Das Dokument definiert Maße, Toleranzen und Bezeichnungen für diese Schmiertaschen. T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 58 Normen 59 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 B DIN 7721-2: 1989-06 Synchronriementriebe, metrische Teilung; Zahnlückenprofil für Synchronscheiben Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr; dafür kann ISO 17396: 2017 angewendet werden. Einsprüche bis 2018-12-31 E DIN ISO 10129: 2018-12 Print: 59,60 EUR/ Download: 54,80 EUR Gleitlager - Prüfung von Lagerwerkstoffen - Korrosionsbeständigkeit gegenüber Schmierstoffen bei statischer Beanspruchung (ISO 10129: 2017); Text Deutsch und Englisch Plain bearings - Testing of bearing metals - Resistance to corrosion by lubricants under static conditions (ISO 10129: 2017); Text in German and English Vorgesehen als Ersatz für DIN 31665: 1993-09 Erscheinungsdatum: 2018-11-30 Einsprüche bis 2019-01-23 Gegenüber DIN 31665: 1993-09 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Einleitung hinzugefügt; b) Abschnitt 1 „Anwendungsbereich“ aktualisiert; c) Abschnitt 2 „Normative Verweisungen“ hinzugefügt; d) Abschnitt 3 „Begriffe“ aktualisiert; e) Abschnitt 4 „Lagerwerkstoffproben“ gestrichen; f) Abschnitt 4 „Gesundheit und Sicherheit“ hinzugefügt; g) Abschnitt 5 „Allgemeine Grundsätze“ hinzugefügt; h) Abschnitt 6 „Schmierstoffe“ aktualisiert; i) Abschnitt 7 „Geräte“ aktualisiert; j) Abschnitt 7 „Durchführung“ durch Abschnitt 8 „Vorbereitung der Proben“ ersetzt; k) Abschnitt 9 „Prüfverfahren“ hinzugefügt; l) Abschnitt 10 „Angabe der Ergebnisse“ aktualisiert; m)Abschnitt 11 „Prüfverfahren“ aktualisiert; n) Norm redaktionell überarbeitet. Die Prüfung nach diesem Dokument dient zur Ermittlung des Korrosionsverhaltens von Gleitlagerwerkstoffen gegenüber Schmierstoffen (Schmierölen) im Ruhestand, d. h. ohne gleichzeitige mechanische Einwirkung. DIN EN 13001-3-6: 2018-11 Print: 148,60 EUR/ Download: 136,80 EUR Krane - Konstruktion allgemein - Teil 3-6: Grenzzustände und Sicherheitsnachweis von Maschinenbauteilen - Hydraulikzylinder; Deutsche Fassung EN 13001-3-6: 2018 Cranes - General design - Part 3-6: Limit states and proof of competence of machinery - Hydraulic cylinders; German version EN 13001-3-6: 2018 Berechnung und Auslegung von Hydraulik-Zylinder bei Krane und Hebezeuge auf der Grundlage von EN 13001- 1, EN 13001-2 und EN 13001-3-1 E DIN EN 13715: 2018-11 Print: 112,00 EUR/ Download: 103,00 EUR Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Räder - Radprofile; Deutsche und Französische Fassung prEN 13715: 2018 Railway applications - Wheelsets and bogies - Wheels - Tread profile; German and French version prEN 13715: 2018 Vorgesehen als Ersatz für DIN EN 13715: 2011-01; Ersatz für E DIN EN 13715: 2015-04 Erscheinungsdatum: 2018-10-12 Einsprüche bis 2018-12-05 Gegenüber DIN EN 13715: 2011-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitt 3 „Begriffe“ wurde ergänzt; b) Abschnitt 4 „Allgemeines“ wurde ergänzt; c) die Tabelle in Anhang C wurde in drei Tabellen aufgeteilt. Diese Europäische Norm definiert die Profile von Rädern, deren Durchmesser größer oder gleich 330 mm ist. Dies gilt für neue oder durch Reprofilierung instandgesetzte Räder, die auf Strecken mit Normalspur eingesetzt werden um die Anforderungen an die Interoperabilität zu erfüllen. Jedes Profil, dass nicht dieser Norm entspricht, darf nur dann eingesetzt werden, wenn es vorher zwischen Fahrzeugbetreiber und Infrastruktur Manager vereinbart worden ist. E DIN ISO 20056-1: 2018-11 Print: 89,80 EUR/ Download: 82,60 EUR Wälzlager - Tragzahlen für Hybridlager mit keramischen Wälzkörpern - Teil 1: Dynamische Tragzahlen (ISO 20056-1: 2017); Text Deutsch und Englisch Rolling bearings - Load ratings for hybrid bearings with rolling elements made of ceramic - Part 1: Dynamic load ratings (ISO 20056-1: 2017); Text in German and English Vorgesehen als Ersatz für DIN ISO 281 Beiblatt 5: 2011- 10 Erscheinungsdatum: 2018-10-12 Einsprüche bis 2018-12-05 Gegenüber DIN ISO 281 Beiblatt 5: 2011-10 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) die DIN ISO-Hauptnummer wurde in DIN ISO 20056-1 und DIN ISO 20056-2 geändert; b) Anpassung an ISO-Regularien; c) Aufnahme von Abschnitt 2 „Normative Verweisungen“ und Abschnitt 3 „Begriffe“; d) Technische Überarbeitung der Tragzahlberechnung; e) Anpassung des Reduzierungsfaktors b m für Axialrollen und Axialkugellager; f) Überarbeitung der Literaturhinweise. Hybridlager sind Wälzlager mit Laufbahnen aus allgemein üblichen Wälzlagerstahl und Wälzkörpern aus Siliciumnitrid (zu Definitionen siehe ISO 5593). Aufgrund des höheren Elastizitätsmoduls der keramischen Wälzkörper haben Hybridlager bei gleicher Belastung eine deutlich kleinere Kontaktellipse als Wälzlager mit Wälzkörpern aus Wälzlagerstahl. Dies führt theoretisch zu einer Verringerung der dynamischen Tragfähigkeit. In T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 59 Normen 60 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 der Praxis werden Hybridlager in zahlreichen Industrieanwendungen eingesetzt, bei denen diese Lager mindestens die gleiche Lebensdauer wie herkömmliche Wälzlager mit Stahlwälzkörpern aufweisen. Für den typischen Einsatzbereich von Hybridlagern ist daher die theoretische Reduzierung der dynamischen Tragzahl in der Praxis nicht zu beobachten. Die kleinere Kontaktellipse und die Materialkombination aus Keramik-Stahl führen zu einer erkennbar geringeren Schubspannung an der Oberfläche im Wälzkontakt, was wiederum zu einer höheren Belastbarkeit führt. Dies spiegelt sich in der Definition eines höheren b m -Faktors im Vergleich zu Stahllagern wider, der die höhere Kontaktspannung bei gleicher Tragfähigkeit kompensiert. Die in diesem Dokument angegebenen Formeln ergeben daher die gleichen dynamischen Tragzahlen wie nach ISO 281 für Wälzlager mit identischer Innengeometrie und Wälzkörpern aus Stahl. Dieses Dokument spezifiziert Methoden zur Berechnung der dynamischen Tragzahlen für Hybridlager mit Lagerringen aus zeitgemäßem, allgemein gebräuchlichem, hochwertigem gehärtetem Lagerstahl in Übereinstimmung mit guter Herstellungspraxis und Wälzkörpern aus Siliciumnitrid in heute, allgemein verwendeter, hoher Material- und Fertigungsqualität und Oberflächenbeschaffenheit. E DIN ISO 20056-2: 2018-11 Print: 81,90 EUR/ Download: 75,40 EUR Wälzlager - Tragzahlen für Hybridlager mit keramischen Wälzkörpern - Teil 2: Statische Tragzahlen (ISO 20056-2: 2017); Text Deutsch und Englisch Rolling bearings - Load ratings for hybrid bearings with rolling elements made of ceramic - Part 2: Static load ratings (ISO 20056-2: 2017); Text in German and English Vorgesehen als Ersatz für DIN ISO 76 Beiblatt 2: 2011- 10 Erscheinungsdatum: 2018-10-12 Einsprüche bis 2018-12-05 Gegenüber DIN ISO 76 Beiblatt 2: 2011-10 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) die DIN ISO Hauptnummer wurde in DIN ISO 20056-1 und DIN ISO 20056-2 geändert; b) Anpassung an ISO-Regularien; c) Aufnahme von Abschnitt 2 „Normative Verweisungen“ und Abschnitt 3 „Begriffe“; d) technische Überarbeitung der Tragzahlberechnung; e) Anpassung des Reduzierungsfaktors bm für Axialrollen und Axialkugellager; f) Aufnahme Anhang B „Anhaltswerte für den Faktor f 0 für Kugellager“, Anhang C „Unstetigkeit bei der Berechnung der statischen Tragzahlen“ und Anhang D „Werkstoffeigenschaften und Werkstoffklassifizierung“; g) Überarbeitung der Literaturhinweise. Hybridlager sind Wälzlager mit Laufbahnen aus allgemein üblichen Wälzlagerstahl und Wälzkörpern aus Siliciumnitrid (zu Definitionen siehe ISO 5593). Aufgrund des höheren Elastizitätsmoduls der keramischen Wälzkörper haben Hybridlager bei gleicher Belastung eine deutlich kleinere Kontaktellipse als Wälzlager mit Wälzkörpern aus Wälzlagerstahl. Dies führt bei gleicher Belastung zu höheren Kontaktspannungen. Seit der zweiten Ausgabe der ISO 76 im Jahr 1987 wird die statische Tragfähigkeit von Wälzlagern durch eine zulässige Hertz’sche Pressung bei Kontakt mit höchster Belastung definiert. Bei Wälzlagern aus Stahl führt diese Kontaktspannung zu einer dauerhaften plastischen Verformung an der Laufbahn und dem Wälzkörper von etwa 1/ 10 000stel des Wälzkörperdurchmessers. Bei Hybridlagern tritt keine nennenswerte plastische Verformung am Wälzkörper auf, was zu einer geringeren plastischen Gesamtverformung im Wälzkontakt führt. Entsprechend der industriellen Praxis sind daher für Hybridlager etwas höhere zulässige Hertz’sche Pressung definiert. Die Anhaltswerte für die statische Tragsicherheit S0 wurden entsprechend erhöht, um die gleiche Gesamttragsicherheit für die Laufbahn zu erhalten. Dieses Dokument spezifiziert Methoden zur Berechnung der statischen Tragzahlen für Hybridlager mit Lagerringen aus zeitgemäßem, allgemein gebräuchlichem, hochwertigem gehärtetem Lagerstahl in Übereinstimmung mit guter Herstellungspraxis und einem vollständigen Satz Wälzkörper aus Siliziumnitrid (Si3N4) in heute, allgemein verwendeter Material- und Fertigungsqualität. E DIN 50282: 2018-12 Print: 44,40 EUR/ Download: 40,80 EUR Gleitlager - Tribologisches Verhalten von metallischen Gleitwerkstoffen - Kennzeichnende Begriffe Plain bearings - Tribological behaviour of metallic antifriction materials - Significant terms Vorgesehen als Ersatz für DIN 50282: 1979-02 Erscheinungsdatum: 2018-11-23 Einsprüche bis 2019-01-16 Gegenüber DIN 50282: 1979-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Überarbeitung der Struktur des Dokumentes; b) Literaturhinweise aktualisiert. Diese Dokument definiert Begriff zur Charakterisierung des tribologischen Verhaltens von Gleitwerkstoffe. 2.1.1.1 Übersetzungen DIN ISO 14728-1: 2018-10 Print: 102,60 EUR/ Download: 94,40 EUR Rolling bearings - Linear motion rolling bearings - Part 1: Dynamic load ratings and rating life (ISO 14728- 1: 2017) Wälzlager - Linear-Wälzlager - Teil 1: Dynamische Tragzahlen und nominelle Lebensdauer (ISO 14728- 1: 2017) DIN ISO 14728-2: 2018-10 Print: 102,60 EUR/ Download: 94,40 EUR Rolling bearings - Linear motion rolling bearings - Part T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 60 Normen 61 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 2: Static load ratings (ISO 14728-2: 2017) Wälzlager - Linear-Wälzlager - Teil 2: Statische Tragzahlen (ISO 14728-2: 2017) 2.1.2 VDI-Richtlinien Z VDI/ VDE 2607: 2000-02 Rechnerunterstützte Auswertung von Profil- und Flankenlinienmessungen an Zylinderrädern mit Evolventenprofil Zurückgezogen, ersetzt durch VDI/ VDE 2612 Blatt 1: 2018-11 Z VDI/ VDE 2612: 2000-05 Profil- und Flankenlinienprüfung an Zylinderrädern mit Evolventenprofil Zurückgezogen, ersetzt durch VDI/ VDE 2612 Blatt 1: 2018-11 VDI/ VDE 2612 Blatt 1: 2018-11 135,40 EUR Messen und Prüfen von Verzahnungen - Auswertung von Profil- und Flankenlinienmessungen an Zylinderrädern mit Evolventenprofil Measurement and testing of gears - Evaluation of profile and helix measurements on cylindrical gears with involute profile Ersatz für VDI/ VDE 2607: 2000-02 und VDI/ VDE 2612: 2000-05 E VDI 2742: 2018-12 107,60 EUR Motion-Control-Systeme mit ungleichmäßig übersetzenden Getrieben - Nutzeffekte und Realisierungsaspekte Motion control systems with non-uniform translating gears - Benefits and implementation aspects Einsprüche bis 2019-03-31 E VDI 2743: 2018-12 92,60 EUR Leistungsverzweigte Getriebe - Begriffe, Symbole, Berechnung, Auslegung Powersplit transmissions - Definitions, symbols, calculations, design Einsprüche bis 2019-05-31 2.1.3 VG-Normen Z VG 85650-1: 1997-02 Zahnradgetriebe für Schiffs-Hauptantriebsanlagen - Teil 1: Technische Angaben von Auftraggeber und Auftragnehmer Zurückgezogen, ersetzt durch VG 85650-1: 2018-11 Z VG 85650-2: 1997-02 Zahnradgetriebe für Schiffs-Hauptantriebsanlagen - Teil 2: Gütesicherung Zurückgezogen, ersetzt durch VG 85650-2: 2018-11 VG 85650-1: 2018-11 89,80 EUR Zahnradgetriebe für Schiffs-Hauptantriebsanlagen - Teil 1: Technische Angaben von Auftraggeber und Auftragnehmer; Text Deutsch und Englisch Gears for ship main propulsion plants - Part 1: Technical indications of customer and supplier; Text in German and English Ersatz für VG 85650-1: 1997-02 Gegenüber VG 85650-1: 1997-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitt „Angaben des Auftragnehmer“ erweitert; b) englische Fassung hinzugefügt; c) redaktionelle Änderungen vorgenommen; d) Aufbau der Norm an die aktuellen Gestaltungsregeln angepasst. VG 85650-2: 2018-11 89,80 EUR Zahnradgetriebe für Schiffs-Hauptantriebsanlagen - Teil 2: Gütesicherung; Text Deutsch und Englisch Gears for ship main propulsion plants - Part 2: Quality assurance; Text in German and English Ersatz für VG 85650-2: 1997-02 Gegenüber VG 85650-2: 1997-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitt 4 „Güteprüfung“ aktualisiert; b) Anhang A „Beispiel für einen Prüfablaufplan“ tabellarisch gegliedert; c) englische Fassung hinzugefügt; d) redaktionelle Änderungen vorgenommen; e) Aufbau der Norm an die aktuellen Gestaltungsregeln angepasst. 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen Z EN ISO 4022: 2006-04 Durchlässige Sintermetallwerkstoffe - Bestimmung der Flüssigkeitsdurchlässigkeit (ISO 4022: 1987) Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 4022: 2018-10 ZE prEN ISO 4022: 2018-05 Durchlässige Sintermetallwerkstoffe - Bestimmung der Flüssigkeitsdurchlässigkeit (ISO/ FDIS 4022: 2018) Z EN ISO 6413: 1994-10 Technische Zeichnungen - Darstellung von Keilwellen und Kerbverzahnungen (ISO 6413: 1988) Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 6413: 2018-10 2.2.2 ISO-Normen E ISO 3601-1 DAM 1: 2018-10 67,20 EUR Fluid power systems - O-rings - Part 1: Inside diameters, cross-sections, tolerances and designation codes; Amendment 1 Vorgesehen als Änderung von ISO 3601-1: 2012-03 Einsprüche bis 2019-01-04 Z ISO 4022: 1987-10 Durchlässige Sintermetallwerkstoffe; Bestimmung der T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 61 Normen 62 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 Fluiddurchlässigkeit Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 4022: 2018-09 ZE ISO/ FDIS 4022: 2018-05 Durchlässige Sintermetallwerkstoffe - Bestimmung der Flüssigkeitsdurchlässigkeit ISO 4022: 2018-09 102,00 EUR Durchlässige Sintermetallwerkstoffe - Bestimmung der Flüssigkeitsdurchlässigkeit Permeable sintered metal materials - Determination of fluid permeability Ersatz für ISO 4022: 1987-10 Z ISO 4379: 1993-04 Gleitlager; Buchsen aus Kupferlegierungen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 4379: 2018-10 ZE ISO/ FDIS 4379: 2018-07 Gleitlager - Buchsen aus Kupferlegierungen ISO 4379: 2018-10 67,20 EUR Gleitlager - Buchsen aus Kupferlegierungen Plain bearings - Copper alloy bushes Ersatz für ISO 4379: 1993-04 ZE ISO/ DIS 5593: 2017-01 Wälzlager - Begriffe und Definitionen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 5593: 2018-10 E ISO/ FDIS 5593: 2018-10 229,40 EUR Wälzlager - Begriffe und Definitionen Rolling bearings - Vocabulary Vorgesehen als Ersatz für ISO 5593: 1997-08 und ISO 5593 AMD 1: 2007-06; Ersatz für ISO/ DIS 5593: 2017-01 Z ISO 6099: 2009-04 Anlagen und Bauteile der Fluidtechnik - Zylinder - Bezeichnungskode für Anschlussflächen und Befestigungsteile Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 6099: 2018-09 ZE ISO/ FDIS 6099: 2018-06 Fluidtechnische Anlagen und Bauteile - Zylinder - Bezeichnungskode für Einbaumaße und Befestigungsarte ISO 6099: 2018-09 206,20 EUR Fluidtechnische Anlagen und Bauteile - Zylinder - Bezeichnungskode für Einbaumaße und Befestigungsarten Fluid power systems and components - Cylinders - Identification code for mounting dimensions and mounting types Ersatz für ISO 6099: 2009-04 V ISO/ TS 6336-22: 2018-08 183,10 EUR Tragfähigkeitsberechnung von gerad- und schrägverzahnten Stirnrädern - Teil 22: Berechnung der Graufleckentragfähigkeit Calculation of load capacity of spur and helical gears - Part 22: Calculation of micropitting load capacity Ersatz für ISO/ TR 15144-1: 2014-09 ISO/ TR 6336-31: 2018-09 183,10 EUR Tragfähigkeitsberechnung von gerad- und schrägverzahnten Stirnrädern - Teil 31: Anwendungsbeispiele zur Berechnung der Graufleckentragfähigkeit Calculation of load capacity of spur and helical gears - Part 31: Calculation examples of micropitting load capacity Ersatz für ISO/ TR 15144-2: 2014-10 Z ISO 6413: 1988-12 Technische Zeichnungen; Darstellung von Keil- und Zahnwellen-Verbindungen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 6413: 2018-09 ZE ISO/ FDIS 6413: 2018-05 Technische Produktdokumentation - Darstellungen von Keilwellen und Kerbverzahnungen ISO 6413: 2018-09 67,20 EUR Technische Produktdokumentation - Darstellungen von Keilwellen und Kerbverzahnungen Technical product documentation - Representation of splines and serrations Ersatz für ISO 6413: 1988-12 Z ISO 8139: 2009-04 Fluidtechnik - Pneumatikzylinder, 1 000-kPa-(10-bar-) Reihe - Anschlussmaße für Gelenkköpfe Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 8139: 2018-09 ZE ISO/ DIS 8139: 2017-06 Fluidtechnik - Pneumatikzylinder, 1000-kPa-(10-bar-) Reihe - Anschlussmaße für Gelenkköpfe ISO 8139: 2018-09 44,10 EUR Pneumatic fluid power - Cylinders, 1000 kPa (10 bar) series - Mounting dimensions of rod-end spherical eyes Ersatz für ISO 8139: 2009-04 Z ISO 8140: 2009-04 Fluidtechnik - Pneumatikzylinder, 1 000-kPa-(10-bar-) Reihe - Anschlussmaße für Gabelköpfe Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 8140: 2018-09 ZE ISO/ DIS 8140: 2017-06 Fluidtechnik - Pneumatikzylinder, 1000-kPa-(10-bar-) Reihe - Anschlussmaße für Gabelköpfe ISO 8140: 2018-09 44,10 EUR Pneumatic fluid power - Cylinders, 1000 kPa (10 bar) series - Mounting dimensions of rod-end clevises Ersatz für ISO 8140: 2009-04 T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 62 Normen 63 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 E ISO/ DIS 12297-1: 2018-09 67,20 EUR Wälzlager - Zylinderrollen - Teil 1: Stahlrollen - Maße, Geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Rolling bearings - Cylindrical rollers - Part 1: Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values for steel rollers Vorgesehen als Ersatz für ISO 12297: 2012-03 Einsprüche bis 2018-11-30 E ISO/ DIS 13939: 2018-09 67,20 EUR Foliengleitlager - Richtlinien zur Prüfung der Leistung von Radial-Foliengleitlagern - Prüfung der Tragfähigkeit, des Reibungskoeffizenten und der Lebensdauer Foil bearings - Guidelines for testing of the performance of foil journal bearings - Testing of load capacity, friction coefficient and lifetime Vorgesehen als Ersatz für ISO 13939: 2012-08 Einsprüche bis 2018-12-06 Z ISO 14287: 2012-02 Gleitlager - Werkstoffe für Kippsegmentlager Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 14287: 2018-10 ZE ISO/ DIS 14287: 2018-04 Gleitlager - Werkstoffe für Kippsegmentlager ISO 14287: 2018-10 44,10 EUR Gleitlager - Werkstoffe für Kippsegmentlager Plain bearings - Pad materials for tilting pad bearings Ersatz für ISO 14287: 2012-02 Z ISO/ TR 15144-1: 2014-09 Berechnung der Grübchentragfähigkeit von gerad- und schrägverzahnten Zylinderrädern - Teil 1: Einleitung und Grundprinzipien Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ TS 6336-22: 2018-08 Z ISO/ TR 15144-2: 2014-10 Calculation of micro-pitting load capacity of cylindrical spur and helical gears - Part 2: Examples of calculation for micropitting Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ TR 6336-31: 2018-09 ZE ISO/ FDIS 19843: 2018-07 Wälzlager - Wälzlagerkugeln aus Keramik - Bestimmung der Festigkeit durch Kerbkugelversuch ISO 19843: 2018-10 159,80 EUR Wälzlager - Wälzlagerkugeln aus Keramik - Bestimmung der Festigkeit durch Kerbkugelversuch Rolling bearings - Ceramic bearing balls - Determination of strength by notched ball test ZE ISO/ FDIS 21433: 2018-08 Gleitlager - Handhabung von Gleitlagern ISO 21433: 2018-10 67,20 EUR Gleitlager - Handhabung von Gleitlagern Plain bearings - Handling of plain bearings ISO/ TR 21784: 2018-09 67,20 EUR Plain bearings - Spray nozzle type directed lubrication for tilting pad bearings ZE ISO/ DIS 22507: 2018-04 Gleitlager - Fluidfilmlager Materialien für Fahrzeug- Turbolader ISO 22507: 2018-09 67,20 EUR Gleitlager - Fluidfilmlager Materialien für Fahrzeug- Turbolader Plain bearings - Fluid film bearing materials for vehicular turbocharger ZV ISO/ TS 23556: 2007-03 Verfahren für die Leistungsprüfung von Einrichtungen zur Entfernung unverbrannter Kohlenwasserstoffe (Ruß) in Schmierölen von Dieselmotoren - Anfänglicher Filter-Wirkungsgrad 3 Vorhaben 3.1 Normenausschuss Wälz-u. Gleitlager (NAWGL) Wälzlager - Maßpläne; (DIN 616: 2000-06); NA 118- 01-01 AA <11800493> Diese Norm enthält die Nennmaße (wenn nicht anders angegeben) der für den Einbau notwendigen Anschlussmaße für Wälzlager (Radial- und Axiallager mit Kugeln und Rollen als Wälzkörper), sowie für Winkelringe und Ringnuten für Sprengringe. Über die von der Wälzlagerbauart und ausführung bedingte Innenkonstruktion der Wälzlager (Wälzlagerringe, Wälzkörper, Käfig, Dichtung, usw.) werden keine Angaben gemacht. Wälzlager; Wälzlagertoleranzen; Toleranzen für Radiallager; (DIN 620-2: 1988-02); NA 118-01-04 AA <11800495> Die in der Norm festgelegten Toleranzen sichern die Funktionsfähigkeit und Austauschbarkeit von Radial- Wälzlagern. Sie dienen zur Kontrolle der Gleichartigkeit von Lagerteilen und Lagern. Direkte Rückschlüsse von diesen Toleranzwerten auf die Lauftoleranzen von Lagerungen sind nicht möglich. 3.2 DIN-Normenausschuss Luft- und Raumfahrt (NL) Luft- und Raumfahrt - Buchse ohne Flansch aus korrosionsbeständigem Stahl mit selbstschmierender Beschichtung - Maße und Belastungen; (DIN EN 2287: 2017-12); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 131-03-03 AA <13116175> T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 63 Normen 64 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 Diese Europäische Norm legt die Eigenschaften von Gleitbuchsen in korrosionsbeständigem Stahl mit selbstschmierender Beschichtung sowie die Konstruktionsempfehlung für Wellen und Gehäuse fest. Die Buchsen sind für den Betrieb im Temperaturbereich von 55 °C bis 163 °C bestimmt sowie für den Einbau mittels Presspassung in feste und bewegliche Teile für die Luft- und Raumfahrt. 3.3 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 3: Monitoring und Management der Präzisionsdaten von Prüfverfahren; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-16 AA <06235400> Dieses Dokument legt das Monitoring und das Management der Präzisionsdaten in Bezug auf Prüfverfahren für Mineralölerzeugnisse. Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 1: Bestimmung der Präzisionsdaten von Prüfverfahren; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-16 AA <06235478> Dieses Dokument legt die Vorgehensweise für die Auslegung von Ringversuchen (ILS) und die Abschätzung von Präzisionsdaten für ein durch den Ringversuch festgelegtes Prüfverfahren festgelegt. Im Besonderen werden die maßgeblichen statistischen Begriffe definiert (Abschnitt 3) und die notwendigen Maßnahmen für die Planung von Ringversuchen zur Bestimmung der Präzision eines Prüfverfahrens (Abschnitt 4) sowie das Verfahren zur Berechnung der Präzision aus den Ergebnissen einer derartigen Studie (Abschnitte 5 und 6) festgelegt. Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 2: Anwendung der Präzisionsdaten von Prüfverfahren; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-16 AA <06235479> Dieses Dokument legt die Vorgehensweise für die Anwendung von Abschätzungen für die Präzision eines Prüfverfahrens nach ISO 4259-1 fest. Insbesondere definiert es die Verfahren für die Festlegung von Spezifikationsgrenzen einer Eigenschaft auf der Grundlage der Präzision eines Prüfverfahrens, wenn diese Eigenschaft unter Anwendung eines vorgegebenen Prüfverfahrens bestimmt wird, sowie die Bestimmung der Konformität mit der Spezifikation im Fall von widersprüchlichen Prüfergebnissen zwischen Lieferant und Abnehmer. Andere Anwendungen für die Präzision dieses Prüfverfahrens sind kurz beschrieben, ohne aber auf die zugehörigen Verfahrensweisen einzugehen. Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Produkte (Klasse L) - Familie H (Hydraulische Systeme) - Anforderungen an Druckflüssigkeiten in den Kategorien HFAE, HFAS, HFB, HFC, HFDR und HFDU; (DIN EN ISO 12922: 2013-04); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-51 AA <06235481> Dieses Dokument legt Anforderungen an Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Produkte der Klasse L, Familie H (Hydraulische Systeme) und dort speziell für die Kategorien HFAE, HFAS, HFB, HFC, HFDR und HFDU fest. Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-42 AA <06235490> Diese Internationale Norm legt ein Verfahren für die manuelle und automatische Bestimmung des Flammpunktes von brennbaren Flüssigkeiten im geschlossenen Tiegel fest, deren Flammpunkt zwischen -30,0 °C und mindestens 75,0 °C liegt. Die Präzisionsangaben für dieses Verfahren gelten jedoch nur für den Flammpunktbereich von -8,5 °C bis 75,0 °C. Diese Internationale Norm ist nicht anwendbar auf Wasserlacke, die jedoch nach ISO 3679 geprüft werden dürfen. Prüfung von Mineralölen - Bestimmung der Kohlenstoffverteilung; (DIN 51378: 1994-03); NA 062-06-61 AA <06235493> Das Verfahren nach dem Dokument dient der Bestimmung der Teilchenzahlanteile an Kohlenstoffatomen, die in aromatischen Ringen, in naphthenischen Ringen und in paraffinischen Ketten gebunden sind (Kohlenstoffverteilung). Schmierstoffe und verwandte Stoffe - Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 1: Allgemeine Angaben; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06235501> Dieses Dokument legt allgemeine Angaben zur Klassifizierung von Schmierstoffen und verwandte Stoffen fest. Schmierstoffe und verwandte Stoffe - Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 2: Schmieröle, die überwiegend im Industriebereich eingesetzt werden; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06235502> Dieses Dokument legt die Klassifizierung von Schmierölen, die überwiegend im Industriebereich eingesetzt werden, fest. Schmierstoffe und verwandte Stoffe - Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 3: Schmieröle, die überwiegend im Automotivbereich eingesetzt werden; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06235503> Dieses Dokument legt die Klassifizierung von Schmierölen, die überwiegend im Automotivbereich eingesetzt werden, fest. Schmierstoffe und verwandte Stoffe - Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 4: Schmierfette und Pasten; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06235504> Dieses Dokument legt die Klassifizierung von Schmierfette und Pasten fest. Die Klassifizierung der einzelnen T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 64 Normen 65 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 Schmierstoffgruppen und der prinzipielle Aufbau der Kurzbezeichnung für Schmierfette und Pasten in bis zu 3 Bezeichnungsblöcke (A, B, C) wird in DIN 51502-1 festgelegt. Schmierstoffe und verwandte Stoffe - Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 5: Bearbeitungsmedien; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06235505> Dieses Dokument legt die Klassifizierung von Bearbeitungsmedien fest. Die Klassifizierung der einzelnen Schmierstoffgruppen und der prinzipielle Aufbau der Kurzbezeichnung für Bearbeitungsmedien in bis zu 3 Bezeichnungsblöcke (A, B, C) wird in DIN 51502-1 festgelegt. Schmierstoffe und verwandte Stoffe - Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 6: Druckflüssigkeiten; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06235506> Dieses Dokument legt die Klassifizierung von Druckflüssigkeiten fest. Die Klassifizierung der einzelnen Schmierstoffgruppen und der prinzipielle Aufbau der Kurzbezeichnung für Druckflüssigkeiten in bis zu 3 Bezeichnungsblöcke (A, B, C) wird in DIN 51502-1 festgelegt. Schmierstoffe und verwandte Stoffe - Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 7: Sonstige Medien; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06235507> Dieses Dokument legt die Klassifizierung von sonstigen Medien fest. Die Klassifizierung der einzelnen Schmierstoffgruppen und der prinzipielle Aufbau der Kurzbezeichnung für sonstigen Medien in bis zu 3 Bezeichnungsblöcke (A, B, C) wird in DIN 51502-1 festgelegt. Schmierstoffe und verwandte Stoffe - Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 8: Schmierstoffeinsatztabelle; NA 062-06-51 AA <06235508> Dieses Dokument legt den Aufbau und den Inhalt einer Schmierstoffeinsatztabelle (SET) zur schmierstellenbezogenen Dokumentation unter Beachtung der genormten Standards 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 Infor- T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 65 Normen 66 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 mationstechnik im DIN und VDE, Stresemannallee 15, 60596 Frankfurt, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Die Übernahme der vom Europäischen Institut für Telekommunikationsnormen (ETSI) angenommenen EN in das Deutsche Normenwerk ist in Vorbereitung. Bis zur Übernahme als DIN-Norm kann das Vormanuskript bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. 4.1.2 Europäische Norm-Entwürfe Die spätere Übernahme der von CEN und CENELEC veröffentlichten Norm-Entwürfe (prEN) und der von CENELEC herausgegebenen HD-Entwürfe (prHD) in das Deutsche Normenwerk ist vorgesehen. Hinsichtlich der Schlussentwürfe (prEN) von CEN, die ohne Einspruchsfristen angezeigt werden, können Vormanuskripte in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) zu den angegebenen Preisen bezogen werden. Bei Dokumenten, die im Parallelen Umfrageverfahren bei IEC und CENELEC erschienen sind, ist in Klammern die Nummer des IEC-Dokumentes angegeben. Diese Entwürfe können bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Stellungnahmen sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. Die vom ETSI veröffentlichten Entwürfe für Europäische Normen (prEN) sollen später in das Deutsche Normenwerk übernommen werden. Diese Entwürfe (überwiegend in englischer Sprache) können bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Stellungnahmen sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. 4.1.3 Internationale Normen und Norm-Entwürfe Die Ergebnisse der Arbeit der Internationalen Organisation für Normung (ISO) und der Internationalen Elektrotechnischen Kommission (IEC) sowie der ISO/ IEC-Arbeit können im DIN Deutsches Institut für Normung e. V., Burggrafenstraße 6, 10787 Berlin, IEC- Normen und IEC-Entwürfe zusätzlich bei der DKE eingesehen werden. Die Ergebnisse der ISO- und IEC-Arbeit sind in Englisch und/ oder Französisch erhältlich. Sie liegen in deutscher Übersetzung vor, wenn sie gleichzeitig als Europäische Normen oder DIN-ISO- oder DIN-IEC- Normen übernommen werden. Kopien der ISO-Norm-Entwürfe können beim DIN Deutsches Institut für Normung e. V. (AuslandsNormen- Service), 10772 Berlin, bezogen werden. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen (TS) und Berichte (TR) sowie Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden herausgegeben, wenn ein Norm-Entwurf keine ausreichende Zustimmung zur Veröffentlichung als Norm erreichen konnte oder wenn sich ein zu normender Gegenstand noch in der Entwicklungs- oder Erprobungsphase befindet. Europäische und Internationale Technische Berichte dienen zur Bekanntmachung bestimmter Daten, die für die europäische bzw. internationale Normungsarbeit von Nutzen sind. Europäische Technische Spezifikationen werden in der Regel als DIN SPEC (Vornorm) übernommen. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden spätestens drei Jahre nach ihrer Veröffentlichung mit dem Ziel überprüft, die für die Herausgabe einer Norm erforderliche Einigung anzustreben. Europäische Technische Berichte können bei Bedarf als DIN SPEC (Fachbericht) übernommen werden. Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) können von der ISO herausgegeben werden, wenn sich ein Thema noch in der Entwicklung befindet oder wenn aus einem anderen Grund derzeit noch keine Internationale Norm veröffentlicht werden kann. Eine PAS kann auch ein in Zusammenarbeit mit einer externen Organisation erarbeitetes Dokument sein, das nicht den Anforderungen einer Internationalen Norm entspricht. Europäische und Internationale Workshop Agreements (CWA und IWA) Diese Dokumente sind Ergebnisse von Arbeiten europäischer oder internationaler Expertengruppen (Workshops) im Rahmen von CEN/ CENELEC und ISO/ IEC, jedoch außerhalb der Technischen Komitees. Sie liegen, falls nicht anders angegeben, in englischer Fassung vor. 5 Herausgeber und Bezugsquellen 5.1 Deutsche Normen Herausgeber: DIN Deutsches Institut für Normung e. V., 10772 Berlin Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 66 Normen 67 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 5.2 Europäische Normen Herausgeber: European Committee for Standardization (CEN), 17,Avenue Marnix, 1000 BRUXELLES, BELGIEN Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.3 ISO-Normen Herausgeber: International Organization for Standardization, Case postale 56, 1211 GENÈVE 20, SCHWEIZ Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.4 VDI-Richtlinien Herausgeber: Verein Deutscher Ingenieure (VDI), Postfach 10 11 39, 40002 Düsseldorf Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlinoblenz 5.5 VG-Normen Herausgeber: Bundesamt für Ausrüstung, Informationstechnik und Nutzung der Bundeswehr (BAAINBw), Postfach 30 01 65, 56057 Koblenz Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 67 Anzeige 68 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 2/ 2019 MANAGEMENT \ RECHTSWISSENSCHAFT expert verlag GmbH Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Tel. +49 (07071) 97556 -0 \ Fax +49 (07071) 97 97-11 \ info@verlag.expert \ www.narr.de Stand: April 2019 · Änderungen und Irrtümer vorbehalten! Hans-Joachim Hess, Tom Gördes Produkthaftung in Deutschland und Europa Das Praxishandbuch für Unternehmer und Führungskräfte - Mit Fallbeispielen, Mustern und Checklisten Kontakt & Studium 2., neu überarbeitete Au age 2019, 369 Seiten €[D] 49,80 ISBN 978-3-8169-3338-0 eISBN 978-3-8169-8338-5 Produkthaftungs-Management verlangt Systemdenken und Interaktionsvermögen im Innenwie im Außenverhältnis. Produkthaftungsanforderungen lassen sich offensiv und damit innovativ bewältigen. Das gilt nicht nur für die Produktgestaltung, sondern insbesondere für die strategische Unternehmensentwicklung. Das Buch behandelt anhand von praxisbezogenen Beiträgen, Fallbeispielen, Checklisten und Gra ken die betriebsorganisatorischen Maßnahmen im Bereich Management, Forschung & Entwicklung, Produktion und Vertrieb und hilft bei der Lösung von Problemen der Vertragsgestaltung mit Zulieferern und internationalen Vertragspartnern. Besonders berücksichtigt sind dabei Qualitätssicherungsvereinbarungen sowie der Kauf- und Liefervertrag. Wegen der starken wirtschaftlichen Ver echtung Deutschlands mit seinen EU-Partnern wird auch die Entwicklung des Produkthaftungsrechts in den anderen EU-Mitgliedstaaten beleuchtet. Die Autoren zeigen, wie einem Schadensfall durch Produktbeobachtung und gegebenenfalls durch Warnungen und Rückrufe ef zient und professionell begegnet werden kann. Sie gehen auch auf die produktbegleitende Technische Dokumentation sowie auf die Gestaltung und Platzierung von Warn- und Sicherheitshinweisen ein. Das Autorenteam: Hans-Joachim Hess, ist Rechtsanwalt in Hamburg und Zürich sowie seit 1991 Leiter des European Business Development Instituts, EBDI, Institut für technische und betriebliche Sicherheitsberatung, in Küsnacht/ Schweiz. Tom Gördes studiert an der Universität Hamburg und ist Projektleiter Legal Tech in der Kanzlei Carl H.J. Oberbeck Rechtsanwälte in Hamburg. Er arbeitete bereits 2016 an dem Schweizer Kommentar zum Produktehaftp ichtgesetz mit und berät Unternehmen zum Forderungsmanagement. Die Interessenten: Geschäftsführer Führungskräfte und Mitarbeiter aus den Bereichen Einkauf, Planung, Fertigung, Vertrieb und Qualitätswesen aus Industrie und Handel Inhalt: Risikominimierung durch Compliance-Organisation - Vertragliche, zivilrechtliche und strafrechtliche Verantwortlichkeit von Führungskräften - Produkthaftung - Produktsicherheit - Qualitätssicherungsvereinbarung - Krisenmanagement - Versicherungsschutz T+S_2_2019.qxp_T+S_2018 16.04.19 13: 48 Seite 68