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Editorial 1 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Liebe Leserinnen und Leser, Als am 17. November 1959 die Gesellschaft für Schmiertechnik (GST) gegründet wurde, machte ich gerade meine ersten Schritte und ahnte weder etwas von Tribologie noch von meiner Begeisterung für den Kölner Fußball. Bevor ich mit der Tribologie weitermache, darf ich noch kurz erwähnen, dass es in meiner Heimatstadt zwei Arten von Fußballinteressierten gibt: die, die etwas von Fußball verstehen, und die FC-Fans. Die letzteren hatten 2018 das 40jährige Jubiläum ohne Deutsche Meisterschaft. 1988 nahm ich zum ersten Mal an der Jahrestagung der Gesellschaft für Tribologie in Koblenz teil und später ab 1994 in Göttingen, wo ich von Kollegen der ehemaligen Kommission Schmierungstechnik (KfS) viele Anregungen erhielt. Das nun gleichzeitig 60. Jubiläum der Jahrestagung als Ort des Austausches ist ein guter Anlass zurück und in die Zukunft zu blicken. Während der Jahrestagung der ELGI 2012 in München berichtete Ulrich Eberl von Siemens über das Leben in 2050. Als Leiter der Kommunikationsabteilung für zukünftige Ideen zeigte er zuerst einen Ausschnitt des Zukunftsbilds von 1960 mit fliegenden Automobilen, Städten mit über 100 km Durchmesser, Lufttaxis von der Innenstadt zum Flughafen, riesigen Einkaufszentren und wenigen Bäumen und Parks in den Städten. Auf den Anfang des heutigen Jahrzehnts projiziert sind etwa 60 % der damaligen Annahmen eingetroffen. Für 2050 wurden u. a. Hochhäuser mit hunderten Etagen, Zuggeschwindigkeiten von 400 km/ h, Erschließung der Meere als Wohnraum (Meeresboden oder schwimmend), Städte auf Mond und Mars, Bergbau durch Astronauten und Roboter, Umwandlung von Urwäldern in Acker- und Weideland vorhergesagt. Technologisch wird eine 1000fache Steigerung von Rechenleistung, Datenspeicher und Datenübertragung zur Verfügung stehen. Demgegenüber steht der Durst nach Energie und Rohstoffen durch die wachsende Weltbevölkerung und Industrialisierung (nachzulesen im Buch „Zukunft 2050 - wie wir heute die Zukunft erfinden“). In der Tribologie konnten 1959 noch keine Schmierfilmdicken gemessen, wohl aber (mit Papier, Stift und Logarithmustabellen) berechnet werden. Heute werden molekulare Veränderungen an der Reibstelle mit dem Computer simuliert und mit analytischen Messtechniken nach dem Kontakt auf der Oberfläche bis unter den Nanometerbereich verifiziert. Für 2079 wage ich vorauszusagen, dass diese Messmethoden auch für den dynamischen Zustand während des Reibkontaktes angewendet werden können. Der Ist-Zustand des Schmierstoffes könnte dann als Steuerungsinstrument für die Betriebsbedingungen eingesetzt werden und künstliche Intelligenz zur tribologischen Anwendung benutzt werden. Doch bevor unsere Jungen Tribologen diese Zukunftshypothesen umsetzen werden, darf ich Sie einladen mehr Details zum Jubiläum in den Grußworten der ÖTG und TAE sowie den Beiträgen der zur Tagung erscheinenden Festschrift und des Tagungsprogramms in dieser Jubiläumsausgabe zu erkunden. Möge das Lesen dieser Ausgabe Sie auf die Jubiläumstagung einstimmen und bleiben Sie der Tribologie gewogen, Ihr Manfred Jungk Herausgeber 60 Jahre GfT TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 1 Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 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 ► 23.09. - 25.09.19 Göttingen, DE 60. Tribologie-Fachtagung GfT* ► 02.10.19 Tomsk, Russia Multiscale Biomechanics and Tribology of Inorganic and Organic Systems in Memory of Professor Sergey Grigor’evich Psakhie http: / / www.ispms.ru/ en/ ispmsconf/ 10/ ► 14.10. - 17.10.19 Berlin Contact Mechanics and Friction: Foundations and Applications: International Workshop https: / / www.reibungsphysik.tu-berlin.de/ menue/ konferenzen/ ► 16.10. - 18.10.19 Zagreb GOMA The 52 nd Lubricants and Base Oils Symposium https: / / www.fuelsandlubes.com/ event/ 52nd-goma-lubricants-base-oils-symposium/ ► 20.10. - 23.10.19 Chicago STLE Tribology Frontiers Conference http: / / www.stle.org/ TribologyFrontiers/ Default.aspx ► 05.11.19 Singapore Malaysia-Singapore Research Symposium 2019 (MS-2019) http: / / www.ms-2019.mytribos.org/ ► 05.11. - 07.11.19 Amsterdam ELGI Working Group Meetings and ELGI-STLE Tribology Exchange Workshop www.elgi.org ► 12.11.19 Brugg, Schweiz Swiss Tribology Technical Meeting Hightech Zentrum Brugg, Aargau https: / / nano.swiss/ aktuell/ veranstaltungen/ item/ 133-SwissTribology2019 ► 14.11. - 16.11.19 Kaunas, Lithuania BALTTRIB 2019 International Conference http: / / www.balttrib.info/ ► 21.11.19 Dornbirn, AT ÖTG Jahressymposium 2019 ÖTG* ► 27.11. - 28.11.19 Austin Court, New Challenges in Tribology 2019 Birmingham, UK www.tribonet.org/ conferences/ 2019/ 11/ new-challenges-in-tribology-2019/ ► 03.12. - 04.12.19 Neu-Ulm Werkstoffprüfung - 37. Vortrags- und Diskussionstagung http: / / wp2019.dgm.de ► 11.12. - 12.12.19 Düsseldorf Wear-Resistant Plastics 2019 https: / / www.ami.international/ events/ event? Code=C1017#11614 ► 28.01. - 30.01.20 Stuttgart, Ostfildern 22 nd International Colloquium Tribology https: / / www.tae.de/ kolloquien-symposien/ tribologie-reibung-verschleiss-und-schmierung/ internationalcolloquium-tribology/ ► 17.03. - 18.03.20 Rosenheim OilDoc Praxis-Forum „Schmierung & Instandhaltung“ https: / / praxis-forum.oildoc.com/ ► 31.03. - 01.04.20 Hannover 3 rd BEARING WORLD https: / / bearingworld.org/ TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 2 Inhalt 3 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 1 Editorial 5 60 Jahre GfT Glückwünsche der ÖTG Grußwort der TAE Festschrift 60 Jahre GfT 9 Christoph Burkhart, Stefan Emrich, Balázs Magyar, Michael Kopnarski, Bernd Sauer Nachbildung und Analyse von Schadensmechanismen bei Dichtringen im tribologischen Ersatzsystem 19 Marco Enger, Jürgen Erlewein, Timo Ziegler, Jürgen Eder Structural and chemical alterations in transfer films 28 Markus Varga, Reinhard Grundtner, Alexander Maurer, Martin Kirchgaßner Online wear measurement in harsh environment. Part 1: Possible measurement strategies 35 Markus Varga, Reinhard Grundtner, Alexander Maurer, Martin Kirchgaßner Online wear measurement in harsh environment. Part 2: Application roller press 44 Dominik Kürten, Iyas Khader, Andreas Kailer Wasserstofffreisetzung im Wälzkontakt 51 Felix Gatti, Tobias Amann, Andreas Kailer, Johannes Abicht, Peter Rabenecker, Norman Baltes, Jürgen Rühe Makroskopische Reibwertsteuerung durch elektrochemische Potentiale mit ionischen Flüssigkeiten 58 Torben Fruth, Christian Seyfert, Tobias Schürmann, Matthias Marquart Viskositätseinfluss auf Pitting-Frühausfälle im Graufleckentest 64 Joachim Schulz, Daniel Meyer, Steffen Zimmer Ermittlungen zu kritischen Additiv- Konzentrationen im Tribokontakt - Einfluss des sterischen Aufbaus der Additive 70 Simon Weber, Christian Busch Oberflächenstrukturen zur Reibungsreduzierung von Gleitführungen in Werkzeugmaschinen Aus Wissenschaft und Forschung 2 Veranstaltungen 8 Peer-Review-Verfahren 76 Nachrichten Mitteilungen der GfT GfT-Förderpreise Mitteilungen der ÖTG 92 Patentumschau 93 Schadensanalyse / Schadenskatalog Gleitlager 95 Handbuch der T+S Einflüsse auf Zahnradschäden 97 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, Doppelheft 4 / 5 Juli / August / September / Oktober 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). TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 3 „Feste feiern ist besser, als feste arbeiten! “ Ideal ist es, wenn man beides angemessen kombinieren kann. Für die GfT trifft dies heuer - 2019 - zu: 60 Jahre konsequente Arbeit im Sinne der Tribologie sind ein Grund zum Feiern. Die Gesellschaft für Tribologie formierte sich zu einer Zeit, wo man begann, ganz gezielt Reibung, Verschleiß und Schmierung als funktionsbestimmende und systemimmanente Effekte für Maschinen, Geräte und Anlagen zu betrachten und zu studieren. Damals war noch nicht zu erahnen, dass diese Sichtweise einige Jahre später mit dem Begriff „Tribologie“ benannt werden sollte. Im Vordergrund stand wohl der Gedanke, dem fachspezifischen forschungsgeprägten Wissenszuwachs sowie dem industriellen Erfahrungsaustausch eine Plattform zu bieten, nicht zuletzt hervorragend realisiert durch die jährlichen Fachtagungen. Persönlichkeiten aus dem Bereich der GfT, wie insbesondere W. J. B ARTZ , unterhielten schon in frühen Jahren des Bestehens der Gesellschaft für Tribologie gute Kontakte mit ihren Fachkollegen aus Österreich. Nicht von ungefähr bildeten Anfang der 1970er Jahre Kontakte dieser Art die Voraussetzungen für die Gründung eines Internationalen Arbeitskreises für „Tribologische Probleme in der Feinwerktechnik und Mikrotechnik“. Die Geschäftsstelle dieses Arbeitskreises innerhalb der GfT befand sich am damaligen Institut für Feinwerktechnik der Technischen Hochschule in Wien und wurde zur Keimzelle einer eigenen österreichischen Tribologie- Gesellschaft, die schließlich 1976 gegründet wurde. Von Anfang an gab es zwischen der GfT und der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft gute kollegiale Kontakte - anfänglich wesentlich durch die Obleute und Vorstandsmitglieder der Gesellschaften geprägt -, was insbesondere darin zum Ausdruck kam, dass Vortragende aus den beiden Ländern jeweils wechselseitig an den Fachtagungen der Gesellschaften teilnahmen. Überdies gibt es auch österreichische Mitglieder in der GfT und deutsche Mitglieder in der ÖTG. Wenn auch immer wieder eigene Akzente setzend, orientiert sich die ÖTG als „kleine“ Gesellschaft doch auch an Vorbildern. Es ist naheliegend, dass hier immer wieder der Blick zum deutschen Nachbarn gerichtet wird. Man nimmt aktuell erfreut zur Kenntnis, dass die GfT im Wandel des technologischen und gesellschaftlichen Umfeldes gut unterwegs ist und insbesondere mit den „Jungen Tribologen“, die kürzlich eines ihrer Treffen in Österreich abhielten, der Generationswechsel erfolgversprechend auf Schiene ist. Die GfT hat die Herausforderungen in der Geschichte ihres Bestehens erfolgreich bewältigt, immer wieder Initiativen zur tribologischen Forschung angestoßen (wie z. B. den BMFT-Forschungsschwerpunkt Tribologie Anfang der 1980er Jahre) und die Kommunikation unter den Fachkollegen - v. a. unter den besonderen Randbedingungen der deutschen Wiedervereinigung - konsequent gefördert. Gerne gratulieren wir von Seiten der ÖTG der Gesellschaft für Tribologie zum Jubiläum herzlich, wünschen für ihre Aufgaben in den künftigen Jahrzehnten den besten Erfolg und hoffen, weiterhin gemeinsame Aktionen zu gestalten, die die Position der Tribologie in der industriellen Umsetzung stärken und die zeitgemäße Ausbildung der künftigen Tribologen fördern. Univ.-Prof. Di Dr. Hon.DSc. Friedrich F RaNEk , Präsident der ÖTG 60 Jahre GfT 4 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Glückwünsche der ÖTG zum 60jährigen Bestehen der GfT Repräsentanten der „österreichischen Tribologie“ sind seit vielen Jahren regelmäßig bei den Fachtagungen der GfT anzutreffen. Hier stellvertretend für viele: (vlnr) Dr. Ulrike C iHak -B ayR , Leiterin des Forschungsbereiches „Reibflächenphänomene und Tribodiagnostik“ bei aC2T research GmbH - Exzellenzzentrum für Tribologie, Wiener Neustadt, und Dr. Carsten G aCHoT , Professor für Tribologie an der TU Wien, im Gespräch mit Professor Dr. Paul F EiNLE , Hochschule Mannheim (GfT-Fachtagung 2017, Quelle: ÖTG/ F. F RaNEk ). TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 4 60 Jahre GfT 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Liebe Leserinnen, liebe Leser, stetig ist die Veränderung. Gefühlt erhöht sich der Puls der Industrie auf 4.0. Unverkennbar: die Industrie ist im Wandel. Kompetente Fachkräfte sind gesucht, die sich den Herausforderungen stellen. Doch wie werden Fachkräfte entwickelt und wie auf den Wandel vorbereitet? Erkennbar ist auch, dass die erweiterte Mobilität zu neuen tribologischen Herausforderungen führt, die es anzupacken gilt. Thematische Schwerpunkte sind z.B. Umweltverträglichkeit, Veränderung der Systeme und Randbedingungen durch neue Formen der Energiegewinnung und Mobilität. Neue Möglichkeiten durch neue Werkstoffe und nicht zuletzt die Digitalisierung, Diagnosemöglichkeiten, erweiterte Datenanalysen und Intelligenz auf allen Systemebenen. Der Tribologie wird inzwischen durch die Politik ein hoher Stellenwert beigemessen. Dies zeigt sich u.a. durch das vom Bundesministerium für Wirtschaft und Energie (BMWi) im vergangenen Jahr ins Leben gerufene Forschungsfeld Tribologie. Um sich auf die vielfältigen neuen Aufgaben vorzubereiten, sind moderne Führungs- und Weiterbildungskonzepte gefordert. Mitarbeiter müssen mit ganzheitlichen Qualifizierungskonzepten effizient auf Veränderungen vorbereitet werden. Maßgeschneiderte Weiterbildung, Plattformen, Verbände und Partnerschaften spielen auch in der Tribologie eine große Rolle. Das 60-jährige Jubiläum der Gesellschaft für Tribologie e.V. (GfT) ist der Beweis für ungebrochenes Interesse an Plattformen für Erfahrungsaustausch, Networking, gemeinsamen Arbeitskreisen und Fachtagungen. Erfolg verpflichtet und so wollen wir weiterhin gemeinsam die Zukunft aktiv gestalten. Auch auf der 60. Tagung der Gesellschaft für Tribologie e.V. (GfT), gefolgt vom 22. internationalen Tribologie Kolloquium der Technischen Akademie Esslingen e. V. (TAE) werden aktuelle Themen wie energieeffiziente Lösungen, umweltverträgliche nachhaltige Schmierung und Systeme lösungsorientiert aufgegriffen. Die Technische Akademie Esslingen e. V. führt seit über 60 Jahren betriebliche Weiterbildung für ein breitgefächertes Publikum durch. Der Schwerpunkt liegt auf Seminaren, Zertifikatslehrgängen und Fachtagungen, die thematisch auf fachlich genau definierte Anwendungsbereiche abgestimmt sind. Alle Bereiche und Führungsebenen der Unternehmen stehen dabei im Fokus. Für Berufstätige, die neben ihrem Job studieren möchten, bietet die TAE Bachelor- und Masterstudiengänge Maschinenbau, Elektrotechnik, Informatik und BWL an. Die Kombination aus Selbstlernphasen und Präsenzveranstaltungen ist seit vielen Jahren ein Erfolgsmodell. Die Technische Akademie Esslingen arbeitet aktuell an TAEconnect, einem Weiterbildungskonzept ohne Grenzen. Packen wir gemeinsam die Veränderungen an und gestalten eine erfolgreiche Zukunft. ihr Werner Schollenberger Vorstand der Technischen akademie Esslingen Grußwort der TAE TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 5 kommunikativen Fähigkeiten gehen wir die Probleme der Gegenwart an der Wurzel an. Heute ist es der Klimawandel, der eine technische Revolution auslöst. Die klimaneutrale Gesellschaft ist eine Menschheitsaufgabe. Die besten technischen Lösungen zu Energieeffizienz und Treibhausgasvermeidung müssen so schnell wie möglich in den Markt gebracht werden - weltweit. Das kann nur erfolgreich gelingen, wenn man den Blick für das Ganze hat und die Kommunikation zwischen allen Beteiligten optimal ist. Deshalb kann man sicher erwarten, dass den Tribologen auch in den nächsten 60 Jahren die Arbeit nicht ausgehen wird. In diesem Sinne soll diese Festschrift nicht nur einen Rückblick auf die Vergangenheit geben, sondern auch zeigen, wie sich die GfT den aktuellen Herausforderungen stellt und ihren Beitrag an der Gestaltung einer lebenswerten Welt der Zukunft leisten kann. Dr.-ing. Christoph Wincierz, Vorsitzender des Vorstands der GfT 60 Jahre GfT 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Einleitung Die Gründung der „Gesellschaft für Schmiertechnik“, der Vorläuferorganisation der GfT, vor 60 Jahren fällt genau in die Zeit des deutschen Wirtschaftswunders. In der boomenden Wirtschaft der Nachkriegszeit waren sämtliche Produktionsanlagen voll ausgelastet und Ausfälle von Maschinen aufgrund von Verschleiß ein ernstzunehmendes Wachstumshemmnis, weshalb sie mehr und mehr in den Mittelpunkt des Interesses rückten. Bald schon zeigte sich jedoch, dass Schmierungstechnik allein die Probleme nicht zu lösen vermochte und das gesamte System betrachtet und verstanden werden musste. Diese Problemstellung war aber nicht nur auf das Deutschland der Wirtschaftswunderjahre begrenzt. Auch in England wurde nur wenig später eine Regierungskommission zur Lösung der verschleißbedingten Probleme eingesetzt. Auch diese erkannte, dass die Zusammenarbeit verschiedener Disziplinen erforderlich war, um wirkliche Fortschritte zu erzielen. Im Zuge dieser Untersuchung prägte Peter Jost, der Leiter der Kommission, den Begriff Tribologie und die Gesellschaft für Schmiertechnik erkannte sofort, dass dieses Wort die eigene Aufgabenstellung viel besser beschreibt, und änderte unmittelbar darauf ihren Namen. Dieser Geist der Interdisziplinarität und Internationalität sowie die holistische Betrachtung zeichnet nach wie vor Tribologen aus. Die Herausforderungen sind universell. Wie kommen Chemiker, Maschinenbauer, Werkstoffwissenschaftler und Physiker zu einem gemeinsamen Verständnis? Wie kann man dieses Verständnis auch über den eigenen Sprachraum hinaus erzielen? In der Nachkriegszeit standen die Zusammenarbeit und das Überwinden von Grenzen auf der Agenda der Völker, in unterschiedlicher Form sicherlich in Ost und West. Gemeinsam war allen Menschen, die die Schrecken zweier Weltkriege erlebt hatten, der Wunsch, nie wieder einen Krieg zu ertragen zu müssen. Verständnis herzustellen zwischen Menschen unterschiedlicher Herkunft war der Zeitgeist, den die Tribologen vollständig und in sehr hohem Tempo umsetzten. Auch wenn sich in den letzten Jahren Strömungen in der Politik zeigen, die meinen, dass nationale Gesellschaften sich von den globalen Herausforderungen abkoppeln können, hat sich in der Tribologie bis heute nichts an ihrem Ursprungsgedanken geändert. Mit den uns eigenen Festschrift 60 Jahre GfT Reibung GT TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 6 Inhalt Neben Glückwünschen befreundeter Gesellschaften zum 60jährigen Bestehen der GfT wird auf den Ursprung des Worts Tribologie (am 9. März 2016 - 50 Jahre) sowie die Vorgänger-Organisationen (Gesellschaft für Schmiertechnik GST und Kommission Schmierungstechnik KfS) im geteilten Deutschland eingegangen. Das Georg-Vogelpohl-Ehrenzeichen und das jährliche Treffen des aus deren Trägern gebildeten Göttinger Kreises der GfT ist ein ebenso fester Bestandteil der Aktivitäten wie die Tribologie-Fachtagung selbst. Aus- und Weiterbildung, Öffentlichkeitsarbeit, Arbeitsblätter, Arbeitskreise, Forschungsprogamme, Tribologie und Schmierungstechnik - das Organ von GfT, ÖTG und Swisstribology - gehören zu den vielfältigen Aktivitäten einer lebendigen Gesellschaft. “How Tribology grows - Activities of the German Young Tribologists” begann vor ein paar Jahren als Plattform junger Kollegen ihre Ideen für die Zukunft einzubringen und hat sich mittlerweile international etabliert, nicht nur wegen der Verjüngung, sondern auch der Vernetzung von Hochschulabsolventen mit der Industrie. 60 Jahre GfT 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Gesellscha für Tribologie e.V. Verschleiß Schmierung GT Gesellscha für Tribologie e.V. TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 7 rung unseres Reviewer-Gremiums interessiert. Falls es für Sie in Frage kommt, freuen wir uns über Ihre Kontaktaufnahme mit Herausgeber oder Verlag. In der kommenden Ausgabe der Tribologie und Schmierungstechnik werden wir Ihnen unser Reviewer-Gremium ausführlich vorstellen. Schon in dieser Ausgabe finden Sie die ersten Beiträge, die dieses Verfahren durchlaufen haben auf den Seiten 28 bis 34 und 35 bis 43. Zugleich wird die Zeitschrift nun auch bei EBSCO, einem der weltweit führenden Anbieter für Indizes akademischer Zeitschriften, gelistet. Dies erhöht nicht zuletzt auch die Sichtbarkeit der Beiträge unserer Autoren. Auf Ihre Einreichungen freut sich Ihre Redaktion Peer-Review-Verfahren 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Liebe Leserinnen und Leser, wir bemühen uns, unsere Traditionszeitschrift Tribologie und Schmierungstechnik für Sie so attraktiv wie möglich zu machen. Das bedeutet insbesondere auch, dass wir eine Publikation in unserer Zeitschrift für die besten Autoren so interessant wie möglich machen wollen. Mit der Verwendung von ORCID-IDs und DOIs hatten wir damit bereits einen wichtigen Schritt getan. Wir freuen uns, Ihnen heute zwei weitere Neuerungen mitteilen zu dürfen: Wir haben nun auch ein internationales Expertengremium für ein Peer-Review-Verfahren der Beiträge zusammengestellt. Jeweils drei unabhängige Reviewer begutachten jeden für das Peer-Review-Verfahren eingereichten Beitrag und bürgen so für höchste wissenschaftliche Qualität. Wir sind aktuell auch noch an einer Erweite- In eigener Sache Peer-Review-Verfahren gestartet und Indexierung bei EBSCO 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 eMail: theis@verlag.expert TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 8 1 Einleitung Radialwellendichtringe (RWDR) werden eingesetzt, um ein Gehäuse mit drehender Welle gegen Ölverlust und Schmutzeintritt abzudichten. Die Anwendungen können sehr vielseitig sein und reichen von Kurbelwellen bis hin zu Getrieben. Verschleiß zwischen den beiden Kontaktpartnern Welle und Dichtring tritt auf und kommt für gewöhnlich zum Stillstand, wenn der Einlaufvorgang abgeschlossen ist [1]. Die fertigungsbedingten Rauheitsspitzen auf der Stahlwellenoberfläche werden von der elastomeren Dichtringkante geglättet [3]. Der RWDR verschleißt im Prozess und entwickelt eine raue Struktur, die für die Funktion des Fördermechanismus von Bedeutung ist [2]. Es findet so eine Optimierung der Kontaktgeometrie statt [3]. Nach M ÜLLER [4] kann in solchen Systemen nach 1000 Betriebsstunden ca. zehn Mikrometer tiefer Verschleiß auf der Welle auftreten. Anderseits gibt es Fälle und Anwendungen bei denen auf der Welle bereits nach kürzesten Laufzeiten sehr tiefe Verschleißriefen bis zu Tiefen von ca. 100 µm zu finden sind, die oftmals die Ursache für Leckagen sind. Es ist demnach mit Umweltbelastungen durch austre- Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0019 Nachbildung und Analyse von Schadensmechanismen bei Dichtringen im tribologischen Ersatzsystem Christoph Burkhart, Stefan Emrich, Balázs Magyar, Michael Kopnarski, Bernd Sauer* Diese Untersuchung befasst sich mit dem in der Praxis häufig auftretenden, riefenförmigen Verschleiß gehärteter Wellen im Dichtkontakt mit Radialwellendichtringen (RWDR) aus Fluorkautschuk (FKM). Ziel ist es, die Verschleißmechanismen an einer gehärteten Stahlwelle im geschmierten tribologischen Kontakt mit einem elastomeren FKM-Radialwellendichtring anhand experimenteller Modellsysteme aufzuklären. Weiterhin wird die Wechselwirkung des Dichtringverschleißes und Wellenverschleißes aufgrund der sich ständig verändernden Oberflächenmorphologie der Kontaktpartner oberflächenanalytisch charakterisiert. Das entstandene Schadensbild kann simulativ nachgestellt werden und zeigt eine gute Übereinstimmung mit dem tribologischen Experiment. Schlüsselwörter Schadensmechanismen bei Radialwellendichtringen, Oberflächen- und Schichtanalyse, Tribologische Untersuchung, Wellenverschleiß, Nanoindentation This study deals with the grooved wear of hardened shafts in the sealing contact by radial shaft seals (RSS) made out of fluorocarbon rubber (FKM). This unexplained phenomenon occurs often in industrial applications in combination with synthetic lubricants. The aim of the conducted tribological experiments in combination with surface-analytical investigations is the elucidation of main wear mechanisms of shaftwear. The observed wear phenomenon was confirmed by a simulation using input data generated by surface analysis. Keywords Failure modes of radial shaft seals, surface and thinfilm analysis, tribological experiments, shaft wear, nanoindentation Kurzfassung Abstract * Dipl.Ing. Christoph Burkhart orcid-iD: https: / / orcid.org/ 0000-0002-5485-893X Prof. Dr.-Ing. Bernd Sauer orcid-iD: https: / / orcid.org/ 0000-0002-3489-5805 Technische Universität Kaiserslautern Lehrstuhl für Maschinenelemente und Getriebetechnik (MEGT) 67663 Kaiserslautern Dr.-Ing. Balázs Magyar orcid-iD: https: / / orcid.org/ 0000-0003-1092-674X ZF Friedrichshafen AG Corporate Research and Development, 88045 Friedrichshafen Dr.-Ing. Stefan Emrich Prof. Dr. Michael Kopnarski Institut für Oberflächen-und Schichtanalytik (IFOS) 67663 Kaiserslautern TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 9 2 Experimentelle Arbeiten Der Wellenverschleiß wurde im Labor bei unterschiedlichen Betriebsbedingungen am Ringflächentribometer (RFT) experimentell nachgestellt. Die eingesetzten Materialien und das Versuchsprogramm werden nachfolgend beschrieben. 2.1 Materialien Anhand der Erfahrungen mit Wellenverschleiß aus der Praxis [14, 16 bis 19, 21] wurde eine typische Materialkombination ausgewählt, die bekanntermaßen Wellenverschleiß provoziert. Als Elastomer kam demnach ein industriell eingesetzter Fluorkautschuk (FKM) zum Einsatz. Für den Einsatz im Ringflächentribometer (RFT) wurden ringförmige Proben mit einem Innendurchmesser von 50 mm und einem Außendurchmesser von 75 mm aus 2 mm starken Elastomerplatten mit Hilfe eines nach [22] entwickelten zweigeteilten Stanz- und Drehprozesses hergestellt. Das Stechen der Dichtkante mit einem Skalpell ist dabei an den Produktionsprozess der RWDR mit gestochener Dichtkante angelehnt. Als Wellenkegelmaterial wurde in Anlehnung an in der Praxis üblichen Getriebewellen [23, 24] ein MnCrlegierter Einsatzstahl (16MnCr5 , 1.7131) eingesetzt. Zur Herstellung der Wellenkegel wurden diese zunächst mit einer Bearbeitungszugabe vorgedreht und auf mindestens 60 HRC (Einhärtetiefe 0,8 mm) einsatzgehärtet. Abschließend wurden die Laufflächen der Wellenkegel auf Endmaß geschliffen. Dieser Prozess wurde, wie in DIN 3760 [25] spezifiziert, mit dem Einstichschleifverfahren durchgeführt, um drallfreie Oberflächen zu erzeugen. Während des Schleifens kann ein synthetischer Kühlschmierstoff (ZuboraTDD) zum Einsatz. Die Oberflächenkenngrößen nach DIN EN ISO 25178 [26] wurden berührungsfrei mit einem Konfokal-Mikroskop (Nano-Focus, µsurf) bestimmt. Alle Versuchswellen lagen innerhalb der Vorgabe von DIN 3760 [25]. Als Schmierstoff für die Verschleißuntersuchungen kam ein Polyalphaolefin (PAO) der Klasse SAE 0W20 zum Einsatz. Es handelt sich um einen niedrig additivierten Modellschmierstoff für Referenzuntersuchungen, der aus zwei reinen Polyalphaolefinen (PAO4, 18.4 wt. % und PAO6, 65 wt. %) und einem Ester Aus Wissenschaft und Forschung 10 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0019 tenden Schmierstoff und in letzter Konsequenz mit Maschinenausfall zu rechnen. Dieses Phänomen [5] wurde bereits von G ENT [6, 7] in einer dichtungsfremden Testkonfiguration beschrieben. Es können in zwei Arten von Wirkmechanismen beim Wellenverschleiß unterschieden werden: Eine erste Form von starkem Verschleiß im Dichtsystem kann von Schmutzpartikeln oder Staub ausgehen, die sich nach der Theorie in das Elastomer einbetten und die Gegenlauffläche beim Gleitprozess wie eine Schleifscheibe bearbeiten [4, 8]. Der Einfluss von unterschiedlichem Schmutzklassen auf den Verschleiß und die Leckage von Radialwellendichtringen wurde von K AISER [9] untersucht. Steigende Anteile an Verschmutzung im Öl und auch die Partikelgröße sind dabei Einflussfaktoren [10]. Auch die Zugabe von Aluminiumoxidpartikeln in das Öl kann zu einem erhöhten Verschleiß der Gegenlauffläche führen [11]. Die zweite Form von Wellenverschleiß in Kombination mit RWDR tritt in Umgebungen auf, in denen keine offensichtliche Verschmutzung vorhanden ist. Als Ursache für Wellenverschleiß sind hier Füllstoffe im Elastomer unter Verdacht [12, 13]. Weiterhin hat sich mit der vermehrten Verwendung von synthetischen Schmierstoffen [14] wie Polyglykolen [15] und Polyalphaolefinen (PAO) [16] in Kombination mit Radialwellendichtringen aus Fluorkautschuk (FKM) und gehärteten, geschliffenen Gegenlaufflächen aus 16MnCr5, gehäuft starker Wellenverschleiß eingestellt, welcher bisher, trotz vieler Untersuchungen, nicht vollständig aufgeklärt werden konnte [16 bis 19]. In diesem Fall steht die schlechtere Benetzungsfähigkeit derartiger Schmierstoffsysteme und/ oder Elastomerwerkstoffe im Verdacht, starken Wellenverschleiß zu begünstigen [15, 16, 20]. Ziel der Untersuchung ist es, lebensdauerbeeinflussende morphologische Ausprägungen des Wellen- und Dichtringverschleißes mit Hilfe des Modellsystems „Ringfächentribometer“ (RFT) zu erzeugen und anschließend oberflächenanalytisch zu charakterisieren. Die Resultate hieraus fließen als quantifizierte Eingangsgrößen in die simulative Bestimmung der tribologischen Beanspruchung ein. ! ! $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $$ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $$ # # ## $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $$ $ # # $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $$ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $$ $$ $ 345*)'(6,788# $)+5'),# 9.: ## V*: -=c/ $ C$ M)/ J6/ O26)/ #; "-$ 4"-@$? "0>)0"'U'<$L\iW$ ++ G [0$ Hg<gF$ 4"-@$? "0>)0"'U'<$F\\iW$ ++ G [0$ X<FS$ ? "0>)0"'U'0"-=#e$ C$ GH\$ ? "0>)0"'U'0>/ 600#$$$ YKQ$? V$ LS$ ! "12'#$5#"$GNiW$ >9[+ H $ gHG$ aAh$$ +24)^[9$ \<\G$ Tabelle 1: Physikalische Daten des untersuchten Schmierstoffes ! ! $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $$ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $$ # # ## $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $$ $ # # $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $$ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $ $$ $$ $ ## $ $ $ $ $ $$ TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 10 (Plastomoll DNa, 10 wt. %) zusammensetzt ist. Als Additive sind ein Dispersionsmittel und ein Viskositätsverbesserer beigemischt (Viscoplex ® 6-850: Dispersant Polyalkyl Methacrylate (PAMA), 6.4 wt. %). Die technischen Daten des Schmierstoffes sind in Tabelle 1 zusammengefasst. 2.2 Versuchsprogramm und Durchführung Zur Verschleißerzeugung wurde ein Ringflächentribometer (RFT) eingesetzt (Bild 1). Es handelt sich hierbei um ein tribologisches Ersatzsystem eines Radialwellendichtringes. Es wurde in der ersten Version von G ASTAUER [27] im Jahr 2009 entwickelt und von F RÖLICH [28] erstmals simulativ optimiert. Die Machbarkeit solcher Untersuchungen am Tribometer wurden von P ETUCHOW , W ILKE und W OLLESEN bereits mehrfach erfolgreich gezeigt [29 bis 33]. Ein ähnliches Tribometer wurde von F RICK zur Analyse verschiedener Arten von Polymeren vorgestellt [34]. Herzstück des RFT ist eine einfache Ringprobe aus Elastomer, die während des Versuchs auf einer kegeligen Prüfwelle gleitet. Durch die konische Welle werden die Kontaktwinkel und damit die Kontaktbedingungen bei einem RWDR annähernd abgebildet. Es können bis zu vier Proben gleichzeitig untersucht werden. Die Prüfwellen werden über ein Riemengetriebe von einem Elektromotor angetrieben. Durch externe Sollwertvorgabe sind auch Drehzahlprofile möglich. Das gesamte System ist dabei über ein Reservoir oberhalb der Prüfwelle ölgeschmiert. Der Ölsumpf kann über Heiz- und Kühlelemente konstant temperiert werden. Mittels Gewichten kann die Probe mit einer Linienlast im Dichtkontakt belastet werden. Die Linienlast wird dabei wie in [35] beschrieben aus der gemessen Radialkraft beim RWDR mit dem Zweibackenverfahren [36] bei vorgesehener Prüftemperatur ermittelt und auf die Kontaktlänge umgerechnet. Bei Verschleiß wird die gesamte Belastungseinheit axial nachgeführt. Anders als beim Radialwellendichtring ist die Belastung damit über die Versuchsdauer stets konstant. Die Überwachung der Einheit während des Versuchs und die anschließende Auswertung erfolgt über das Reibmoment, den Verschleißbetrag in axiale Richtung sowie optional die Kontakttemperatur. Tabelle 2 fasst die Prüfbedingungen zusammen, die für die Nachbildung der Schadensmechanismen verwendet wurden. Die Verschleißuntersuchungen wurden bei jeweils konstanter Drehzahl durchgeführt. Aus Wissenschaft und Forschung 11 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0019 Parameter Einheit Kombination Elastomer - FKM Wellenmaterial - 16MnCr5 ( 1.7131) Schmierstoff - PAO Wellendurchmesser(Kontakt) mm 50 Radialkraft N 25,1 Linienlast N/ mm 0,16 Relativgeschwindigkeit m/ s 1, 5, 10 Versuchsdauer h 336 ,672, 1008 Sumpftemperatur des Öls °C 70, 90 Tabelle 2: Material- und Betriebsparameter der tribologischen Untersuchungen Bild 1: Prinzipskizze des Ringflächentribometers. TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 11 lich in axialer Richtung verschiebt, wie in Abschnitt 3.2 später noch gezeigt wird. So werden stets „neue Einläufe“ auf der Welle initiiert. Aus der Praxis ist bekannt, dass der Wellenverschleiß zu sehr unterschiedlichen Laufzeiten auftritt. Teilweise konnte dieser schon nach wenigen hundert Kilometern Wegstrecke festgestellt werden. In anderen Fällen war die Welle selbst nach über 1000 Stunden tribologischer Beanspruchung lediglich geglättet. Eine Riefenbildung auf den Stahlkegeln führte am RFT stets zu Leckage am Prüfstand. Das nachfolgende Bild 3 zeigt beispielhaft die sich nach Beanspruchung im Ringflächentribometer einstellende Topografie der Reibkörper. Dargestellt sind mittels Aus Wissenschaft und Forschung 12 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0019 3 Ergebnisse 3.1 Wellenverschleiß Zum experimentellen Nachstellen des in der Praxis beobachteten riefenförmigen Wellenverschleißes wurde im Ringflächentribometer die Materialkombination FKM- Elastomerring / 16MnCr5-Stahlwelle / PAO-Schmierstoff in Abhängigkeit der Relativgeschwindigkeit untersucht. Bei einer Geschwindigkeit von 1 m/ s ist bis auf eine Einebnung der Rauheitsspitzen kein erhöhter Verschleiß an der Welle messbar. Die elastomere Ringprobe verschleißt jedoch verhältnismäßig stark. Mit Erhöhung der Gleitgeschwindigkeit und damit steigender thermischer und adhäsiver Beanspruchung kann partiell Wellenverschleiß auf den Wellenkegeln in der Laufspur festgestellt werden (Bild 2), jedoch verschleißen von allen untersuchten Proben insgesamt lediglich 10 %. Erklärt wird dies zum einen durch die sehr guten Schmierungsbedingungen im Tribokontakt, da die Schwerkraft den Schmierstoff entgegen der Förderwirkung durch den horizontalen Aufbau nach unten zieht. Hinzu kommt, dass sich die Dichtkante der Ringprobe verschleißbedingt kontinuier- Bild 2: Topographien der Wellenkegel im Bereich der Verschleißriefe bei auftretendem Wellenverschleiß (oben) und zugehöriger Profilschnitt durch die Verschleißriefe (unten). Bild 3: Topografien in der kontaktzone der korrespondierenden Reibkörper nach tribologischer Beanspruchung im Ringflächentribometer. TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 12 Weißlichtinterferometrie berührungslos gemessene dreidimensionale Abbildungen der korrespondierenden FKMbzw. Stahloberflächen im Bereich des Dichtkontaktes und eine Gegenüberstellung der jeweiligen Oberflächenprofile mit jeweils gleicher Größenskalierung. Demnach können die auf den Stahlkegeln in Umfangsrichtung entstandenen Riefen den Profilen auf den FKM-Ringen zugeordnet werden, deren Konturen sich - ähnlich einem Negativabdruck - in der Form der Riefen komplementär abzubilden beginnen. 3.2 Analyse des Schadenmechanismus Zur Aufklärung potentieller Wirkmechanismen, die der beobachteten Riefenbildung auf einer Stahloberfläche nach tribologischen Kontakt der Elastomerringprobe aus Fluorkautschuk zugrunde liegen, wurden Mikrobereichsanalysen durchgeführt. Bild 4 zeigt rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen (REM) im Bereich der Tribospur auf einem Wellenkegel des tribologischen Ersatzsystems. Die Breite des tribologisch beanspruchten Bereiches ist mit ca. 1,5 mm deutlich größer als die korrespondierende Kontaktfläche des FKM-Ringes (s. Bild 4 oben links). Ursächlich hierfür ist ein prüfstandbedingtes Driften der Ringprobe in axialer Richtung während des tribologischen Experimentes. Die Zone des höchsten Verschleißes kann im vorliegenden Fall auf der Luftseite am Rand der Tribospur in Form einer ca. 4 µm tiefen Riefe lokalisiert werden. Hochaufgelöste REM-Aufnahmen vom Riefengrund zeigen in Umfangsrichtung verlaufende, wellenförmige Strukturen, deren Ursache möglicherweise auf einen „Stick-Slip-Effekt“ der Reibungspartner zurückgeführt werden kann (s. Bild 4 oben rechts). Ioneninduzierte Sekundärelektronenbilder am Focused-Ion-Beam (FIB)- Querschnitt weisen im oberflächennahen Bereich bis zu einer Tiefe von ca. 5 µm keinerlei Anzeichen einer strukturellen Gefügeschädigung, beispielsweise in Form eines an den Korngrenzen voranschreitenden korrosiven Angriffs oder tiefgreifender, mechanisch verursachter Gefügeänderungen, auf. Die bereits oben durch topografische Messungen gezeigten wulstförmigen Erhebungen im Bereich der Dichtkante des Elastomers werden in Bild 5 mit Hilfe von rasterelektronenmikroskopischen Aufnahmen (REM) visualisiert Aus Wissenschaft und Forschung 13 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0019 Bild 4: Elektronenmikroskopische aufnahmen im Be-reich der Tribospur (oben links), im Riefengrund (oben rechts) und am FiB-Querschnitt (unten). Bild 5: Rasterelektronenmikroskopische Visualisierung der Dichtkante der Ringprobe vor (oben) und nach tribologischer Beanspruchung (unten). TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 13 Elastizitätsmodul bzw. die Poisson-Zahl. Die maximale Eindringkraft bei diesem Verfahren liegt im Bereich von 20 µN (2 mg) bis 20 mN (2 g), die Eindringtiefe zwischen 5 nm bis einige Mikrometer. Im Vergleich zu FKM-Oberflächenbereichen außerhalb der tribologisch beanspruchten Zonen wurde auf dem Wulst mit Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0019 und mit dem Ausgangszustand des FKM-Ringes vor tribologischer Beanspruchung verglichen. Die chemische Charakterisierung der nahe der Dichtkante detektierten Materialanhäufungen mittels energiedispersiver Röntgenanalytik (EDX), legt den Schluss nahe, dass es sich hierbei um organische Ablagerungen handelt (Bild 6). Die in diesem Bereich aufgenommenen EDX-Elementkonzentrationsverteilungsbilder zeigen, dass sich die wulstförmige Erhebung aus Kohlenstoffverbindungen zusammensetzt, die sich von dem Fluorkautschuk mit seinen Füllstoffen aus Si- und Ca-Oxidverbindungen deutlich abheben. Überprüft und bestätigt wurde dieser Befund durch weitere chemisch-strukturelle Untersuchungen. So zeigen FIB- Querschnittsanalysen im Übergangsbereich der tribologisch beanspruchten FKM-Oberfläche zur wulstförmigen Erhebung, dass die beobachtete Anhäufung keinerlei charakteristische Füllstoffpartikel aufweist und es sich demnach hier nicht um Aufwerfungen von originärem Fluorkautschukmaterial (FKM) handeln kann. Transmissionselektronenmikroskopische Untersuchungen (TEM) an einer mittels FIB aus der wulstförmigen Erhebung entnommenen Probenlamelle zeigen im oberflächennahen Bereich ebenfalls keine Füllstoffbestandteile. Die chemische Analyse dieses Bereiches mittels Elektronenenergieverlustspektroskopie (EELS) weist Kohlenstoff-Sauerstoffverbindungen mit Spuren von Schwefel nach (Bild 7). Hinsichtlich der Erfassung der mechanischen Eigenschaften der wulstförmigen Erhebung wurden Nanoindentationsanalysen durchgeführt. Diese ermöglichen das gleichzeitige Bestimmen der Härte und des so genannten reduzierten Elastizitätsmoduls (E r ). Im Fall der Polymere ist E r : E/ (1-ν 2 ). Hier sind E und ν der Young’sche Bild 6: Chemisches Elementinventar im Bereich der wulstförmigen Erhebung unmittelbar nahe der Dichtkante des FkM-Rings mit chemischer analyse im Bereich der wulst-förmigen Erhebung (rechts). Bild 7: Chemisch-strukturelle analysen im Bereich der wulstförmigen Erhebung. Unten: FiB - Querschnitt im Grenzbereich zwischen Wulst und Elastomer legt eine FkM-fremde ablagerung offen, die mittel TEM als Ölkohleablagerung identifiziert werden konnte. TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 14 0,35 GPa ein fünffach höherer reduzierter E-Modul gemessen (Bild 8). Die aus der Oberflächenanalytik resultierenden topografischen und mechanischen Daten flossen als Eingangsgrößen in das integrierte Gesamtmodell des Ringflächentribometers in der Simulationsumgebung A BAQUS ein (Bild 9). Es basiert auf den Arbeiten von F RÖLICH et. al. [28] und wurde um eine verformbare Welle, zwei Verschleißgesetze und für Welle und Dichtring und einer Kontakttemperatursimulation nach [37] erweitert. Dieses axialsymmetrische Simulationsmodell besteht aus einer Ringprobe (FKM), die in einen Hauptkörper, eine Anschlusszone und einen fein vernetzten Kontaktbereich untergliedert ist. Die Materialdaten für das hyperplastische Verhalten des Elastomers stammen aus den Arbeiten von [17, 38]. Die Ringprobe ist wie im Prüfstand oben und unten fest eingespannt. Der Wellenkegel wurde als linear-elastischer Körper aus Stahl (16MnCr5, 1.7131), ebenfalls mit einer fein vernetzten Kontaktzone, modelliert. Der Wulst ist als Doppelhöcker in das bestehende Modell des Ringflächentribometers mittel geometrischer Daten aus Bild 8 eingearbeitet und parametriert. Obwohl in der Praxis sich diese Ablagerung erst im Laufe der Beanspruchung durch chemische-thermische Effekte ausbilden kann, wurde vereinfachend angenommen, dass der Wulst schon bei Simulationsbeginn in der finalen Form existiert. Das Simulationsmodell arbeitet iterativ in vier Schritten. Nach Ermittlung des Dichtring- und Wellenverschleißbetrags, wird ein thermischer Schritt zu Berechnung der Kontakttemperatur und des Temperaturfeldes ausgeführt. Final wird der Wellenkegel durch eine Verschiebungsrandbedingung auf die Ringprobe montiert (Bild 9). Die in diesem Schritt ermittelte Kontaktpressung und Spannungsverteilungen dienen dann weiter als Berechnungsgrundlage für den Verschleiß in der nächsten Iteration. Die Simulation wird nach Erreichen des vorher definierten Gleitwegs beendet. Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0019 Bild 8: Links: ausschnitt des linken Höckers des Wulstes, aufgenommen mittel Weißlichtinterferometer. Rechts: Nanoindentationskurven von Wulst und Referenzstelle. Der Wulst weist bei gleicher Härte eine fünffach größeren reduzierten E-Modul auf. Bild 9: Links: komponenten und Randbedingungen des axialsymmetrischen Simulationsmodells des Ringflächentribometers in aBaQUS. Rechts: Spannungsverteilung in der ausschnittsvergrößerung des fein vernetzten kontaktbereichs zwischen Wellenkegel in Ringprobe mit abgelagertem Wulst. TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 15 Die durchgeführten chemisch-strukturellen Untersuchungen an der wulstförmigen Erhebung auf der FKM- Oberfläche legen den Schluss nahe, dass es sich hierbei nicht um aufgeworfenes Fluorkautschukmaterial handelt, sondern um organische Ablagerungen, möglicherweise aus Reaktionsprodukten einer triboinduzierten Öloxidation. Im Rahmen mechanischer Untersuchungen konnte in dieser Zone gegenüber eines tribologisch nicht beanspruchten Oberflächenbereiches der identischen FKM-Ringprobe ein fünffach höherer reduzierter E- Modul gemessen werden. Die Interaktion zwischen dem Wulst und der Welle führt zu einer umlaufenden Riefe am Wellenkegel. Simulationen mit Materialdaten aus mikromechanischen Analysen bestätigten diese Beobachtung zum Ort und Ursache der Entstehung der umlaufenden Riefe in der Stahloberfläche. 5 Danksagung Die Autoren bedanken sich bei Dr. Alexander Brodyanski und Dipl.-Ing. Christine Wagner für die Durchführung der mechanischen und chemisch-strukturellen Oberflächenanalysen sowie bei der Deutsche Forschungsgemeinschaft (DFG) für die Unterstützung der Forschung innerhalb der Projekte MA 6719/ 1-1 und KO 1220/ 26- 1: „Verschleiß von Stoffpaarungen im Dichtkontakt“. Literatur [1] Wälzlagerdichtungen II. Schutzdichtungen für Wälzlager II, Forschungsvorhaben FVA Nr. 432 II, Ottink, K. u. 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Im Gegensatz zu Bauteilversuchen mit Radialwellendichtringen [39] ist jedoch die Reproduzierbarkeit der Schadensbilder nicht optimal. Es können keine typischen, tiefen Verschleißriefen erzeugt werden, was vor allem auf einen Drift der Dichtkante der Ringprobe zurückzuführen ist. Untersuchungen zur Morphologie der Reibkontaktoberflächen ergaben, dass die Profile der riefenförmigen Vertiefungen auf der Wellenoberfläche und die Konturen der wulstartigen Erhebungen des FKM-Gegenkörpers zueinander komplementäre Ausprägungen aufweisen. Mikrobereichsanalysen an einer im RFT beanspruchten Probe zeigen bei Verwendung von PAO-Grundöl im Riefengrund keinerlei strukturelle Anzeichen auf etwaige Rissnetzwerke infolge eines potentiellen korrosiven Angriffs oder mechanisch induzierter Materialermüdung. Auffallend sind hier die wellenförmigen Oberflächenstrukturen im Riefengrund, deren Ursache möglicherweise auf einen „Stick-Slip-Effekt“ der Reibungspartner zurückgeführt werden kann. Bild 10: Links: Veränderung der kontur der Ringprobe und der Ölkohleablagerung über die iterationsanzahl. Mitte: ausbildung einer Verschleißriefe auf dem Wellenkegel in der kontaktzone zwischen ablagerung und Wellenkegel. Rechts: kontaktpressung zwischen Ringproben und Wellenkegel in abhängigkeit des Gleitweges. TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 16 [3] Horve, L.: The correlation of rotary shaft radial lip seal service reliability and pumping ability to wear track roughness and microasperity formation. SAE Technical Papers 910530, S. 19-26 [4] Müller, H. K. u. Nau, B.: www.fachwissen-dichtungstechnik.de. Waiblingen: Medienverlag Ursula Müller 2016 [5] Zhang, S.-W.: Tribology of elastomers. Tribology and interface engineering series, Bd. 47. Amsterdam: Elsevier 2004 [6] Gent, A. N. u. Pulford, C.T.R.: Wear of steel by rubber. Wear 49 (1978), S. 135-139 [7] Gent, A. N. u. Pulford, C. T. R.: Wear of metal by rubber. 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Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0019 ter den Aspekten Reibung und Verschleiß. DGMK-Forschungsbericht, Bd. 664. Hamburg: DGMK [33] Wilke, M., Estorff, O. v. u. Wollesen, V.: Erarbeitung einer dynamischen Prüfmethode auf der Basis einfacher Prüfkörper zur Beurteilung von Öl-Elastomer-Paarungen unter den Aspekten Reibung und Verschleiß. DGMK-Forschungsbericht, Bd. 664. Hamburg: DGMK [34] Frick, A., Muralidharan, V. u. Borm, M.: A novel rotational cone tribometer to approach the tribological contact between polymers and a rotational shaft. 57. Tribologie Fachtagung. 2016, S. 1-10 [35] Burkhart., C. u. Weyrich, D: , Magyar, B., Sauer, B.: Experimental Determination and Comparison of the Contact Temperature of Radial Shaft Seals and its Derived Tribological System. International Sealing Conference. 2018, S. 197-218 [36] Deutsche Norm DIN 3761 Teil 9; 1984. Radial-Wellendichtringe für Kraftfahrzeuge, abgerufen am: 02.06.2018 TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 18 Aus Wissenschaft und Forschung 19 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0020 Structural and chemical alterations in transfer films Marco Enger, Jürgen Erlewein, Timo Ziegler, Jürgen Eder* Trockenlaufende Verbundlager sind für zahlreiche Anwendungen von großem Interesse, da sie bemerkenswerte Gleiteigenschaften über ein breitgefächertes p,v-Spektrum bieten. Das Gleitverhalten von trockenlaufenden Welle-Lager-Kontakten wird durch zahlreiche Faktoren beeinflusst. Ein wesentlicher Faktor ist sicherlich die Bildung von qualitativ hochwertigen Transferfilmen auf der Wellenoberfläche (angreifende Gegenkörperoberfläche). Der vorliegende Artikel untersucht die Übertragungsfilmbildung (Transferfilmbildung) und die daran beteiligten Prozesse in einem typischen Verbundlager-Welle-Kontakt. Verschleiß- und Reibungsexperimente wurden auf einem Stiftscheibe-Tribometer durchgeführt. Die Versuche erfolgten bei einer konstanten p,v-Kombination: p = 11,3 MPa in Kombination mit einer kontinuierlichen Gleitgeschwindigkeit von 0,035 ms -1 . Die Ergebnisse zeigten eine wiederholbare und typische Einlaufcharakteristik bevor das System in seinen Betriebszustand überging. Diese Schwankung/ Veränderung im Gleitverhalten wird durch diverse Prozesse verursacht, die während des Gleitvorgangs an den Grenzflächen stattfinden. Digitalmikroskopische Untersuchungen ergaben erste Erkenntnisse über strukturelle Veränderungen innerhalb des Transferfilms und des Lagermaterials. Komplementäre mikrostrukturelle (REM und FIB-Schnitte) und chemische Analysen (EDX und XPS) wurden ebenfalls durchgeführt, um die Natur dieser Prozesse besser zu verstehen. Die Mikrostrukturanalyse der Transferfilme zeigte deutliche strukturelle Veränderungen innerhalb der Transferfilmarchitektur mit fortschreitendem Gleitvorgang. Chemische Analyse der verschiedenen Transferfilm-Evolutionsstufen lieferte zusätzliche Informationen, dass chemische Prozesse ebenfalls von entscheidender Bedeutung sind. Unter Berücksichtigung aller Aspekte hat der vorliegende Beitrag die anfänglich aufgestellte Hypothese bestätigt, dass Reibungs- und Verschleißreaktionen des Welle-Lager- Kontakts mit strukturellen Änderungen innerhalb des Transferfilms und des Lagermaterials sowie mit Variationen der Transferfilmchemie in Zusammenhang gebracht werden können. Schlüsselwörter Verbundlager, Übertragsfilme, Reibung, PTFE Dry running plain composite bearings have been of great interest for numerous applications because they feature remarkable sliding performance over a wideranging p,v-spectrum. The sliding performance of dry running shaft bearing contacts is affected by numerous factors. One essential factor is assuredly the formation and development of high quality transfer films on the shaft surface (attacking counter surface). The present article explores the transfer film formation and accompanied processes in a common composite bearing shaft contact. Wear and friction experiments were conducted using a Pin on Disk test device. The test conditions were: 11.3 MPa combined with a continuous sliding speed of 0.035 ms -1 . The experiments revealed fluctuating and re-measurable run-in friction and wear performance until the system enters its steady state stage. This fluctuation in performance was supposed to be caused by multiple processes taking place at the interface of both contacting surfaces throughout the sliding process. General surface investigations of the attacking counter face and the worn pin surfaces discovered first insights regarding structural changes within the transfer film and bearing material. Careful micro structural (SEM and FIB sections) and chemical analyses (EDX and XPS) were performed on the stressed surfaces to discover the nature of those processes. The micro structural analysis of the transfer films revealed structural alterations within the transfer film architecture with progress in covered sliding distance. Chemical analysis of the diverse transfer film stages provided useful information that chemical processes are also of crucial importance. Taking all aspects into account the present paper confirmed the initial introduced hypotheses that observed friction and wear responses of the shaft bearing contact can be linked to structural changes within the transfer film and bearing material along with variations of the transfer film chemistry. Keywords composite bearing materials, transfer films, friction, PTFE Kurzfassung Abstract * Dr. Marco Enger Dipl.-Ing. Jürgen Erlewein Timo Ziegler, B.Sc. Dipl.-Ing. Jürgen Eder GGB Heilbronn GmbH, 74078 Heilbronn TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 19 ple processes are included encompassing structural and chemical alterations within the transfer film along with structural changes of the composite bearing material. 2 Materials and experimental details A frequently used composite bearing material is subject of this investigation. The structural design/ architecture of this material is shown in figure 1. The bearing material exhibits a multi-layer structure. This 3 bonded layer structure is composed of an impregnated anti-friction overlay enriched with PTFE and fillers (PTFE bearing lining), a porous sintered bronze interlayer for high wear resistance and at the same time being a mechanical interlocking system for the PTFE bearing liner. The third layer involved is a steel or bronze backing for high mechanical strength. This composite bearing material was paired with a nonhardened 42CrMo4 steel counter face with a concentrically grinded surface finish of R z ~ 2 µm and R a ~ 0.17 µm. Roughness measurements were performed perpendicular to the roughness peaks and valleys. For each test a new counter face was used. It is well-known that variations of the counter face micro geometry can dramatically affect tribological outcomes. As a consequence, efforts were made to reproduce counter faces within a precisely controlled roughness tolerance win- Aus Wissenschaft und Forschung 20 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0020 1 Introduction The efficiency of mechanically engineered aggregates has grown considerably in recent years. For the individual construction elements used, this means that with advances in technology, their performance potential must also be significantly improved and increased. One frequently and widespread construction element used in mechanical engineering is certainly the plain sliding bearing. Sliding bearings are used as lubricated or dry running systems. The performance of dry running PTFE based composite bearings depends on a multitude of factors. A central and essential feature is the capability of the bearing material to form a protective transfer film on the opposing surface (shaft surface). Apart from the pure formation of the transfer film, its “quality” is assuredly of crucial importance. This statement is consistent with numerous research works for polymer composites [1-6]. The findings can be summarized that a thin and coherent, robust and tenacious and welladhering transfer film is favored compared to thick, patchy or fragmentary and poor adhering transfer films. A robust and coherent transfer film shields and protects effectively the composite surface from further damage by the attacking counter face [1-6]. It is believed that the quality of transfer films is affected by diverse factors dictated by the related tribological system. As a reflection it can be postulated that the transfer film could also be understood as a response of a specific tribological system encompassing following aspects: induced collective stress, the specific property profile of the opposing surface (composition, morphology ...), the composition of the bearing material itself and most likely the conditions of the surrounding atmosphere are factors to consider. Understanding the transfer film formation and accompanied processes in bush/ shaft contacts is seen as an essential knowledge for fundamental product understanding and builds a key pillar for future investigations and materials. In this paper, we explore the evolution of transfer films and accompanied processes in a common composite bearing shaft contact. During friction and wear experiments this tribo-contact showed re-measurable and almost congruent friction and wear responses. All tests revealed a typical and clearly pronounced transition phase in friction and wear curve characteristics until the system enters its operational window. This manner is often simplified using the common expression running-in of a tribological system including all essential processes (chemical, structural, dimensional …) in the interface of two contacting surfaces in relative motion to achieve a stable operational performing window. Focused goal of this research is to create a link between friction and wear curve shapes observed in tribo-experiments to concrete events taking place in the tribo-contact interface throughout sliding. It is speculated that multi- Figure 1: Structural design composite bearing material Figure 2: Schematic illustration Pin on Disk test setup TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 20 dow to guarantee practically “identical” counter faces for each test run. The friction and wear experiments were conducted on a Universal-Material-Tester 3 (UMT 3) rig from Bruker. The UMT 3 test device is a versatile and modular test system with which generally all common tribological model test configurations (contact and sliding motion conditions) can be realized. For the tests a flat-on-flat test configuration was utilized and realized through a Pin on Disk test setup (pin = bearing material, disk = steel disk). A schematic illustration of this test configuration is given in figure 2. The tribological tests were operated at one constant p,vcombination - the contact pressure was 11.3 MPa combined with a continuous sliding speed of 0.035 m/ s. The tests were done with variable, however, defined test durations to evaluate and document alterations within the tribo-contact interface occurring throughout sliding. The tests were interrupted after an appreciable variation in friction characteristic was apparent on the online measurement as shown in the friction sliding distance plot (figure 3). Friction and wear responses of the system were recorded using an online data logging system. The normal and tangential forces were detected with a two axis load sensor based on a DMS measurement system. The system wear was measured via a capacitance sensor system with a linear resolution of 50 nm mounted on the pin sample holder. Prior to testing the test samples (pins + disks) were pre-conditioned with a wet chemical cleaning process → degreasing and cleaning of the surfaces. The tests were performed at standard ambient laboratory conditions: ambient medium → air, room temperature ~ 22 °C, relative humidity ~ 50 %. The tests were done with a statistic of 3 repeatable measurements. Post-test surface investigations were performed on the tribologically stressed surfaces using different techniques: • A Keyence digital microscope was used to capture first insights regarding processes that took place within tribo-contact interface during the sliding process. • Complementary surface investigations were conducted to gain deeper and more profound understanding of those events: o Micro structural analysis (SEM observations + FIBsections) were performed on the transfer films. Main goal is to achieve useful information concerning the morphology/ structure of the transfer films. o EDX (Energy Dispersive X-Ray Analysis) was applied on the counter face / transfer film to gain evidence which elements contribute to the transfer film. o Furthermore, the evolved transfer films were investigated using XPS (X-Ray Photoelectron Spectroscopy) → better understanding of compositional variations within the transfer film and further identifying the new species formed throughout sliding. 3 Results 3.1 Friction and wear results Figure 3 shows typical measured friction and wear curves of the composite bearing shaft contact observed during the friction and wear experiments. The friction and wear curves exhibit characteristic phases. The composite bearing steel contact starts with a low initial friction which slightly increases during the first sliding meters (stage 1). A declining friction characteristic is then observed and the system enters a low level friction phase Aus Wissenschaft und Forschung 21 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0020 Figure 3: Re-measureable friction and wear characteristic of a composite bearing material TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 21 up an initial polymer based transfer film on the attacking counter face. Figure 5a shows the surface observations of the worn surfaces during the first few sliding meters. The test was interrupted after the first increase in friction. The polymer overlay is slightly worn resulting in a bronze exposure. As a consequence of this the bronze structure starts to come in touch with the attacking counter face. The counter face observation suggests the presence of transferred polymer onto the steel counter face building a transfer film. Images of the tribologically stressed surfaces during the low friction phase are shown in figure 5b. The polymeric overlay is completely worn resulting in a bronze exposure across the entire pin surface. The transfer film is still present on the counter face and the imagery suggests that it is predominantly composed of the liner polymer. Thus the low friction level can be ascribed to the generated transfer film and the still high polymer content in the bearing structure. Figure 5c illustrates the microscope images of the sliding contact during stage 3. The test was interrupted shortly afterwards the noticeable rise in friction. This increase in friction is coinciding with a significant structural alteration within the bearing material as shown in image 5c. The pin observation reveals an ongoing bronze exposure. The higher content of exposed bronze structure abrades the initially built transfer film and is then transferred onto the opposing steel surface. It is assumed that the transfer film is composed of PTFE + bronze. These alterations within the contact interface result in a higher friction compared to the initial low friction. Figure 5d+e gives the microscopic observations of the stressed pins and counter surfaces during the stabilized steady state friction and wear stage (approx. 25000 and 56000 sliding cycles → stage 4 and 5). At stage 4 a high content of bronze is exposed. The ratio between polymer and bronze is still sufficient to lubricate the contact. The counter face surface observations reveal distinctive alteration within the transfer film: firstly the transfer film appears to become thinner, secondly a colour change within the transfer film is noticeable which is hypothesized to be originated by chemical processes that occurred in the contact interface (e.g. oxidation processes → oxidation is the most likely chemical process to occur). At this stage the transfer film is composed of PTFE and bronze. It is supposed that this superposition of effects is essential to facilitate an optimal steady state sliding performance. The images taken at stage 5 draw a similar picture. The polymer bronze ratio has reached a critical value; nevertheless; the friction characteristic doesn’t change at this point which would be warnings for preliminary failure. The combination of still available polymer and the evolved transfer film is sufficient to “lubricate” the contact. Aus Wissenschaft und Forschung 22 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0020 (stage 2). The low friction remains until a second conspicuous rise in friction is evident (stage 3). Additional friction stabilization occurs and the system transits into an optimal stable friction window (operational window → stages 4 & 5). The initial run-in wear of this tribocontact ranges between 20 and 40 µm. This transient phase is normally of short duration and the system passes into its first low level wear phase. After a certain time a second minimal rise in wear is observed and easily overlooked. This is followed by additional wear stabilization - the steady state phase is reached resulting in a linear wear characteristic. The operational friction and wear phases maintain until the system fails. The typical starting failure wear depth level is reached at approx. 60 µm. At this wear level normally a critical ratio between bronze and embedded polymer is reached which means that no sufficient quantity of polymer remains to lubricate the tribo-contact. The onset system failure starts with a slight increase and first measurable instabilities in friction. An escalating friction development is detected once the system fails completely. Failure is often accompanied with a rise in wear. System failure isn’t explicitly shown in the graphs. 3.2 General surface observations This chapter encompasses general surface observation results obtained by examining the tribologically stressed surfaces (pin and steel disk) using a digital microscope. The outcomes reveal distinctive alterations within the bearing material and the transfer film formed throughout sliding. Representative images are summarized in the subsequent image series. A general surface image of a “virgin” composite bearing pin is given in figure 4. Polymer overlay is completely intact and only a minimal bronze exposure is apparent. The visible bronze balls are located a plane deeper than the polymeric overlay. This finds its origin in the multilayer architecture of this composite bearing material. This in turn leads to an initial polymer steel contact under tribological stress providing the feature to build Figure 4: Surface image of a “virgin” composite bearing pin TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 22 3.3 Micro structural analysis - SEM surface observations and FIB-sections 3.3.1 SEM surface observations To determine the micro structural changes within the transfer film architecture SEM images were taken from the transfer films formed on the counter face at previously defined interrupting stages: (a) transfer film formed after 400 cycles = stage 1, b) transfer film evolution after 1100 sliding cycles = stage 2, c) transfer film stage after 6200 cycles = stage 3, d) transfer film steady state = stage 4). Important outcomes of those investigations are highlighted in this chapter. Based on these outcomes it is evident that the transfer film undergoes various structural and chemical changes during the entire sliding process. During the first sliding meters the transfer film is mainly generated by PTFE enriched wear debris which sticks on the counter face. The PTFE fragments are located in a circumferential orientation which corresponds to the sliding direction. The transfer film has a patchy and incoherent structure. Higher magnifications show that the plated Aus Wissenschaft und Forschung 23 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0020 sliding stage pin surface counter surface a) stage 1 b) stage 2 c) stage 3 d) stage 4 e) stage 5 Figure 5: General surface observations of the worn surfaces of a composite bearing material / 42CrMo4 tribo-contact: a) stage 1 = 400 sliding cycles, b) stage 2 = 1100 sliding rotations, c) stage 3 = 6200 rotations, d) during the steady state phase e) latest steady state stage (56000 rotations) TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 23 regions are located in bands in a circumferential orientation corresponding to the sliding direction. The transfer film is composed of PTFE+filler and bronze. The transfer film formed during the steady state stage still coherently masks the steel counter face. Consistent colouring of the transfer film is indicative of potential consistent transfer film chemistry or a multi-layer structure has formed. Distinctive “cracking and delamination” of the transfer film are clearly evident. The images suggest that the potential “delamination” occurs within the transfer film. The SEM observations of all transfer film stages also suggest that the transfer film thicknesses appear to vary throughout sliding. To corroborate this statement additional FIB-sections were prepared. Overall, the SEM findings already showed that the transfer film structure and chemistry strongly vary throughout sliding. Aus Wissenschaft und Forschung 24 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0020 PTFE wear fragments don’t adhere well on the counter surface. Thick and thin transfer film regions are also clearly apparent. This patchy and insufficient adhering transfer film ineffectively shields the composite material surface. With progress in covered sliding distance the patchy PTFE+filler debris based transfer film is most likely removed. The novel transfer film formed has an enhanced masking quality. The transfer film colour changed which is indicative that the transfer film chemistry already altered at this early stage - it isn’t longer only based on PTFE wear debris. After 6200 rotations a well-developed and coherent transfer film is formed. Only minor areas of the original steel counter face are still apparent. Pronounced colour inconsistencies are still evident indicating compositional variations within the transfer film. The diverse coloured SEM surface observation images a) stage 1 b) stage 2 c) stage 3 d) stage 4 Figure 6: SEM observations of the transfer film formed on the counter face during the sliding process: a) after 40 rotations, b) at stage 2, c) stage 3, d) during the steady state phase TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 24 3.3.2 FIB-sections The SEM surface investigations showed that the transfer film structure changed throughout sliding. It was also stated that the transfer film thickness appears to vary. FIB sections of the individual transfer films were prepared to substantiate those statements. Exemplary sections are summarized through the subsequent image series (figure 7). The results include the FIB sections of the transfer film formed after 400 rotations (stage 1) and the FIB sections of transfer film generated during the first steady state stage (stage 4). The transfer film thickness varies with measurable thicknesses up to several hundred nanometers. Subareas of the transfer film can have a very thin structure. At no stage the transfer film structure appears to have a consistent thickness. The thinnest overall structures were found in stage 2 and 4. In the FIB section of the steady state stage it is clearly evident that the transfer film has a 2 layer-structure. The colour difference between each layer is a hint for chemical variances. These findings provide evidence that the chemical and structural depth profile of the transfer film vary throughout sliding. The FIB section for the steady state stage also confirms the initial hypothesis that the delamination at this stage took place within the transfer film. In those areas the transfer film has a very thin structure. Further, very small and fine particles (only a few nanometres in diameter) were found in the transfer film formed at later stages. The origin of these particles is currently unclear but is subject of future investigations. 3.4 Element analysis - EDX The SEM surface images already suggest that the transfer film chemistry alter throughout sliding. EDX analyses were performed to detect which elements contribute to the transfer films at various sliding stages. Exemplary spectra are shown in figure 8 representing the element spectra of the transfer films formed after 6200 and 56000 rotations (stages 3 and 5). The EDX spectra revealed the evidence of following elements: C, O, F/ Fe, Cu, Mo/ S, Sn and Ca, respectively. As expected the element concentrations vary for both sliding distances indicating compositional changes within the transfer film with progress in sliding distance. For the longer sliding period the EDX spectrum shows more pronounced peaks of O and Cu and in addition a weaker peak of F. The weaker F peak is potentially a result of lower polymer content in the bearing composite at this sliding stage - the polymer content decreases with an increasing wear depth level. Increased oxygen detection at later stage is supposed to be caused by chemical reactions (oxidation processes seems to be the most likely to occur). For both sliding stages the Fe detection is low indicating a consistent transfer film which is coinciding with the surface observations. Aus Wissenschaft und Forschung 25 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0020 a) FIB-section stage 1 b) FIB-section stage 4 Fi E l FIB i f h f fil d h 42C M 4 l Figure 7: Exemplary FiB sections of the transfer films generated on the 42CrMo4 steel counter face a) EDX spectrum stage 3 b) EDX spectrum stage 5 Figure 8: EDX spectra of the transfer film formed at different stages TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 25 contaminations. The potential presence of C-F groups is indicative for mechanical scissoring of the PTFE chain which would suggest that PTFE is involved in chemical processes. O-C=O groups are a potential hint for carboxylate groups formed throughout sliding (e.g. Sawyer et al.). The variations in the C 1s spectrum can also be attributed to the various oxidation processes occurring in the tribo-contact. Exact clarification of the introduced hypotheses is subject of further research studies. The first clear detection of Cu is measurable at point two of the friction characteristic (corresponding sliding rotations are 1100) which confirms the SEM surface observations that suggested that the transfer film formed during the first stage is generated by PTFE based wear debris. At stage 2 Cu is present in metallic form. With progressing test time the Cu 3p 3/ 2 spectra vary and an additional satellite peak is clearly observed → the transferred Cu undergoes an oxidation process. The Sn 3d spectrum also revealed that Sn is also detectable in an oxidized form in the transfer film (Sn 3d spectrum isn’t shown). Aus Wissenschaft und Forschung 26 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0020 3.5 Chemical analysis - XPS XPS were performed on the transfer films using a Physical Instruments Quantera SXM with a focused monochromatic AL K-alpha X-ray. The XPS results also revealed that various chemical processes took place throughout the sliding process. Further, the XPS analysis showed that the transfer film undergoes compositional variations throughout sliding. Exemplary results are provided based on selected detail spectra. For all sliding distances the C 1s spectrum is dominated by a peak at ~ 292 eV which is linked to carbon from CF2. It is evident that the fluoropolymer transfer already occurs in the early stages of the sliding process matching well the microscopic surface observations. With progress in sliding the C 1s spectrum becomes more complex and the emergence of additional C-groups is clearly evident suggesting that the chemical complexity of the transfer film increased. Following groups can be detected: CF3 at 694 eV, O-C=O (~ 289.5 eV), C- F/ C=O (288.5 eV), C-O (286.5 eV) and C-H (285 eV), respectively. C-H peak at 285 eV can be attributed to C 1s spectrum - stage 1 C 1s spectrum - stage 3 Fi 9 C 1 f 1 d 3 Figure 9: C 1s spectra for stages 1 and 3 Cu 3p 3/ 2 - stage 1 Cu 3p 3/ 2 - stage 2 Cu 3p 3/ 2 - stage 5 Figure 10: Cu 3p3/ 2 spectra for sliding stages 1, 2 and 5 Mo 3d virgin pin Mo 3d - stage 2 Figure 11: Mo 3d spectra for sliding stages: virgin pin, transfer film sliding stage 2 TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 26 Mo 3d spectrum of the transfer film formed at stage 2 is shown in figure 11. This figure also represents the spectrum of a virgin pin. The spectrum peaked at ~ 229 and 232.5 eV - both peaks can be attributed to MoS 2 . Comparing this spectrum with the Mo 3d spectrum of the transfer film an obvious difference is given. The differences in the spectra, especially the additional peak located at 236 eV can be linked to oxidation processes of Mo to MoO x . 4 Conclusion A common bearing material steel contact was investigated using a common Pin on Disk test setup. The results revealed a clear pronounced and re-measurable transient running-in phase before the system entered its operational performing window. Post-test surface investigations were conducted using structural and chemical analyzing tools to better understand the nature of the alterations within the contact interface and linking these events to friction and wear response changes. Based on the main findings following general statements can be concluded: • This study confirmed the initial hypotheses that the specific friction and wear characteristics of the composite bearing shaft contact is coincident with concrete running-in processes and associated transfer film formation occurrences in the contact interface. • Transfer film characterization revealed multiple chemical processes that took place in the composite bearing 42CrMo4 tribo-contact. • Strong structural alterations occurred within the transfer film and bearing material throughout sliding. • It seems that this superposition of effects is the guarantor for optimal sliding. References [1] D. R. Haidar, J, Ye, A.C. Moore, D. L. Burris Assessing quantitative metrics of transfer film quality as indictors of polymer wear performance Wear 2017 [2] D.L. Burris, B. Boesel, G. R. Bourne, W. G. Sawyer Polymeric Nanocomposites for Tribological Applications Macromolecular Materials and Engineering 2007 [3] Q.-H. 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In this case, once the protection is gone, a rapid wear increase will take place, often resulting in a sudden breakdown of the component. Hence, condition monitoring of the wear protection is a key aspect for plant maintenance and for this reason, early warning systems are highly beneficial for maintenance procedures [6]. 1.1 Tactile vs. contactless sensors In the context of industrial maintenance, there are three different kinds of wear monitoring: volume-based, massbased and distance-based methods. Measuring the volume or mass of the worn material would be impractical or even impossible in many applications of interest. Only Aus Wissenschaft und Forschung 28 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0021 1 Introduction Open tribosystems in material processing industry often suffer severe abrasive wear ranging up to some millimetres of wear depth [1]. For this reason, components like transport chutes, sieves, mills, etc. are optimised for increased wear resistance [2]. For efficient maintenance, detailed knowledge of the current operating conditions is necessary [3], especially when coatings or local wear Für vorrausschauende und kosteneffiziente Instandhaltung in der Schwerindustrie ist die Kenntnis des aktuellen Anlagenzustands von verschleißbelasteten Aggregaten von entscheidendem Interesse. Die Onlinemessung in abrasiver Umgebung ist durch viele Störfaktoren beeinflusst, wie z.B. Staubkontamination, Temperatur, Oberflächenstruktur, Ausrichtungsfehler, wechselnde Belastungen. Eine Bewertung der Einsetzbarkeit in abrasiver, staubverschmutzter Umgebung verschiedener Sensorprinzipien im Labormaßstab wurde in dieser Arbeit durchgeführt. Ultraschall-Abstandssensoren und induktive Sensoren zeigten die höchste Toleranz gegenüber dieser Umgebung. Induktive Sensoren wiesen bei entsprechendem Messabstand jedoch unzureichende Genauigkeit auf. Laser Triangulationssensoren zeigten die höchste Genauigkeit, sind aber empfindlich auf Staubkontamination. Schlüsselwörter Verschleißmessung, Abrasion, Verschleißsensor, Instandhaltung, Online-Messung, Staubkontamination, Condition Monitoring For predictive and cost efficient maintenance in heavy industry the actual condition of wear stressed components is of crucial interest. Online measurement in abrasive conditions is influenced by many factors like dust contamination, temperature, surface structures, misalignment or changing loads, to name a few. A lab-scale assessment of applicable wear sensor techniques for abrasive and dusty environments was the goal of this work. The best dust resistance was found for ultrasonic distance sensors and inductive sensors. However, the inductive sensor showed insufficient accuracy under the chosen conditions. Laser triangulation sensors showed the highest accuracy but are nonetheless sensitive to dust contamination. Keywords Wear measurement, abrasion, wear sensor, maintenance, online-measurement, dust contamination, condition monitoring Kurzfassung Abstract * Dr.mont. Markus Varga, MSc orcid-iD: https: / / orcid.org/ 0000-0001-8272-4122 Ing. Reinhard Grundtner, MSc orcid-iD: https: / / orcid.org/ 0000-0002-2177-4879 Alexander Maurer, BSc AC2T research GmbH, Wiener Neustadt, Austria DI. Dr. tech. Martin Kirchgaßner Castolin GmbH, Wiener Neudorf, Austria Online wear measurement in harsh environment. Part 1: Possible measurement strategies Markus Varga, Reinhard Grundtner, Alexander Maurer, Martin Kirchgaßner* Eingereicht: 10. Mai 2019 Nach Begutachtung angenommen: 17. Juni 2019 TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 28 distance-based sensoring methods combine the required accuracy, robustness and flexibility for using them in open tribosystems or at non-static machine parts operating under severe conditions. Distance measuring sensors can be classified in tactile and contactless sensors [7]. While tactile distance sensors need a so-called (mechanical) adjustor to relay the information from the measured object to a converter, this is not necessary for contactless sensors. Their main advantage is that the surface of the measured object remains unaffected from mechanical interactions with the measurement system. This however leads to higher sensor costs. 1.2 Contactless distance sensors for wear measurement In this group there is a great variety of different distance sensors based on different physical principles. To find the most suitable sensor for wear measurement in harsh abrasive environments a subjective evaluation in form of a FMEA (Failure Mode and Effects Analysis) has been carried out before this research, proposing inductive sensors, ultrasonic sensors and laser-triangulation sensors for wear measurement in abrasive condition with large wear volumes. Their working principles are sketched in Figure 1 and they will be introduced briefly in this section. 1.2.1 Inductive distance measurement Eddy-current sensors are part of the inductive sensor family. For this class, the complex coil impedance changes due to the influence of a permeable and/ or electrically conductive measuring object, whose position is relative to the coil (Figure 1a). This change in impedance can be achieved by generating eddy currents in electrically conductive targets and/ or by magnetic field induction. [7, p. 583] The main advantage of the eddy-current sensor is that only electrically conductive materials (e.g. metals) have an influence on the sensor signal. Most non-metallic materials like sand, cement, etc. don’t interact with the magnetic fields, which leads to the main benefit of this system: non-metallic transported material does not influence the measurement. Unfortunately, there is also a disadvantage: longer measuring distances require exceedingly larger coils. The diameter of the coil determines the size of the measuring spot. When moving components should be monitored or large wear depths are expected, the measurement range should start at > 100 mm which leads to measurement spot-diameters in the same range. Due to similar reasons capacitive sensors will not be applicable in open tribosystems, as they require a measurement distance larger than 10 mm [7, p. 584]. 1.2.2 Ultrasonic distance sensors Commercially available ultrasonic distance sensors using air as the transmission medium are based on the so-called pulse-echo principle (Figure 1b). Usually in periodic sequences pulse-shaped ultrasonic signals (“bursts”) are emitted from the ultrasonic transducer, where the ultrasonic signals usually consist of packets with a number of oscillations (typically 5-100) which are tuned to the operating frequency of the transmitter transformer. The transmitted signals propagate at the speed of sound in the transmission medium and are reflected by an object at distance d. The echo reaches the receiver converter after a delay time and is converted into electrical signals. Often the same ultrasonic transducer is used for both transmission and reception. Apart from the cost advantages, the ultrasonic transducer is aligned parallax-free on the same local area during transmission and reception. A disadvantage when using a single converter for transmitting and receiving is that the sensor is “blind” for a short time after sending the pulse. [7, p. 618 f.] Aus Wissenschaft und Forschung 29 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0021 Figure 1: Working principles of different distance sensors: a) eddy-current sensor; b) ultrasonic sensor; c) laser triangulation sensor TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 29 berg and Erdemir [14] also highlighted the importance of continuous monitoring of wear and load for adapting tribological systems in the future. Measurement of wall thickness and wear by ultrasonic reflectometry is a commonly used method, nevertheless it is often too inaccurate because of detrimental environmental influences. Brunskill et al. [15] highlighted this problem and gave a suggestion on how they can be compensated for accurate wear measurement. Unfortunately, this measurement method is not suitable for use at moving components. Eddy current sensors can be used for detection of small distance changes and are of high reliability and durability [e.g. [16]]. In tribology they are also used for oil film thickness detection in hydrodynamic conditions [17], next to capacitive sensors [e.g. [18]]. However, for larger distances both systems have substantial drawbacks. Another important issue to be taken into consideration for online wear measurement devices is the significant differences between lab-scale testing with well-controlled conditions and heavy industry applications, for which laboratory systems are often not applicable due to harsh environmental conditions. This paper discusses if online wear sensors are capable of measuring static as well as dynamic objects in harsh abrasive environments. Special focus should be laid on the dust resistance of the measurement system, as contamination with abrasive particles cannot be avoided in such applications. 2 Experimental 2.1 Utilised distance sensors For online measurement in abrasive environment a FMEA done by the authors pointed out that inductive, ultrasonic and laser triangulation sensors have the highest potential. In the context of moving, heavily loaded components which suffer heavy abrasive wear, the required measurement range/ object distance should be in the range of 100 mm. The necessary accuracy for maintenance actions for such components is in the range of 0.5-1 mm. One sensor of each type was selected for the required measuring range and distance: ■ Inductive sensor: Proxitron, MKN 070.19 S4, distance 0 -70 mm (largest industrially available range), resolution 70 µm ■ Ultrasonic sensor: Baumer, UNCK 09U6914/ D1, distance 3 -150 mm, resolution 0.3 mm, with beam nozzle for focusing ■ Laser sensor: Panasonic, HG- C1100, distance 65 - 135 mm, accuracy 70 µm Aus Wissenschaft und Forschung 30 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0021 In view of wear measurement in abrasive environment ultrasonic sensors show a big resistance against dust, but they are not able to measure through adhering material as in the case of inductive sensors. Compared to eddycurrent-sensors the measuring spot is smaller but it still reaches diameters a few millimetres at a measuring distance close to 100 mm. The spot size can be reduced by sound focusing techniques, e.g. by a beam nozzle. 1.2.3 Laser triangulation sensors Laser-triangulation sensors belong to the optical sensor family. Sensors based on this principle are suitable for absolute distance measurements with high precision and speed. The angular distances to an object point are measured from the ends of a base line of known length and its linear distance is calculated (Figure 1c). With the light point triangulation sensor, the object is illuminated by a point light source via a focusing lens. The light spot is imaged obliquely into the detector plane at an angle α with the aid of an imaging lens. An important prerequisite for the sensor to function properly is that the light is scattered from the object surface and not just reflected, so that just a part of the incident beam is reflected to the detector. The position of the spotted image on the detector is related to the distance between the object surface and the sensor. The absolute distance can be calculated from triangulation. [7, p. 662] Like all optical sensors laser triangulation sensors are sensitive to dust present in air and adhering both to the sensor’s and the measured objects’ surface. 1.3 Application of distance sensors in the field of tribology Although a wide variety of sensors is used in the field of tribology, e.g. force and torque sensors for calculation of the coefficient of friction [e.g. [8], [9]], temperature sensors, chemical sensors [e.g. [10]], etc., the usage of sensors for measuring wear loss online is still sparsely present in both real field applications and the literature. In most cases the wear loss is measured after testing either gravimetrically or by topography measurements [e.g. [11]]. Several relevant examples of online wear measurement systems described in the available literature shall be reviewed here. Eder et al. [12] used 6 laser triangulation sensors arranged in the three-dimensional space to investigate the small movements between shaft and bearing and therefrom derive the bearing wear, with the calibration of such measurements being able to be performed by means of 3D microscopes. The progress of wear over time for pneumatic seals could be obtained by Belforte et al. by scanning the seal profile [13], without the necessity of disassembling the seals from their seat. To this end, triangulation sensors were used to examine the non-uniform circumferential distribution of wear. Holm- TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 30 2.2 Evaluation of distance sensors in the laboratory To evaluate the applicability of the different sensor types in harsh abrasive environment while still providing accurate measurement results, laboratory evaluations were performed. Those experiments target three issues of relevance for these applications: ■ evaluation of the measuring spot diameter ■ influence of the tilting angle on the measured signal ■ influence of particle contamination in the field of view The measuring spot diameter strongly influences the lateral accuracy of the sensor. The larger the measuring spot is, the larger the surface features have to be. To detect the minimal feature size, e.g. a crack in the surface, two steel plates (S235JR) were moved into the field of view of the sensor (Figure 2a-b) where the gap width simulates a crack. For the inductive sensor the distance was 35.5 mm to the backplate and the thickness of the moving plates was 10 mm. When measuring real surfaces, a surface tilt is often inevitable. This can be caused by asymmetric load, inhomogeneous wear, or flanks in the present surface structure. To measure the maximal possible tilting angle the sensors were targeted towards a flat plane, which then was tilted around the central measurement line (Figure 2c). Abrasive material and dust has to be expected in the field of view of the sensors in abrasive applications. To evaluate this influence in the laboratory, the sensors were targeted onto a verticcally oriented flat plate and abrasive of different size was strayed between sensor and plate. The following particles were used for this experiment: ■ coarse abrasive: corundum, particle size 5 -10 mm ■ medium-size abrasive: quartz, 1.4-2.2 mm ■ fine abrasive: quartz, 212-300 μm 3 Results and Discussion 3.1 Minimal detectable feature size Uniform wear will be detected as increasing distance to the sensor. When local wear protection is applied, e.g. hardfacings, break-outs of the surface are also possible. In this case, the minimal lateral resolution of the sensor is also of interest. The measurement spot of the laser triangulation sensor is < 1 mm, which is small enough for most applications, both other sensors were tested according Figure 2a-b. Aus Wissenschaft und Forschung 31 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0021 Figure 2: Test-setups for the laboratory investigations: a-b) influence of feature size simulated by closing gap; c) influence of tilted surfaces For ultrasonic sensors the minimal feature size which can be measured depends on the continuous expansion of the diameter of the sonic cone when the sonic waves move towards the target. Hence the minimal structure width is highly distance-dependent, as displayed in Figure 3a. E.g. at the distance of 70 mm structures of <12 mm can be detected accurately. Due to the use of a beam nozzle the sonic cone gets “focused” and doesn’t expand linearly. The sensor has a “binary” characteristic when targeting edges: If an object, like the rising edge of a surface structure, moves into the measuring spot, there will be an instant jump of the output value to the new minimal distance when it is within the measuring spot diameter. Thus the ultrasonic sensor will just detect an outbreak if there is a flat reflecting surface spot of e.g. more than ~12 mm diameter in its middle at 70 mm distance. The behaviour of the inductive sensor for small structures is different compared to the ultrasonic sensor. Because of the working principle of inductive sensors, no sharp edges can be clearly detected within the measurement spot. When the sensor is exposed to the gap width experiment, firstly at a gap width of 10 mm, an influence on the measurement result can be seen in Figure 3b by an increase of the distance. Only gaps or cracks larger TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 31 surement does not fail instantly as for the ultrasonic measurement, but the value will decrease as the angle increases as seen in Figure 3c. Analysing the distance signal, there is no way to distinguish between a change in distance and a change of the tilting angle. Small angle changes have little effect on the result. For tilting up to 5° there is almost no distortion (0.28 %) of the measured value, up to 10° the measuring error is less than 2 % but at 30° the error is 24 %. The triangulation sensor shows no influence of the tilting angle until ~83°. Obviously enough light of the diffuse reflection reaches the sensor until this value. At a steeper angle there is not enough light reflected back to the sensor under these surface conditions on steel. 3.3 Influence of particle contamination Particle and dust contamination will be inevitable in the abrasive applications. Hence the sensitivity of the sensors to contamination was investigated with free falling particles in the field of view. Figure 3d shows a measurement of the ultrasonic sensors with a heavy flow of abrasives particles. Even under this strong contamination by abrasive material the true distance can be measured effectively. However, if the particles are large enough or densely packed, the ultrasonic sensor detects the distance to the particles instead. Aus Wissenschaft und Forschung 32 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0021 than 30 mm can be reliably detected. For gap widths of >120 mm the correct distance is measured, which is slightly larger than the sensor’s diameter (110 mm). It has to be noted, that the value of the distance signal at a structured surface, e.g. by weld seams, represents a weighted average of all the heights within the measuring spot. Hence it is difficult to gather reliable information about structures smaller than the sensor width on the surface. 3.2 Influence of tilting angle on the signal As the tilting of the surface cannot be excluded during operation (e.g. misalignment, asymmetric loading, inhomogeneous wear) the influence of tilting was investigated according to Figure 2c. The three sensors show very different behaviour when exposed to tilted surfaces as given in Figure 3c (For better visualisation the signals were offset). The output signal of the ultrasonic and inductive sensor in dependence of the tilting angle is depicted in Figure 3c. The ultrasonic sensor delivers accurate results up to a tilting angle of ~ 8.3°. Above that angle the reflection of the ultrasonic beam cannot reach the sensor and the measurement fails. With the inductive sensor the measured distance decreases non-linearly as the tilting angle increases. The mea- Figure 3: Results of the laboratory experiments: a) minimal feature size in dependence of measuring distance for the ultrasonic system; b) nonlinear dependency of gap width detection with inductive sensor; c) influence of tilting angle on distance signal; d) behaviour of ultrasonic output signal when particles are in the field of view TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 32 By an intelligent signal analysis the true surface can be reconstructed when the short-term signal failures caused by the abrasive are removed. The laser triangulation sensor shows a similar behaviour as the ultrasonic sensor. As the measurement spot is much smaller it detects more abrasive particles and shows a slight disadvantage compared to the ultrasonic sensor. When thinking of a conveyor line, measurements of chutes or wear plates will always be possible at times when no good is transported. The inductive distance sensor shows no influence of the passing abrasive. The sensor just measures the distance to metallic objects so non-metallic deposits on the roll surface or abrasive particles in the air are not affecting the measuring signal. Lab experiments in abrasive and dusty environments showed the highest dust resistance for inductive and ultrasonic distance sensors. With some minor disadvantages also optical sensors were usable with acceptable failure rates. The inductive sensor did not deliver accurate enough surface information. The applicability of the sensors in real field applications will be studied in the second part of this study [19]. 4 Conclusions In this work potential sensors for heavy wear in abrasive applications are investigated on lab-scale. The minimal feature size, the influence of tilting angle and abrasive contamination were studied. The following main findings can be drawn: ■ In heavy wear regime measurement ranges of >100 mm are required to allow for large wear volumes and component movement, and also to avoid sensor damage. ■ Although inductive sensors are tolerant against dust and abrasive contamination, their measurement range is constrained and does not enable accurate wear pattern depiction for large measurement ranges. ■ Focused ultrasonic sensors (with beam nozzle) reach a measurement spot diameter of <10 mm for an appropriate measurement distance. They are suitable for detecting homogenous wear loss. Small break-outs may not be detected. ■ Laser-triangulation sensors were able to measure most of the details of the surface, but they are sensitive to contamination of the field of view by abrasive or dust. The final target of this work is an online wear measurement system suitable for prolonged operation under abrasive conditions. A field test of such sensors is the goal of the second part of this study [19]. Acknowledgements This work was funded by the Austrian COMET Programme (Project K2 XTribology, Grant No. 849109) and supported by the Province of Niederösterreich (Project “Digi-Pro”, WST3-F-5030642/ 004-2018) and has been carried out within the “Austrian Center of Competence for Tribology” (AC2T research GmbH). References [1] J. A. Hawk, R. D. Wilson, “Tribology of earthmoving, mining and minerals processing,” in Modern tribology handbook, Boca Raton, London, New York, Washington DC, CRC Press, 2001, pp. 1331-1370. [2] L. Widder, S. Leroch, M. Kirchgaßner, M. Varga, „Finite Elemente-Simulation als Werkzeug für ein spannungsgünstiges Design von Hochdruck-Rollenpressen in der Zementindustrie,“ Berg- und Hüttenmännische Monatshefte 163/ 5, p. 181-187, 2018. [3] M. Varga, M. Haas, C. Schneidhofer, K. 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Since their development in the middle of the 1980’s, high pressure grinding rolls (HPGR) have become key aggregates for the comminution of medium hard to brittle materials such as minerals, slag or clinker in cement industry [1], [2]. Two cylindrical rolls, one fixed and one moveable, rotate towards one-another, with diameters between 0.5 and 2 m in diameter, and lengths from 0.3 to 1 m. In particular, HPGR can process up to 2,000 t of material per hour. The pressing forces, ranging from 400 to 30,000 kN are applied by hydraulic cylinders and transferred to the material bed by the moveable roller. The high pressure in the grinding bed, from 100 to 500 MPa, exposes the particles to heavy compressive stress. This makes the process very effective, especially by reducing energy consumption compared to other milling technologies [1], [3], [4]. Aus Wissenschaft und Forschung 35 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0022 Verschleiß von Kernkomponenten in der Schwerindustrie ist von großem ökonomischem Interesse. Um vorzeitiges Tauschen von Verschleißkomponenten zu vermeiden, ist deren aktueller Zustand von großer Wichtigkeit für den Instandhaltungsingenieur, insbesondere wenn kein Anlagenausfall riskiert werden darf. Deshalb wird in dieser Arbeit die Anwendbarkeit von Online-Verschleißsensoren im rauen Umfeld einer Gutbett-Walzenmühle (HPGR) untersucht. Ultraschall-Distanz- und Laser-Triangulationssensoren wurden angewendet um Signale im Feld bei verschiedenen Betriebszuständen der HPGR aufzuzeichnen. Die Datenanalyse zeigte, dass beide Sensorvarianten geringe Fehlerraten (<10 %) während des Walzenbetriebs aufweisen. Der Laser-Triangulationssensor war in der Lage die Oberfläche detailreich aufzulösen. Staubkontamination war in beiden Systemen vorhanden und muss bei einem Langzeiteinsatz der Sensoren beachtet werden. Schlüsselwörter Abrasion, Verschleißsensor, Instandhaltung, Online- Messung, Condition Monitoring, Staubkontamination Wear of key components in heavy industry plays an important economic role. In order to avoid premature exchange of wear components, their current condition is of major importance for maintenance engineers, especially when no catastrophical failure can be risked. Therefore in this work the applicability of online wear sensors in the severe environment of a high pressure grinding roll (HPGR) will be studied. Ultrasonic and laser triangulation distance sensors were applied and signals recorded for different operating conditions of the HPGR. After data analysis, it was found that both sensor principles entailed low failure rates (<10 %) during operation. The laser triangulation sensor was capable of resolving the surface in great detail. Dust contamination was found at both systems and needs to be taken into account for long-term application of the sensors. Keywords abrasion, wear sensor, maintenance, online measurement, condition monitoring, dust contamination Kurzfassung Abstract Online wear measurement in harsh environment. Part 2: Application roller press Markus Varga, Reinhard Grundtner, Alexander Maurer, Martin Kirchgaßner* Eingereicht: 10. Mai 2019 Nach Begutachtung angenommen: 17. Juni 2019 * Dr.mont. Markus Varga, MSc orcid-iD: https: / / orcid.org/ 0000-0001-8272-4122 Ing. Reinhard Grundtner, MSc orcid-iD: https: / / orcid.org/ 0000-0002-2177-4879 Alexander Maurer, BSc AC2T research GmbH, Wiener Neustadt, Austria DI. Dr. tech. Martin Kirchgaßner Castolin GmbH, Wiener Neudorf, Austria TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 35 of 25 mm (50 mm in diameter). Hence the minimum sensor-roller distance is ~20 mm plus ~35 mm to be analysed over the lifetime of the roller. After the lab-studies in Part 1 [9] , two ultrasonic sensor configurations and a laser triangulation sensor were chosen for the field test: ■ Ultrasonic sensor: Baumer, UNCK 09U6914/ D1, distance 3-150 mm, resolution 0.3 mm, with beam nozzle ■ Ultrasonic sensor: Baumer, UNDK 09U6914/ D1, distance 3-150 mm, resolution 0.3 mm, with beam nozzle, angled shape ■ Laser sensor: Panasonic, HG-C1100, distance 65- 135 mm, accuracy 70 µm 2.2 Field test of sensors for HPGR A HPGR grinding cement clinker was chosen for real field tests, equipped with rolls with hexagon-shaped wear protection plates (Figure 1). The wear protection plates have a wrench width of 50 mm and ~5 mm gap. This structure leads to the minimum requirement to detect a lost hexagon. Ideally also a change in the hexagon’s shape, e.g. edge blunting should be detected. The sensors were mounted at the back side of the fixed roll on a rigid steel bar at a given location. Both ultrasonic sensors are basically identical and differ only by their mounting and case design. For this reason no further distinction is made between these two sensors. The output signal is designed as a voltage signal, which was recorded with a 9205 cDAQ module in conjunction with a 9174 cDAQ chassis from National Instruments. At these first tests the sensors were deliberately not covered to ensure the worst case scenario relating to dust and abrasive contamination. Over a period of ~1.5 hours eight measurements have been done to evaluate various situations and stages of contamination. The measurements are shown in the timeline in Figure 2 and chronologically numbered. The first measurement (#1) was done before any grinding, but after the roll’s engine had been started and reached its full speed. At this time the air, as well as the sensors were still dust-free. Hereby the basic functionality of the sensors could be checked and the data could be used as a reference for comparison with measured data during grinding operation. According to the plant operator, it takes about ten minutes until the grinding operation has stabilised. Hence, the first ten minutes from the milling-start on has been completely recorded (#2). Subsequently every ten minutes, intervals of two minutes where recorded (#3-7). Then the grinding operation was stopped (after ~75 min) and the last measurement (#8) was done when the air still contained significant amounts of dust. Aus Wissenschaft und Forschung 36 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0022 However, the surfaces of the grinding rolls experience severe wear, dominated by abrasive wear [5] and surface fatigue accompanied by material spalling or breakout due to excessive mechanical loads. Wear-resistant sleeves, hardfacings [6], rippled or studded profiles are protective measures to reduce wear, which is in a range of 0.1 - 10 g per ton of ground material [7] and which leads to material losses up to 50 mm in diameter. Ensuring continuous and safe operation without risks of sudden breakage as well as evaluating and monitoring the continuous wear behaviour are crucial to improve the performance and reduce maintenance costs [8]. 1.2 Wear sensors for abrasive applications A detailed review of sensors which could be used in such application is given in Part 1 of this work [9]. In the following passage a short summary will be presented: For wear situations to be expected in HPGR 3 types of sensors are applicable: i) inductive distance sensors. Those are very rigid and insensitive to non-conductive materials, i.e. adherent material and dust in the air will not alter the signal. Unfortunately, the large distances entail a huge measurement spot and impair the measurement accuracy, hence they will not be further discussed here. ii) Ultrasonic distance sensors use the air as transmission medium. They are relatively insensitive to dust, but may detect larger abrasives flying through the air. The measuring spot increases with increasing measurement distance. Focusing techniques, e.g. a beam nozzle, can be used to reduce the measuring spot size. This measurement technique is quite sensitive to tilted surfaces. iii) Laser triangulation sensors use a focused laser beam for measurement, hence they feature a small measurement spot. The diffuse reflection of the surface used for the distance calculation allows for very high tilting angles. A drawback is that they are sensitive to dust contamination. The aim of this work is to establish online wear sensors for harsh environments such as in HPGR operation. Three wear phenomena should be distinguished on the rollers: reduction in diameter due to continuous wear, outbreaks of wear protection material, and a crack through the roller. The roller should be monitored continuously during operation, i.e. the environmental conditions prevailing in the roller press must not alter or impair the measurement. 2 Experimental 2.1 Utilised distance sensors During HPGR operation, a movement of the roller through acentric loading and bearing clearance in the 10 mm range is expected, and a security distance of ~20 mm was added in case abrasive particles passing the measurement area. The structure depth of the roller’s surface was in the range of 10 mm. The wear a roller can experience before undergoing maintenance is in the range TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 36 2.3 Data post-processing Figure 3a shows representative data measured with one ultrasonic sensor. The offset of the data was removed for better representation. The dataset shows one revolution of a roll, which obviously runs acentric by ~10 mm. As expected the data includes some faulty measurements. A simple error detection and correction algorithm has been written for better data-visualisation. Most of the measuring errors of the ultrasonic sensor data are thought to be caused by the loss of the signal due Aus Wissenschaft und Forschung 37 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0022 Figure 1: Field tests at HPGR: a) back side of fixed roll with hexagon-shaped wear protection plates; b) mounted laser triangulation and two ultrasonic sensors on a rigid steel bar to measure the distance to the roll’s surface Figure 2: Timeline of measurements at the HPGR Figure 3: Data correction procedure: a) representative data recorded with an ultrasonic sensor containing faulty measurements; b) the faulty measurements replaced by estimated data a b a b TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 37 derations for possible signal post-processing and how they could be used in future. n fs ∙100 The failure rate FR = ------- was introduced to avoid n ts relying solely on a visual/ subjective evaluation of the data. It represents the percentage of faulty data within a data set, where n fs is the number of faulty data points and n ts is the total number of data points in a data set. It provides an objective comparison of the quality of two data sets. 3 Results 3.1 Results of the field test In Figure 4 representative data from the ultrasonicand the laser triangulation sensor can be seen (offset set to 0 Aus Wissenschaft und Forschung 38 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0022 to tilted surfaces. When the sensor loses the signal it returns its maximum distance (in our case ~80 mm from the original surface, Figure 3a). These measuring faults are easy to determine by choosing a threshold level and declaring all above data as faulty. For a small amount of data points the signal is not lost but falsified, probably by debris flying past. For this reason not a fixed single value was used as threshold, but the threshold was built up offline by fitting a polynomial function (green coloured line) in all data points smaller than a fixed value and applying this function with an offset (in our case 5 mm, red coloured line). After using the threshold to identify the faulty measuring points, they can be replaced by estimated data. One of the easiest ways to do so is to remove the faulty points and linearly interpolate the remaining points, as shown in Figure 3b. The discussion section 4.2 presents consi- Figure 4: Data of ~10 revolutions at a HPGR recorded at measurement #3: a) by ultrasonic sensor and b) by laser triangulation sensor a b Figure 5: Progress of failure rate at the measurements according to Figure 2 for better visualisation). Both were measured during operation at the HPGR (measurement #3), whereby each dataset shows ~10 revolutions. At Figure 4a the ultrasonic sensor signal losses are well visible as peaks leaving the expected surface structure range. For the laser sensor a few short-term faulty measurements, probably adhesion-related or due to flying debris, can be seen in Figure 4b as valleys (detected feature, e.g. abrasive particle, decreases the distance to the sensor). 3.2 Failure rate in field test through environmental influences Figure 5 shows the progress of the FR at the field measurements at the HPGR. All sensors deliver an acceptable low failure rate of <10 % for the whole test duration. Both ultrasonic sensors (red and blue lines) started at a failure rate of <2 %, which increased after opening of the material gate. As expected, dust and abrasive impair the measurement. Obviously the dust and particle contamination is less extreme in the application than simula- TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 38 ted in the laboratory experiment [9]. About 20 min (measurement #3) after opening the gate a steady state was reached, which was held even after closing the gate again (#8). The different steady state levels of the ultrasonic sensors can be explained by the different mounting places of the sensors: probably the straight sensor was placed on a more beneficial position. The FR of the triangulation sensor data is less than the FR of the other sensor data almost over the whole time. Actually, the entire time after opening the material gate the FR is below 0.1 % which is much lower that the equivalent FR of the ultrasonic data. An interesting fact is, that the FR drops after adding milling material to the process, which will be discussed in 4.1. 3.3 Surface representation by the different sensors An important characteristic is the ability to resolve features like cracks, welding seams, gaps between pads or the pads themselves, although it is not the goal of this work to resolve the details of one pad. Figure 6a shows a short detail of the laser triangulation data and as interpretation aid a representative image of the roll’s pad structure is shown in Figure 6c. The spikes marked with “A” display the gaps between the pads, so the resolution of the laser triangulation sensor even in the harsh HPGR environment is good enough to detect structures of <5 mm width. The minima (least distance to the sensor) marked with “B” can be interpreted as peaks of pads or least worn areas. As it can be seen in Figure 6c most of the pads are not uniformly flat-worn, some of them have an approximately triangular cross-section with a distinctive tip. The line “C” shows the almost flat, sloping plane after the peak. However, in the middle of these planes often a peak occurs (marked by “D”), although no equivalent real counterpart was found on the pads. Hence, it has to be regarded as measurement artefact. The discovery of the cause of these measurement errors will be part of future research. The quality of the ultrasonic sensor data (Figure 6b) is worse compared to the laser triangulation sensor data. It would be feasible to determine a general wear trend but it is not possible to reliably differentiate between two pads. For the detection of small objects like gaps, cracks, welding seams, etc. the measuring spot is too big. 3.4 Susceptibility of sensors to dust contamination Figure 7 shows the sensors directly after reopening the mill’s door after the test cycle, which consisted of ~75 min of operation. Obviously there was some dust deposition on the sensors and the mounting bar. But even if they were covered with dust, the sensors did not show any damage and also the function of the sensors remained intact. Figure 7b shows the front side of the laser triangulation sensor. At the corner between the sensor and the mounting bar dust was deposited, but not to such an extent that this would have impaired the measurement. The dust also adhered to the vertical smooth laser entry and exit surfaces. Even if the sensor gets covered, it has to be ensured that the vision panel remains dust-free for unaffected measurements in the future. Aus Wissenschaft und Forschung 39 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0022 Figure 6: Detailed view of measured data: a) data of laser triangulation sensor; b) data of ultrasonic sensor; c) representative image of the roll’s pad structure The marked positions represent: a gaps between two pads; B peaks of pads (least worn areas); C flat, sloping plane of a pad; D measurement artefact TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 39 and after opening the material gate were determined using FFT with Hann window [10]. Figure 8a shows the frequency spectra of the measured signals before the grinding action and Figure 8b when grinding was active. Both signals contain frequency components at about 0.3 Hz, which corresponds to the rolls revolution speed. A second distinct peak was found at ~20 Hz, showing the pad-structure. At ~40, 60, 80 and 100 Hz the harmonics and mirrored harmonics (aliasing effect [11]) of the pad structure can be seen. Just the frequency component at 50 Hz (Europe’s mains frequency) can be traced back to an electromagnetic interference, though the amplitude is the same at both spectra’s, thus it cannot be the reason for the FR-difference. Hence the reason of the improvement has to be in the measurability of the surface itself. It is assumed that the adhesion of dust to almost polished, reflecting pad surfaces improves the diffuse reflection of the laser dot, allowing for an easier detection of steep flanks such as those found at the pads’ edges on the roll. So in this case the dust contamination even has a beneficial effect on the measurement’s accuracy. 4.2 Possible future error correction and data processing methods The use of the measuring system in a HPGR during regular operation requires a robust, reliable and precise online data processing. It is important to be able to differentiate between faulty data and correct measured data, in particular if there are material break-outs or cracks to Aus Wissenschaft und Forschung 40 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0022 Also the ultrasonic sensor would need a specific measure for of dust protection. Demounting the beam nozzle shows that some dust was deposited in there, (which had no influence on the measurement). When thinking of a future long term implementation of the sensors in the plant, suitable methods have to be taken to ensure no dust contamination at the sensitive spots. Possible designs will be discussed in section 4.3. 4 Discussion Some general points arose when evaluating the field test results: ■ Why does the failure rate for the laser triangulation sensor decrease when the HPGR is in operation? ■ Which more advanced failure correction strategies can be applied compared to the simple one used here? ■ How can constant cleaning of the sensors be accomplished, ensuring a long-term implementation of the sensors? ■ Which sensors are best to be used in these harsh environments for reliable maintenance assistance? 4.1 Decrease of failure rate at laser triangulation sensor when HPGR is in operation The failure rate of the laser triangulation sensor was in the range of 1.2 % with no abrasive (Figure 5). From this already low level it dropped further to almost 0 % when the HPGR was in operation. To rule out the possibility of random electromagnetic interference in the first few minutes of the laser triangulation sensor signal, the frequency components of the measured signals before Figure 7: Dust-coated sensors after use in the mill: a) ultrasonic sensors from the backside; b) laser triangulation sensor from the front side Figure 8: FFT transformed laser triangulation sensor data: a) measurement #1 without material grinding; b) measurement #2 with material grinding a a b a b TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 40 be expected during operation, which may appear quite similar to faulty measurements. There to detect incorrect measurements the definition of boundary conditions is feasible. Thereto the fact could be used that wear usually takes place very slowly. If the angular position of the roll is known, the same roll position can be detected again with each revolution. This makes it very easy to distinguish between: constant, very slowly changing geometry, random measurement errors due to debris flying past, and short-term adhesions. Just the occurrence of break-outs or cracks can cause an abrupt change of the measurement data during one roll revolution. However, these changes remain permanently in the measurement data, even if they are filled up to a certain extent with milled material. Referring to this a further condition can be used: The roll diameter can only increase if the temperature rises or a substantial crack occurs. Both mechanisms can be clearly identified. When a crack occurs, the diameter increases instantly over almost the entire circumference of the roll. In contrast to material build-up which only leads to a local change in distance. Diameter variation due to temperature changes never occur abruptly and can be evaluated by additional temperature monitoring. In case that it is necessary to assess areas that cannot be monitored over a longer period, e.g. for geometric reasons, or in a test measurement like presented here, special algorithms can be used to replace the missing data with estimated values. Next to the linear approximation e.g. the recursive least squares method with exponentially decreasing memory [12] would be suitable in this case. 4.3 Constant cleaning of sensors Already after the relatively short implementation of the sensors in the HPGR (~75 min of operation) significant dust deposits were built at critical positions. For a longterm operation suitable measures have to be taken to avoid or constantly remove dust from the critical sensor areas, i.e. the laser outlet and viewing window of the laser triangulation sensor and the beam nozzle of the ultrasonic sensor. For the laser sensor an encapuslation in a transparent housing will avoid dust deposition, but the problem can also occur on the surface of the protection box. An encapsulation of the ultrasonic sensor is not possible, as the ultrasonic beam needs free field to the measured object. Hence a shielding out of non-solid material is necessary, e.g. a constant flow of clean air. As compressed air is usually available at industrial plants, its implementation should be possible. Two problems have to be kept in mind when cleaning with a constant flow of compressed air. Firstly, the production and continous use of compressed air entails additional costs and power consumption. Hence, the airflow should be minimised to the absolute necessary amount. Secondly, for the ultrasonic sensor, strong airflows can lead to measurement errors, as they influence the sound propagation. We made simple experiments to determine if an influence is detectable for our sensor. No measurement errors occured even under the influence of strong air flows of a compressed air gun operated with 65000 Pa that is pointed directly to the sensor. 4.4 Applicability of the tested sensors for maintenance assistance in harsh environments In the harsh environment of heavy industries the wear of components is a crucial factor influencing the maintenance intervals. Often key components are changed prematurely because a sudden breakdown cannot be risked. In such cases the monitoring of the current status of these components decrease maintenance costs and resources [13], [14]. In such applications the environment is mostly very harsh [e.g. [15], [16]], e.g. with high abrasive load, high temperatures, etc., which makes the application of sensors challenging. The application of local wear protection, often with brittle materials which can break-out [17], [18] also requires a localised wear monitoring. When moving components need to be monitored also large distances may be necessary for the safe placement of sensors. These factors generally impede measurements of high accuracy which are implemented e.g. in laboratory tribotests for wear monitoring [e.g. [19], [20]]. Hence, the necessary resolution required for maintenance interaction has to be considered. In our case the detection of abrasive wear loss, the loss of single wear protection plates and large scale cracking of a roll should be detected. In terms of distance sensors these requirements are not very high, but they have to be fulfilled during the plant operation and maintained for years. Although the ultrasonic sensors were able to measure the distance to the surface correctly (i.e. wear loss can be detected), their measurement spot was too large to detect the surface structure. The measurement spot at the required sensor distance is in the range of 10-12 mm, which means that the loss of a complete wear protection pad can be detected. Concerning the minimum requirements, we think that the ultrasonic sensor can fulfil them at the necessary accuracy. Most of the details of the surface structure were measured with the laser triangulation sensor. Overall, it is possible with the used laser sensor to detect objects on the roll from a lateral width of at least 5 mm (e.g.: gaps in the present case), i.e. all requirements are fulfilled. A further improvement would be possible with a higher sample rate of the sensor, as in this case also details of Aus Wissenschaft und Forschung 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0022 TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 41 consumption by avoiding prematurely component exchange can be achieved by online wear measurement. Acknowledgements This work was funded by the Austrian COMET Programme (Project K2 XTribology, Grant No. 849109) and supported by the Province of Niederösterreich (Project “Digi-Pro”, WST3-F-5030642/ 004-2018) and has been carried out within the “Austrian Center of Competence for Tribology” (AC2T research GmbH). References [1] F. W. Locher, Zement: Grundlagen der Herstellung und Verwendung, Düsseldorf: Bau+Technik Verlag, 2000. [2] R. Dunne, “HPGR - the journey from soft to competent and abrasive,” in International Autogenous and Semiautogenous Grinding Technology Conference, Vancouver, Canada, 2006. [3] N. A. Aydogan, L. Ergün, H. Benzer, “High pressure grinding rolls,” Minerals Engineering 19, pp. 130-139, 2006. [4] J. A. Drozdiak, B. Klein, S. Nadolski, A. Bamber, “A pilot-scale examination of a high pressure grinding roll/ stirred mill comminution circuit,” in International Autogenous and Semiautogenous Grinding Technology Conference, Vancouver, Canada, 2011. [5] H. Rojacz, G. 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In the present case a critical threshold of lost wear protection plates can be defined, making a repair necessary when the threshold is reached. To monitor the roll’s whole surface the installation of a higher number of sensors or one sensor in combination with a linear positioning unit will be needed. For the lifetime of a roller the overall wear loss is crucial, i.e. the decrease in the rolls diameter [7]. For continuous production processes it is expected that this wear loss will be relatively constant. Hence, from a longterm recording the average wear rate can be accurately determined. From the knowledge of the total wear volume available, a remaining lifetime of the component can be predicted easily. In the case of changing operation conditions also a number of different wear rates can be taken into account for a precise determination of the remaining lifetime. E.g. a lab-2-field approach can be utilised to determine the different occurring wear rates [21]. The knowledge of the remaining lifetime is especially important for components like the large HPGR rolls, as they usually have several months of delivery time. Hence, the implementation of wear sensors can make maintenance much more efficient and better schedulable. 5 Conclusions In this work the online measurement of wear in the context of a high pressure grinding roll (HPGR) has been studied. Following major findings can be drawn from the field measurements: ■ The structure of the HPGR was resolved in great detail with the laser triangulation sensor. The hexagonal wear pads and the gaps between them were measured. Even the topography of a single wear pad could be resolved with this sensor. ■ The overall wear loss can be detected with the ultrasonic sensors. Due to the large measurement spot diameter they were not able to resolve the surface structure. ■ Dust contamination was the most detrimental factor. Both, ultrasonic and laser triangulation sensors are sensitive to it. As suitable measure flooding of the neuralgic positions with compressed air is proposed. Long-term implementation of online wear measurement in industrial components will allow for accurate lifetime prediction and schedulable maintenance intervals. An increase of plant profitability and decreased resource TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 42 life cycle optimisation,” in proceedings 5 th World tribology Congress, Turin, IT, pp. 1921-1924, 2013. [14] M. Varga, M. Haas, C. Schneidhofer, K. Adam, “Wear intensity evaluation in conveying systems - An acoustic emission and vibration measurement approach,” Tribology International, https: / / doi.org/ 10.1016/ j.triboint.2019. 01.008, in press, 2019. [15] M. Varga, L. Widder, M. Griesinger, K. Adam, E. Badisch, “Wear progress and mechanisms in high temperature sieves,” Engineering Failure Analysis 61, pp. 46-53, 2016. [16] H. Torres, M. Varga, K. Adam, E. 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Zielsetzung Um Lösungsansätze für die wasserstoffinduzierten Frühausfälle von Wälzlagerungen zu erarbeiten, ist es wichtig, die zugrundeliegenden Mechanismen zu verstehen. Zur Untersuchung der Wasserstofffreisetzung von Schmierstoffen im Wälzkontakt wurde am Fraunhofer IWM eine eigene Methode zur Charakterisierung von Schmierstoffen hinsichtlich des Risikos zur Wasserstofffreisetzung im Wälzkontakt entwickelt. Hiermit können kritische Schmierstoffe identifiziert und Lösungsansätze für die Verbesserung der Schmierstoff- und Lagerlebensdauer erarbeitet werden. Durch die Kombination von Schmierstoff-, Mikrostruktur- und Wasser- Aus Wissenschaft und Forschung 44 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0023 Motivation Wälzkontaktermüdung in Lagerungen manifestiert sich typischerweise als Risswachstum unterhalb der Oberfläche und schließlich Abblättern der Lagerlaufbahnoberfläche [1]. Im Fall ölgeschmierter Kontakte wird der zugrundeliegende Schädigungsmechanismus für Rissinitiierung und Risswachstum möglicherweise durch absorbierten Wasserstoff beschleunigt. Wasserstoffinduzierte Wälzkontaktschädigungen stellen ein erhebliches industrielles Problem dar. Hiervon betroffen sind Wälzlager verschiedener Größe in einer Vielzahl von Anwendungen. Dabei entstehen zumeist weitverzweigte white etching crack (WEC) Rissnetzwerke unterhalb der Wälzkontaktfläche. Charakteristisch für die WEC Netzwerke ist der frühzeitige Ausfall der Lager [2]. Wälzversuche mit wasserstoffbeladenen Proben haben gezeigt, dass der Wasserstoff für die Erzeugung von WECs eine entscheidende Rolle spielt [3]. Analoge Schädigungen konnten auch an den Lagerungen und Getrieben in Windkraftanalgen gefunden werden [4]. Die Einflussfaktoren, die zur Freisetzung von Wasserstoff im Wälzkontakt führen, können sowohl der Kontaktmechanik (Kraft, Schlupf, Reibung) als auch den Mit der hier vorgestellten Methode können unterschiedliche Schmierstoffe hinsichtlich ihrer Affinität zu Freisetzung von Wasserstoff im Wälzkontaktversuch charakterisiert werden. Zusätzliche Schmierstoffanalysen mittels FTIR Spektroskopie und Messungen der Viskosität zeigen mögliche Degradationsreaktionen der Schmierstoffe auf. Diese sind eine Quelle der Wasserstofffreisetzung und können Ursache von Wälzlagerschädigungen wie WEC sein. Schlüsselwörter Wasserstoff, Schmierstoffdegradation, Wälzkontakt, white etching cracks, Wasserstoffanalysen, Schmierstoffanalysen, FE-Simulation By relying on a comprehensive approach the ability to characterize various lubricants in terms of their affinity to induce hydrogen embrittlement in bearing steel is described. The degradation reactions of the lubricant were established through Fouriertransform infrared spectroscopy (FTIR) and viscosity lubricant analysis. Oxidation and fragmentation reactions of the lubricant are through of as the basis for hydrogen evolution from the lubricant which is culpable of hydrogen assisted rolling contact premature failure effects such as brittle flaking and WECs in bearings. Keywords hydrogen, lubricants, degradation, white etching cracks, rolling contact fatigue, full bearing test, FE simulation Kurzfassung Abstract * Dr.-Ing. Dominik Kürten Dr.-Ing. Iyas Khader Dr. rer. nat. Andreas Kailer Fraunhofer IWM, 79108 Freiburg Wasserstofffreisetzung im Wälzkontakt Dominik Kürten, Iyas Khader, Andreas Kailer * TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 44 stoffanalysen entsteht ein detailliertes Bild der Schmierstoff-Lager-Interaktion. Hierdurch können verschiedene Schmierstoffe hinsichtlich des Risikos zur Schadensbildung bewertet werden. Anhand von zusätzlichen FEM- Simulationen können die kontaktmechanischen Belastungen beurteilt werden (siehe Bild 1). Wälzversuche Die Wälzversuche wurden am Fraunhofer IWM mit einem selbstentwickelten Axiallagerprüfstand durchgeführt (siehe Bild 2). Für die Versuche werden Axial- Zylinderrollenlager mit einem Außendurchmesser von 35 mm verwendet. Der Axiallagerprüfstand bietet die Möglichkeit, Normalkraft, Drehzahl und Temperatur unabhängig voneinander zu steuern und zu regeln. Zusätzlich können dynamische Lasten überlagert werden. Während des Versuchs wird das Reibmoment mittels Drehmomentmesszelle erfasst. Eine akustische Schadensdetektion der Wälzlager zeigt Schädigungen frühzeitig an. Somit können Abschaltkriterien für die Versuche anhand der entstehenden Schädigungen definiert werden. Das für die Versuche verwendete Schmierstoffvolumen ist mit 15 ml möglichst klein, um Schmierstoffdegradationen erzeugen zu können. Die Schmierung des Prüflagers erfolgt als Tauchschmierung. Der Prüfaufbau wurde in eine servohydraulische Universalprüfmaschine integriert, welche die Normalkraft auf das Prüflager aufbringt. Konstruktionsbedingt kann das Prüflager in sehr kurzer Zeit demontiert werden. Dies ermöglicht eine zeitnahe Wasserstoffanalyse der Wälzlager. Die Wälzlager werden bis zur Wasserstoffanalyse in flüssigem Stickstoff gelagert. Hierdurch werden Diffusionsbewegungen des Wasserstoffs wirkungsvoll unterbunden. Für die hier exemplarisch vorgestellten Wälzversuche wurden als Schmierstoffe ein konventionelles Getriebeöl sowie drei Grundöle verwendet (siehe Tabelle 1). Zur Kompensation der unterschiedlichen Viskosität der einzelnen Schmierstoffe wurden die Versuche bei unter- Aus Wissenschaft und Forschung 45 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0023 Bild 1: Schematische Darstellung der Prüfmethodik Bild 2: Wälzlagerprüfstand für Tests mit axiallager mit einem außendurchmesser von 35 mm TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 45 Die in Bild 4 dargestellten Wasserstoffanalysen der Wälzlager vor und nach den Wälzversuchen zeigen, dass im Fall des Getriebeöls nach einer Versuchsdauer von 50 h eine deutliche Zunahme der Wasserstoffgehalte zu verzeichnen ist. Das Diagramm stellt das Delta zwischen der Messung nach dem Versuch und vor dem Versuch dar. Beim Vergleich der verschiedenen Öle zeigt sich, Aus Wissenschaft und Forschung 46 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0023 schiedlichen Temperaturen durchgeführt. Hierdurch konnten die Versuche bei ähnlichem Viskositätsindex durchgeführt werden. Die Versuche wurden mit einer Normalkraft von 8 kN, einer Drehzahl von 700 U/ min sowie einer Schmierstofftemperatur von 100 °C und 120 °C durchgeführt. Bild 3 zeigt die Entwicklung der Reibwerte mit der Versuchsdauer. Es zeigt sich im Fall des konventionellen Getriebeöls, dass die Reibung nach einer Versuchsdauer von 50 h auf einen konstanten Wert absinkt. Bis zu einer Versuchsdauer von ca. 30 h finden Einglättungsvorgänge und der Aufbau einer Additivschicht auf der Wälzlageroberfläche durch den Schmierstoff statt. Die Schichtbildung ist die Ursache für das Absinken des Reibwertes. Für die Grundöle ist ein derartig starker Einlauf nicht zu beobachten. Die Gründöle zeigen niedrigere Reibwerte im Vergleich zum Getriebeöl und nur leicht abfallende Reibwerte von Alkydiphenylether (ADE) und Ester. Das Polyalphaolefin (PAO) zeigt über nahezu die gesamte Versuchsdauer einen konstanten Reibwert. Wasserstoffanalysen Die Untersuchung der Wasserstoffgehalte der Lager vor und nach den Versuchen gibt einen Hinweis auf die im Versuch erzeugte Menge an Wasserstoff. Diese kann für unterschiedliche Schmierstoffe gemessen werden und die Unterschiede einem höheren oder eher niedrigeren Risiko für wasserstoffinduzierte Schädigungen zugewiesen werden. Ein zusätzlicher Vergleich mit Schmierstoff- und Schadensanalysen ermöglicht Rückschlüsse zur Wasserstofffreisetzung und der dabei entstandenen Schädigungen. Die Wasserstoffgehalte wurden mittels Trägergasheißextraktion ermittelt. Hierbei wird die Probe in einem Ofen geschmolzen und der integrale austretende Wasserstoff bestimmt. Zur Analyse der Veränderung des Wasserstoffgehalts der Wälzlager wurden jeweils 3 Zylinderrollen vor und nach dem Wälzversuch aus dem Lager entnommen. Der Wasserstoffanalysator wurde über Referenzproben mit 1,9 ± 0,25 ppm Wasserstoff kalibriert. Bild 3: Zeitlicher Verlauf der Reibwert in Wälzlagerversuchen mit einem konventionellen Getriebeöl sowie drei Grundölen Bild 4: Wasserstoffanalysen der Wälzlager vor und nach den Wälzversuchen. Veränderung der Wasserstoffkonzentration der Wälzlager infolge der Wälzbeanspruchung Schmierstoff Viskosität bei 40°C [mm2/ s] Viskosität bei 100°C [mm2/ s] Temperatur [°C] Viskositäts- Index Alkydiphenylether (ADE) 97.4 13 120 0,23 Ester 98.3 12.6 120 0,22 Polyalphaolefin (PAO) 106 14.3 120 0,25 Getriebeöl 64 9.6 100 0,26 Tabelle 1: Schmierstoffdaten, Versuchstemperaturen und Viskositätsindex der verwendeten Schmierstoffe in den Wälzversuchen ätsätsätsäts- [mm 2 / s] [mm 2 / s] Delta Wasserstoffgehalt [ppm] TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 46 dass die verwendeten Grundöle weniger Wasserstoff freisetzen als das additivierte Getriebeöl. Dies deutet auf einen Einfluss der Additive im Getriebeöl auf die Freisetzung von Wasserstoff hin. Schmierstoffanalysen Zur Untersuchung von Schmierstoffdegradationen und tribochemischen Schmierstoffreaktionen wurden die in den Versuchen verwendeten Schmierstoffe vor und nach dem Versuch mittels Infrarotspektroskopie (FTIR) untersucht. Zusätzliche Analysen wie Viskositätsmessungen, Kernspinresonanzspektroskopie (NMR) und Optische Emissionsspektroskopie (ICP OES) ergeben weitere Informationen über Veränderungen der Schmierstoffe. Tribochemische Oberflächenanalysen mittels Photoelektronenspektroskopie (XPS) zeigen Reaktionsprodukte der Schmierstoffe mit der Lageroberfläche, welche zum Teil mit der Freisetzung von Wasserstoff in Verbindung gebracht werden können. In Bild 5 ist die dynamische Viskosität der Schmierstoffe vor und nach den Versuchen dargestellt. Die Änderung der Viskosität mit der Versuchsdauer ist möglicherweise auf strukturelle Veränderungen des Schmierstoffs infolge der Wälzbelastung zurückzuführen. Der Abbau von Additiven, Verschleißpartikel sowie Fragmentierungsreaktionen des Schmierstoffs können hierfür ursächlich sein. Vor und nach den Versuchen wurde der Schmierstoff mittels FTIR-Spektroskopie untersucht. Damit können Oxidationsreaktion des Schmierstoffes nachgewiesen werden, die auf eine Wasserstofffreisetzung aus dem Schmierstoff infolge einer Schmierstoffdegradation hindeuten. Wasserstoff kann durch Oxidations- und Fragmentierungsreaktionen des Schmierstoffs freigesetzt werden [1, 2]. Schmierstoffanalysen mittels FTIR zeigen einen starken Oxidpeak im Bereich zwischen 1250 und 1750 cm-1, welcher durch das Grundöl des Schmierstoffs (Ester- oder Etheröl) erzeugt wird (siehe Bild 6). Aus Wissenschaft und Forschung 47 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0023 Bild 5: Messung der dynamischen Viskosität der einzelnen Schmierstoffe vor und nach den Wälzversuchen Bild 6: FTiR-Spektrum des Getriebeöls vor und nach dem Wälzversuch. im Bereich zwischen 1500 und 1750 Wellenzahlen lässt sich ein zusätzlicher oxidationspeak im getesteten Getriebeöl ausmachen y Element Konzentration (neu) [mg/ kg] Konzentration (gelaufen) [mg/ kg] Fe 0 430 Cr 0 59 Na 1269 1267 Ca 3265 3326 B 619 609 Zn 1540 1588 P 1384 1358 S 8182 7458 Tabelle 2: iCP oES analyse des Getriebeöls vor und nach dem Wälzversuch y y TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 47 Die Ergebnisse einer lichtmikroskopischen Untersuchung nach einem Versuch mit dem Getriebeöl sind in Bild 7 gezeigt. Unterhalb der Oberfläche der Zylinderrollen haben sich WEC-Rissnetzwerke gebildet. Eine solche Netzwerkbildung konnte innerhalb dieser Versuchsreihe nur im Versuch mit dem Getriebeöl beobachtet werden und ist mit einer starken Erhöhung der Wasserstoffkonzentration der Wälzlager verbunden. Daraus lässt sich schließen, dass die Entstehung von WECs ein wasserstoffinduzierter Effekt ist. Das Diagramm in Bild 7 zeigt die Verteilung der Rissnetzwerke unterhalb der Lageroberfläche. FEM Simulation Finite Elemente (FE)-Simulationen ermöglichen es, anhand des Belastungskollektivs Spannungen in den Bauteilen zu berechnen. Ein dreidimensionales FE-Modell zur Berechnung der Spannungen im Langer wurde mit in der kommerziellen Software Abaqus entwickelt. Die Geometrie wurde vereinfacht und besteht aus vier Wälzkörpern, welche durch den Käfig miteinander verbunden sind. Ein feines Netz mit einer Elementgröße von 250 × 85 × 85 [µm 3 ] wurde zur Vernetzung der Geometrie im Kontaktbereich verwendet. Das Wälzlager besteht aus 100Cr6 Stahl mit einem Elastizitätsmodul von E = 212,0 GPa und einer Possionzahl von ν = 0,29. Für den Käfig wurde Polyamid 66 mit einem Elastizitätsmodul von E=3,95 GPa und einer Possionzahl von ν = 0,39 verwendet. Die mit FE berechneten Spannungen zeigten eine maximale Vergleichsspannung von ca. 1,4 GPa an den Kanten und einen Wert von ca. 1,0 GPa unterhalb der Wälzkörperoberfläche, siehe Bild 8. Beim Walzkontakt Aus Wissenschaft und Forschung 48 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0023 Dieser Oxidpeak des Grundöls überdeckt mögliche weitere Oxidationspeaks infolge einer Schmierstoffoxidation. Dennoch wurde mit zunehmender Versuchsdauer eine Verringerung der Viskosität erhalten, die wiederum auf eine Degradationsreaktion hindeutet. Die Elementanalyse der Schmierstoffe mittels ICP OES ermöglicht die Messung von Konzentrationen von Verschleißpartikeln im Schmierstoff. Weiterhin können die Schmierstoffe hinsichtlich ihrer Additivierung untersucht werden (siehe Tabelle 2). Hierbei können die Konzentrationen von Additiven vor und nach dem Versuch erfasst werden. Diese stehen zum Teil im Verdacht, ursächlich für die Freisetzung von Wasserstoff im Wälzkontakt zu sein [16]. Grundöle haben demgegenüber lediglich die Möglichkeit, über Oxidations- und Fragmentierungsreaktionen Wasserstoff an das Tribosystem abzugeben. Schadensanalyse Schadensanalysen nach den Versuchen wurden durchgeführt, um die entstanden Schädigungen zu beurteilen. Hierbei sind wasserstoffinduzierte Schädigungen wie WEC / WEA oder auch das Abblättern der Oberfläche („brittle flaking“) von besonderem Interesse. Die Rissbildung unterhalb der Wälzkontaktfläche wurde in sequenziellen Querschliffen untersucht. Hierzu wurden Querschliffe der Zylinderrollen in einem regelmäßigen Abstand von der Außenkante angefertigt. Die Schliffflächen wurden mit Pikral geätzt. So können ehemalige Austenitkorngrenzen sichtbar gemacht und der Rissverlauf nach trans- und interkristallin besser beurteilt werden. Das Ätzen der Oberfläche verbessert auch die Erkennbarkeit von white etching area (WEA) in einem WEC-Netzwerk. Bild 7: Sequenzielle Querschliffanalyse einer Zylinderrolle aus einem Wälzversuch mit Getriebeöl. a) Darstellung der Tiefe der auftretenden Rissnetzwerke unterhalb der Wälzkontaktfläche für die einzelnen Schliffebenen. b) WEC Rissnetzwerk in einem Querschliff einer Zylinderrolle (a) (b) TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 48 entsteht eine asymmetrische Zugspannungsverteilung mit einer an der Oberfläche auftretenden Spannung von ca. 150 MPa, etwa 500 -750 µm vom Körperrand entfernt. Die Zugspannungen unterhalb der Wälzkörperoberfläche liegen im Bereich von 50 - 60 MPa. Schlupf entsteht durch Relativbewegung zwischen Rolle und Laufbahn. Die Zugspannungen im Wälzkontakt werden durch Reibung und Schlupf zwischen Wälzkörper und Lagerringen beeinflusst, was ihre asymmetrische Verteilung erklärt. Die Bereiche der höchsten von Mises-Vergleichsspannungen unterhalb der Oberfläche stimmen mit dem von WEA betroffenen Bereichen überein. Fazit Die vorgestellte Methode bietet die Möglichkeit, unterschiedliche Schmierstoffe hinsichtlich ihrer Affinität zur Bildung von wasserstoffinduzierten Schädigungen zu charakterisieren. Die Kombination verschiedener Analysen hinsichtlich Schmierstoffdegradation, Mikrostrukturänderung und Wasserstoffgehalt der Lager infolge der Versuchsbelastung ergibt eine gute Beurteilungsgrundlage der Risiken einzelner Schmierstoffe zur Schadensbildung. Die Analysen der Versuche und der anschließenden Wasserstoffanalysen sowie der Schadensanalysen ergaben, dass die Bildung der WEC-Rissnetzwerke durch Wasserstoff stark beeinflusst wird. Der Wasserstoff wird hierbei aus dem Schmierstoff freigesetzt und lagert sich anschließend im Stahlgefüge an. Mittels FE Simulationen können die Belastungen und die Kontaktsituation besser beurteilt werden. Diese helfen, Korrelationen zwischen entstandenen Schädigungen und den Kontaktbelastungen zu finden. Eine Erweiterung der Simulation hinsichtlich Wasserstoffdiffusionsmodellierung soll zusätzliche Erklärungen für die Bildung von WEC-Rissnetzwerken liefern. Die Verbesserung der Modellierung der zugrundeliegenden Vorgänge in Kombination mit entsprechenden Werkstoffdaten kann langfristig zu einer besseren Vorhersagefähigkeit der Lebensdauer von Wälzlagern führen. Literatur [1] F. Sadeghi, B. Jalalahmadi, T. Slack, N. Raje and N. Arakere, „A Review of Rolling Contact Fatigue,“ Journal of Tribology, no. 131, 2009. [2] K. Stadler, J. Lai and R. H. 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Richardson, M. H. Evans, L. Wang, R. J. K. Wood, M. Ingram and B. Meuth, „The evolution of white etching cracks (wecs) in rolling contact fatigue-tested 100cr6 steel,“ Tribology Letters, vol. 66, 2017. [8] P. A. Bertrand, „Low-Energy-Electron-Stimulated Degradation of a Multiply Alkylated Cyclopentane Oil and Implications for Space Bearings,“ Tribology Letters, 2010. [9] P. Bertrand, „Chemical Degradation of a Multiply Alkylated Cyclopentane (MAC) Oil During Wear: Implications Aus Wissenschaft und Forschung 49 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0023 Bild 8: Spannungsverteilung auf der Wälzkörperoberfläche (a) von Mises Vergleichsspannung, (b) maximale Hauptspannung (a) (b) TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 49 [13] K. Tamada and H. Tanaka, „Occurrence of brittle flaking on bearings used for automotive electrical instruments and auxiliary devices,“ Wear, Bd. 199, pp. 245-252, 1996. [14] R. Lu, S. Mori, T. Kubo and H. 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Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0024 Makroskopische Reibwertsteuerung durch elektrochemische Potentiale mit ionischen Flüssigkeiten Felix Gatti, Tobias Amann, Andreas Kailer, Johannes Abicht, Peter Rabenecker, Norman Baltes, Jürgen Rühe* One of the greatest challenges in tribology is the targeted control of friction between two friction partners. By the targeted use of lubricants with different viscosities or modified additive compositions, the adjustment to a certain friction contact can be optimized as long as the Kurzfassung Abstract * Felix Gatti Dr. Tobias Amann orcid-iD: https: / / orcid.org/ 0000-0002-3683-0183 Dr. Andreas Kailer Fraunhofer-Institut für Werkstoffmechanik IWM, 79108 Freiburg Johannes Abicht Fraunhofer-Institut für Werkzeugmaschinen und Umformtechnik IWU, 01187 Dresden den leitfähige, toxikologisch unbedenkliche IL-Mischungen auf Basis von langkettigem Phosphonium eingesetzt, die eine Mischbarkeit mit Öl garantieren. Die Steuerbarkeit des Reibniveaus konnte sowohl während des Experiments nach einer Einlaufphase als auch über die gesamte Dauer eines kombinierten Versuchs, die Messung der Haftreibung, der Gleitreibung und von Stribeck-Kurven beinhaltet, nachgewiesen werden. Zusätzlich wurde durch Oberflächenanalytik (Röntgenphotoelektronenspektroskopie, XPS) der Einfluss der Potentiale auf die Beschaffenheit der tribologisch belasteten Metalloberfläche untersucht und diskutiert. Im Zuge der Weiterentwicklung könnte eine direkte Kopplung des Reibungskoeffizienten an das elektrochemische Potential genutzt werden, um das tribologische System an veränderte Umgebungsbedingungen oder Lastkollektive anzupassen. Schlüsselwörter Mischungen ionischer Flüssigkeiten, elektrisches Potential, Oberflächenpolarisation, schaltbare Reibung application parameters are constant. If the parameters change in the course of the life cycle, the only way to react to the constantly changing parameters is to replace the lubricant. By using ionic liquids (ILs) as surface active lubricants in combination with an externally Peter Rabenecker Dr. Norman Baltes Fraunhofer-Institut für Chemische Technologie ICT, 76327 Pfinztal Prof. Dr. Jürgen Rühe Institut für Mikrosystemtechnik IMTEK, Universität Freiburg, 79110 Freiburg Eine der größten Herausforderungen in der Tribologie ist die gezielte Kontrolle der Reibung zwischen zwei Reibpartnern. Durch den systematischen Einsatz von Schmierstoffen mit unterschiedlicher Viskosität oder veränderter Additivzusammensetzung kann die Abstimmung auf einen bestimmten Reibkontakt optimiert werden, solange die Anwendungsparameter konstant sind. Ändern sich die Parameter im Verlauf des Lebenszyklus, kann nur durch den Austausch des Schmierstoffs auf die ständig wechselnden Parameter reagiert werden. Unter Verwendung von ionischen Flüssigkeiten (ILs) als oberflächenaktives Schmiermittel in Kombination mit einer extern angelegten Spannung zwischen den Reibpartnern kann die Reibung insitu kontrolliert und gesteuert werden. Durch das Anlegen einer externen Spannung wird eine Oberflächenpolarisation der Reibpartner induziert, die je nach Polarisation eine Anlagerung der Anionen oder Kationen im Reibspalt verursacht. Dies beeinflusst die Reibung so stark, dass eine makroskopisch veränderbare Reibung erzielt wird. In dieser Arbeit wurde mit Hilfe von tribologischen Untersuchungen (Kugel-3-Stifte-Geometrie) die Beeinflussung von Reibung und Verschleiß mittels externer elektrischer Potentiale nachgewiesen. Dabei wur- TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 51 schen Reibkontakten nahezu unerforscht. Zur Aufklärung der makroskopischen Effekte wurde in eigenen Vorarbeiten das tribologische Verhalten von ILs unter dem Einfluss von elektrochemischen Potentialen untersucht.[10,11] Dabei wurden nicht nur Mischungen mit mineralölbasierten Schmierstoffen analysiert, sondern auch wasserbasierte Mischungen im Kontakt mit Keramik- und Stahloberflächen charakterisiert.[12,13] Je nach Geometrie und Probenpaarung wurden die elektrochemischen Potentiale extern oder galvanisch induziert.[14,15] Im Rahmen dieser Arbeit wurde das Reibverhalten von zwei ILs in variierender Zusammensetzung in Abhängigkeit von externen elektrischen Potentialen untersucht. Darüber hinaus wurden die verwendeten ILs elektrochemisch charakterisiert, um die Korrosionsbeständigkeit und die Stabilität der ILs in einem bestimmten Potentialfenster zu garantieren. Dazu wurde ein Modellversuch entwickelt, der eine 3-Elektrodenanordnung während eines tribologischen Experiments ermöglicht. Die Analyse der Stahloberflächen wurde durchgeführt, um die Mechanismen, die während des Experiments für eine Erhöhung oder eine Erniedrigung des Reibwerts führen, zu analysieren. Als Ziel dieser Arbeit wurde die Steuerung der makroskaligen Reib- und Verschleißeigenschaften durch den Einsatz von oberflächenaktiven ionischen Flüssigkeiten (ILs) unter Einfluss elektrischer Potentiale definiert. Materialien und Methoden Das makroskopische Reibverhalten der ionischen Flüssigkeiten (ILs) wurde mit einem Kugel-auf-3-Stifte-Tribometer (Anton Paar, MCR501) untersucht. Als obere rotierende Probe wurde eine Stahlkugel (100Cr6 Grade 28, DIN5401, Durchmesser: 12,5 mm, 60-66 HRC, 740- Aus der Praxis für die Praxis 52 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Einleitung Da ein großer Teil der Energie durch Reibung verloren geht, ist die Reibungsreduzierung heute eines der wichtigsten technischen Ziele zur Verbesserung der Energieeffizienz von Anlagen, Autos und Maschinen.[1] Stand der Technik ist der Einsatz von Spezialschmierstoffen auf Mineralölbasis, die an die jeweiligen Anforderungen angepasst sind. Allein in Deutschland werden pro Jahr ca. 1.000.000 Tonnen Schmierstoffe umgesetzt.[2] Ein industrieller Ansatz zur Reduzierung von Reibung und Verschleiß in technischen Anwendungen ist der Einsatz von Schmierstoffen mit speziellen Additiven wie Reibungsmodifikatoren und Verschleißschutzadditiven. Im Hinblick auf die Verbesserung von Energieeffizienz, Korrosionsbeständigkeit, Umweltverträglichkeit und Verschleiß sind die Potentiale dieser Standardschmierstoffe (Mineralöle, synthetische Öle) jedoch begrenzt. In Rahmen der tribologischen Optimierung wurden die elektrochemische Beeinflussung der Reibung bis hin zur Kontrolle der Reibung, die adaptive Reibungsänderung und die Superschmierfähigkeit als die größten Herausforderungen in der Tribologie identifiziert.[3-5] Die Erzielung einer kontrollierbaren Schmierung, bei der Reibung auftritt oder bei Bedarf nahezu verschwindet, hat das Potential, die Leistung tribologischer Systeme deutlich zu verbessern („Green Tribology“).[6] Aktuell werden in der Forschung verschiedene Additive zur Reibwertoptimierung diskutiert. Ionische Flüssigkeiten (ionic liquids: ILs) wurden dabei als eine neue Klasse von Schmierstoffen mit spezifischen Eigenschaften aufgrund ihrer Ionenleitfähigkeit in Abhängigkeit von ihrer chemischen Struktur identifiziert.[7,8] Auf der Nanoskala wurde durch die Verwendung von ILs bereits eine reversible Schaltbarkeit des Reibwerts nachgewiesen.[9] Im Gegensatz zur Nanoskala sind die Mechanismen zur Reibwertsteuerung in makroskopi- DOI 10.30419/ TuS-2019-0024 applied voltage between the friction partners, the friction can be controlled and regulated in-situ. By applying an external voltage, a surface polarization of the friction partners is induced which, depending on the polarization, causes an accumulation of anions or cations in the friction gap. This influences the friction so strongly that a macroscopically variable friction is achieved. In this work, tribological investigations (ball on 3 pin geometry) were used to demonstrate the influence of external electrical potentials on friction and wear. Conductive, toxicologically harmless IL mixtures based on long-chain phosphonium were used, which guarantee miscibility with oil. The controllability of the friction level could be demonstrated both during the experiment after a running-in phase and over the entire duration of a combined experiment which included measurement of static friction, sliding friction and stribeck curves. In addition, surface analysis (X-ray photoelectron spectroscopy, XPS) was used to investigate and discuss the influence of the potentials on the properties of the tribologically loaded metal surface. In the course of further development, a direct coupling of the coefficient of friction to the electrochemical potential could be used to adapt the tribological system to changing environmental conditions or load collectives. Keywords Ionic liquid mixtures, electrical potential, surface polarization, switchable friction. TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 52 900 HV10, R z = 0,57 ± 0,12 µm) verwendet. Als Halterung für die stationären Stifte wurde eine in Eigenbau gefertigte elektrisch isolierte Messzelle aus PEEK verwendet (Bild 1). Die drei Stifte (100Cr6, 750-850 HV10, R z = 2,73 ± 0,56 µm) sind als Arbeitselektrode (AE) geschaltet. Die Kontaktfläche der Stifte mit der IL beträgt insgesamt 84,8 mm 2 . Als Gegenelektrode (GE) wurde ein Platindraht (60 mm 2 ) und als Referenz (RE) eine Ag/ AgCl-Elektrode verwendet. Das elektrochemische Potential wurde über einen Potentiostat (Wenking LPG03-50) galvanostatisch induziert. Es wurden die ILs Trihexyltetradecylphosphonium bis(trifluormethyl-sulfonyl)imid [P66614][BTA] (B, IN-0021, Iolitec) und Trihexyltetradecylphosphonium bis (2-ethylhexyl)phosphat [P66614][DEHP] (D, CS- 0957, Iolitec) verwendet. Um einen größeren Schalteffekt zu erzielen, wurden diese beiden ILs nicht in reiner Form eingesetzt, sondern in variierenden Mischungsverhältnissen. Dabei wurden drei unterschiedliche Massenverhältnisse (D2: B1, D1: B1, D1: B2) gemischt und als Zwischenstoff verwendet. Auch für die elektrochemische Grundcharakterisierung der beiden ionischen Flüssigkeiten wurde dieser Aufbau verwendet. Dabei wurde mit einer Cyclovoltammetrie (CV, Spannungsbereich: ±10 V vs.Ag/ AgCl, Abtastrate: 0,1 V/ s, 10 Zyklen) die elektrochemische Stabilität und mit einer Stromspannungskurve (LSV, ±1 V vs. Ag/ AgCl, Abtastrate: 0,1 mV/ s) die Korrosionseigenschaften der ILs in Kombination mit den 100Cr6 Stiften untersucht. Für diese Untersuchungen wurde der Parstaat 4000 (Firma Ametek) verwendet. Erste tribologische Versuche wurden bei 50 N (initial 620 MPa), 100 rpm (0,045 m/ s) und Raumtemperatur durchgeführt. Nach einer Einlaufzeit von zwei Stunden wurde für 30 Minuten ein anodisches (+300 µA vs. Ag/ AgCl) bzw. ein kathodisches (-300 µA vs. Ag/ AgCl) Potential eingestellt. Nach der elektrochemischen Belastung wurde das elektrische Potential abgestellt und das System für weitere 1,25 h beobachtet. Zusätzlich wurde das Experiment ohne elektrisches Potential (Ruhepotential, OCP) mit gleicher Laufzeit durchgeführt, um Einflüsse auf das Verschleißverhalten der Proben zu untersuchen. Des Weiteren wurde in einem kombinierten Versuch Haft- und Gleitreibungseigenschaften untersucht sowie Stribeck-Kurven aufgezeichnet („Multi-Versuch“). Dieses Experiment besteht aus fünf Abschnitten (A1-A5). Im ersten Abschnitt wird fünf Mal bei 50 N (620 MPa) das Drehmoment so lange erhöht, bis die Kugel losbricht und damit die Haftreibung überwindet. Im zweiten Abschnitt rotiert die Kugel mit 50 N und 100 rpm (0,045 m/ s) für eine Dauer von einer Stunde. Danach werden die ersten beiden Abschnitte in gleicher Reihenfolge wiederholt. Abschließend erfolgt bei gleicher Normalkraft die Aufzeichnung der fünf Stribeck-Kurven. Dabei wird eine Geschwindigkeitsrampe von 0,1 - 3300 rpm (4,7·10 -5 - 1,55 m/ s) ausgeführt. Diese „Multi-Versuche“ wurden sowohl unter anodischem (+300 µA vs. Ag/ AgCl), kathodischem (-300 µA vs. Ag/ AgCl) als auch unter Ruhepotential bei Raumtemperatur durchgeführt. Es wurde bei den „Multi-Versuchen“ die Mischung D1: B2 verwendet. Um die Einflüsse des elektrischen Potentials auf die Zusammensetzung der Verschleißfläche zu untersuchen, wurden XPS-Messungen von den Proben der „Multi-Versuche“ durchgeführt. Ergebnisse und Diskussion Die elektrochemische Charakterisierung der ILs wurde in einem 3-Elektrodenaufbau (Bild 1) durchgeführt. In Bild 2 sind die Cyclovoltammogramme der beiden ILs dargestellt. Die Grafiken zeigen innerhalb des angelegten Spannungsfensters von ±10 V vs. Ag/ AgCl keine Stromspitzen, die auf eine Zersetzung oder irreversible Reaktionen der ILs mit dem Metall hinweisen würden. Da dieses Potentialfenster in keinem der tribologischen Versuche überschritten wurde, kann davon ausgegangen werden, dass die ILs weder zersetzt wurden noch korrosiv auf das Metall eingewirkt haben.Wichtige Kennwerte der ILs wurden durch Messung der Stromspannungskurve und durch rheologische Untersuchungen bestimmt (Tabelle 1). Das Korrosionspotential (E korr) und die Korrosionsstromdichte (I korr ) der deutlich weniger elektrisch leitfähigen IL [P66614][DEHP] weisen geringere Werte auf als [P66614][BTA]. Die berechnete Korrosionsrate von [P66614][DEHP] beträgt 1,4E-4 mm/ Jahr und ist damit deutlich geringer als die von [P66614][BTA] mit 2,7E-3 mm/ Jahr. Die niedrige elektrische Leitfähigkeit Aus der Praxis für die Praxis 53 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0024 Bild 1: Schematische (links) und reale (rechts) Darstellung der Tribomesszelle TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 53 anderen Mischungen eine geringere Reibwerterhöhung auf. Im Gegensatz dazu sinkt der Reibwert durch eine kathodische Polarisierung (rote Linie) bei allen Mischungen sofort nach Potentialbeaufschlagung. In diesem Fall weist die Mischung (D1: B1) mit 9 % die größte Reibwertreduktion auf. Die beiden anderen Mischungen zeigen mit 5 % (D2: B1) und 4 % (D1: B2) eine geringere Reduktion des Reibwerts. Nach der Polarisation der Reibpartner nähern sich die Reibwerte der Mischungen D2: B1 und D1: B2 wieder dem Zustand vor der Polarisierung an. Bei der Mischung D1: B1 ist dies nur nach der kathodischen Polarisierung der Fall. Die Ergebnisse deuten darauf hin, dass sich für eine Erhöhung des Reibwerts bei anodischer Polarisierung ein Überschuss an [P66614][BTA] positiv auswirkt. Im Gegensatz dazu kann eine stärker ausgeprägte Reibwerterniedrigung bei kathodischer Polarisierung mit einem Gleichgewicht der beiden ionischen Flüssigkeiten erreicht werden. Die anodische Polarisierung der Proben erhöht nicht nur den Reibwert, sondern auch den Verschleiß gegenüber den unbelasteten Proben. Innerhalb der anodischen und kathodischen Polarisierung führt ein steigender Anteil an [P66614][BTA] zu einem größeren Verschleiß. Es wird vermutet, dass die Polarisierung der Oberfläche eine Konzentrationserhöhung der Ionen im oberflächennahen Kontakt induziert. Dieser Mechanismus könnte zur Bildung eines Tribolayers führen. In Abhängigkeit des molaren Volumens, Coulomb Wechselwirkung, Dissoziationsenergie der einzelnen Ionen und der Packungsdichte kann dieser Tribolayer die Reibung beeinflussen. Aus der Praxis für die Praxis 54 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 von [P66614][DEHP] resultiert aus der höheren Viskosität und der geringen Beweglichkeit der Ionen als Ladungsträger. Im Anschluss an die elektrochemische Charakterisierung wurden die tribologischen Untersuchungen mit demselben 3-Elektrodenaufbau durchgeführt. Als Schmiermittel wurden dabei Mischungen der beiden ILs in unterschiedlichen Zusammensetzungen verwendet, da der Einfluss eines externen elektrischen Potentials auf den Reibkoeffizienten bei den verwendeten Mischungen deutlich größer waren als bei den reinen ILs. Um die Schalteffekte zu quantifizieren, wurden tribologische Experimente durchgeführt. Dazu wurde das tribologische System nach einer Einlaufzeit von zwei Stunden mit unterschiedlichen elektrischen Potentialen für eine halbe Stunde belastet. Danach wurde das System weitere 1,25 h ohne Potential beobachtet. Zusätzlich wurde der Versuch bei gleichen Parametern und gleicher Versuchsdauer ohne elektrische Beeinflussung durchgeführt. In Bild 3 sind die Reibwertverläufe und der daraus resultierende Verschleiß bei Schmierung mit den unterschiedlichen IL-Mischungen dargestellt. Während der Einlaufphase ohne extern angelegtes Potential sinkt der Reibkoeffizient bei allen Mischungen. Das Anlegen eines anodischen Stroms (schwarze Linie) führt zu einer sofortigen Erhöhung des Reibungskoeffizienten bei den verwendeten Mischungen. Bei Mischung D1: B2 (Bild 3 c) steigt der Reibwert mit 27 % im Vergleich zum Reibwert nach der Einlaufphase am stärksten an. Mit 19 % (D1: B1) und 5 % (D2: B1) weisen die beiden DOI 10.30419/ TuS-2019-0024 Bild 2: Cyclovoltammetrie innerhalb eines Spannungsfensters von ±10 V vs. ag/ agCl von [P66614][DEHP] (links) und von [P66614][BTa] mit einer abtastrate von 0,1 V/ s IL E korr[a] (mV vs. Ag/ AgCl) I korr[a] (A/ cm 2 ) el. Leitfähigkeit [b] (mS/ cm) Viskosität [c] (mPa·s) Molekulargewicht (g/ mol) D -149,1 1,24E-8 0,002 1160 805,3 Tabelle 1: kenndaten der beiden reinen iLs B -13,6 2,38E-7 6,63 310 391,31 [a] Stromspannungskurve, Abtastrate: 0,1 mV/ s, [b] bei 25°C, [c] bei 25°C, Scherrate 50 s -1 TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 54 Anschließend wurde mit der Mischung D1: B2, die den größten Schalteffekt aufwies, „Multi-Versuche“ durchgeführt, die sich aus fünf Abschnitten zusammensetzen. Die ersten vier Teile charakterisieren die Haft-und Gleitreibungseigenschaften. Im fünften Abschnitt werden Stribeck-Kurven aufgenommen. In Bild 4 sind die Ergebnisse der „Multi-Versuche“ bei anodischem (schwarz), kathodischem (rot) und Ruhepotential (grün) zu sehen. Die Haftreibungsversuche (Bild 4 a) aus Abschnitt eins (A1) und drei (A3) sind in einem Balkendiagramm zusammengefasst. Die gezeigten Werte mit ihren Fehlerbalken stellen die Mittelwerte aus den fünf durchgeführten Versuchen pro Abschnitt dar. Die Haftreibung bei anodischer Belastung zeigt den größten Wert. Deutlich zu sehen ist auch, dass bei anodischer Belastung keine Veränderung von A1 zu A3 auftritt. Aufgrund der positiven Polarisierung deutet dies auf eine Layer aus Anionen hin, die durch den Gleitreibungsabschnitt A2 nicht zerstört oder immer wieder neu gebildet wird. Die Haftreibung der kathodischen Polarisation zeigt in A1 den niedrigsten Wert und in A3 einen dem Ruhepotential ähnlichen Wert. Auch dieser Wert ändert sich durch A2 unwesentlich. Lediglich die Schwankung innerhalb von A3 nimmt zu. Die Werte ohne externe Belastung zeigen das eindeutige Phänomen des Einlaufens. A1 zeigt deutlich höhere Haftreibungswerte als A3 nach dem ersten Gleitreibungsabschnitt. Die Gleitreibungsabschnitte A2 und A4 sind zu einem Diagramm zusammengefasst worden (Bild 4 b). Auch hier wird durch die anodische Polarisierung der höchste Reibwert erzielt. Die kathodische Polarisation erreicht trotz anfangs größten Reibkoeffizienten zum Ende der beiden Abschnitte den geringsten Wert. Durch die negative Polarisation der beiden Reibpartner werden vermutlich die Kationen in den Reibspalt gedrängt, die aufgrund der ölartigen langen Alkylseitenketten für eine gute Schmierung sorgen. Ein ähnlicher Mechanismus wurde bereits von Kawada et al. berichtet.[16] Am Ende dieser beiden Abschnitte wird durch eine anodische Polarisation eine Reibwerterhöhung um 12 % gegenüber dem unpolarisierten Zustand erreicht. Die Reibwertminderung durch kathodische Polarisation beträgt sogar 20 %. Die fünf aufgenommenen Stribeck-Kurven eines jeden Potentials werden in Bild 4 durch eine gemittelte Kurve repräsentiert (Bild 4 c). Die Fehlerbalken wurden zur Übersichtlichkeit aus der Grafik entfernt. Die Stribeck- Kurven zeigen deutlich, dass die Unterschiede einer unterschiedlichen Polarisation besonders im Regime der Mischreibung auftreten. Die Effekte können auch in der Grenzreibung beobachtet werden, jedoch sind die Schwankungen in diesem Bereich so groß und den Eigenschaften des Metalls (Festkörperreibung) zuzu- Aus der Praxis für die Praxis 55 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0024 Bild 3: Reibwertverlauf der unterschiedlichen Mischungsverhältnisse von [P66614][DEHP] zu [P66614][BTa] bei den Versuchsparametern: 50 N (initial 620 MPa), 100 rpm (0,045 m/ s) und Raumtemperatur: a) D2: B1; b) D1: B1; c) D1: B2; d) Verschleißvolumen auf den Stiften. Nach einer Einlaufzeit von 2h wurde für 30 Minuten ein anodisches (schwarze Linie) oder kathodisches (rote Linie) Potential eingestellt. Für alle Mischungen wurde ein Versuch über die gesamte Versuchsdauer bei Ruhepotential (oCP) (grüne Linie) durchgeführt TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 55 Aus der Praxis für die Praxis 56 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0024 Bild 4: Ergebnisse der „Multi-Versuche“ aller fünf abschnitte a1-a5 aufgeteilt in a) Haftreibung, durchgeführt in a1 und a3 (50 N), sowie b) Gleitreibung durchgeführt in a2 und a4 (50 N, 100 rpm, 0,045 m/ s, 1 h) und c) Stribeck-kurven (50 N, 0,1 - 3300 rpm, (4,7·10-5 - 1,55 m/ s) durchgeführt in a5. d) zeigt das Verschleißvolumen auf den Stiften Bild 5: XPS-Messungen der gereinigten Stahlstifte in der Reibspur nach den „Multi-Versuchen“ mit a) anodischer, b) kathodischer Polarisation und c) bei Ruhepotential TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 56 schreiben, dass eine eindeutige Bestimmung nicht möglich ist. Beim Übergang zur Mischreibung (~ 0,0017 m/ s) weisen alle drei polarisierten Zustände in etwa den gleichen Reibwert auf. Bis hin zum Übergang zur Flüssigkeitsreibung (1,55 m/ s) bestätigt diese Messung die bereits gezeigten Ergebnisse. Eine anodische Polarisierung erhöht den Reibwert gegenüber dem unpolarisierten Zustand, und eine kathodische Polarisierung senkt den Reibwert. Innerhalb der Mischreibung treten sowohl Festkörperreibung als auch Flüssigkeitsreibung auf. Da der Reibspalt sehr klein und damit der Flüssigkeitsfilm in diesen Bereichen sehr dünn ist, können bereits kleine Veränderungen zwischen Metalloberfläche und Schmiermittel zu einem makroskopischen Effekt in der Reibung führen. Der Verschleiß der Proben zeigt die gleichen Trends wie die ersten tribologischen Untersuchungen. Beide Polarisierungen führen zu einem erhöhten Verschleiß gegenüber den unpolarisierten Proben. Abschließend wurden die gereinigten Proben des „Multi-Versuchs“ mit XPS untersucht. In Bild 5 sind die Ergebnisse der XPS-Messungen der drei unterschiedlich polarisierten Proben dargestellt. Deutliche Unterschiede sind im Eisensignal zu erkennen. Durch ein anodisches Potential werden dem Material Elektronen entzogen, und der Anteil an oxidiertem Material nimmt zu. Aufgrund der ständigen Oxidation des Materials kann auch der hohe Verschleiß dieser Proben erklärt werden. Gerade umgekehrt verhält es sich im Spektrum der kathodischen Probe: Durch die vorhandenen Elektronen wird eine Oxidation des Eisens verhindert, und die Oberfläche besteht daher fast ausschließlich aus elementarem Eisen. Bei allen drei Proben ist deutlich zu erkennen, dass sich eine Schicht aus Phosphat bildet, die durch das in den ILs vorhandenen Phosphor-Anteile gebildet werden kann. In weiteren Untersuchungen muss mit XPS- Messungen von Proben, die nach dem Versuch nicht gereinigt werden, geklärt werden, ob die Theorie der Layerbildung von Anionen und Kationen bestätigt werden kann. Zusammenfassung In Abhängigkeit der Polarisierung einer Stahlprobe lassen sich der makroskopische Reibwert und der Verschleiß in Kombination mit einer Mischung aus elektrisch leitfähigen ionischen Flüssigkeiten beeinflussen. Eine anodische Polarisierung hat bei der Auswahl des richtigen Schmierstoffs eine Erhöhung des Reibwerts um mehr als 25 % zur Folge. Durch eine kathodische Polarisierung konnte der Reibwert eines Tribosystems um nahezu 10 % gesenkt werden. In weiteren tribologischen Untersuchungen konnten diese Ergebnisse sowohl für die Haftreibung als auch für die Gleitreibung bestätigt werden. Durch XPS-Messungen konnte gezeigt werden, dass bei anodischem Potential die Probe mehr oxidiert wird als im unpolarisierten Zustand, wodurch auch der Verschleiß erhöht wird. Für die Aufklärung der Reibmechanismen müssen weitere Untersuchungen mit Hilfe der XPS-Methode durchgeführt werden. Diese Untersuchungen bilden die Grundlage für weitere Entwicklungsarbeiten zur reversiblen Steuerung der Reibung. Danksagung Die Autoren bedanken sich für die finanzielle Unterstützung durch das Fraunhofer-Forschungscluster Programmierbare Materialien. Literatur [1] K. Holmberg, A. Erdemir, Friction 2017, 5, 263. [2] https: / / de.statista.com/ statistik/ daten/ studie/ 1004/ umfrage/ entwicklung-des-oelverbrauchs-in-deutschland/ (Ed.). [3] O. Y. Fajardo, F. Bresme, A. A. Kornyshev, M. Urbakh, Scientific reports 2015, 5, 7698 EP. [4] H. Zhao, Q. Sun, X. Deng, J. Cui, Earthworm-Inspired Rough Polymer Coatings with Self-Replenishing Lubrication for Adaptive Friction-Reduction and Antifouling Surfaces, 30 2018. [5] O. Hod, E. Meyer, Q. Zheng, M. Urbakh, Nature 2018, 563, 485. [6] I. U. Vakarelski, S. C. Brown, Y. I. Rabinovich, B. M. Moudgil, Langmuir 2004, 20, 1724. [7] M. Armand, F. Endres, D. R. MacFarlane, H. Ohno, B. Scrosati, Nature materials 2009, 8, 621 EP. [8] C. Ye, W. Liu, Y. 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Bei der Prüfung dieser vergleichsweise niedrigen Viskositätsklassen, ohne Änderung des Grundöltyps oder der Additivierung, wurde beobachtet, dass häufig Prüflinge nicht durch Grauflecken, sondern vorzeitig durch Pitting ausfallen. Damit stellt sich insbesondere Aus der Praxis für die Praxis 58 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0025 Ausgangssituation Mit der Auswahl geeigneter Schmierstoffe kann die Tragfähigkeit von Verzahnungen hinsichtlich Fressen, Langsamlauf-Verschleiß und Zahnflankenermüdung positiv beeinflusst werden. Die zugehörigen Schmierstoff- Prüfverfahren zur Analyse des Schmierstoffeinflusses sind in der Literatur beschrieben [FVA 2/ 3, FVA 54/ 7, DGMK 377] bzw. genormt [ISO 14635]. Für die Zahnflankenermüdung durch Grauflecken wird bisher auf die in [FVA 54/ 7] beschriebene Methode zurückgegriffen. Historisch wurden überwiegend Industriegetriebeöle der häufigsten Viskositätsklasse ISO VG 320 im Graufleckentest am FZG-Prüfstand untersucht. Heu- Viskositätseinfluss auf Pitting- Frühausfälle im Graufleckentest Torben Fruth, Christian Seyfert, Tobias Schürmann, Matthias Marquart* Flankenformveränderungen durch Grauflecken sind ein wichtiger Schadensmechanismus in Zahnradgetrieben, so dass die Graufleckentragfähigkeit in die Getriebeauslegung einließt. Zur Charakterisierung des Schmierstoffeinflusses wird der FZG-Graufleckentest herangezogen. Bei Unterschreitung einer gewissen Nennviskosität im Dauertest dieser Prüfung ist mit einem vorzeitigen Ausfall durch Grübchen zu rechnen. Im Hinblick auf den aktuellen Normungsentwurf der DIN 3990-16 stellt sich die Frage, ob ein Graufleckentest bei Viskositätsklassen kleiner ISO VG 220 repräsentativ ist. Zugrundeliegende Effekte und Zusammenhänge werden im Beitrag aufgezeigt und veranschaulicht. Schlüsselwörter FZG, Grauflecken, DIN 3990-16, Pitting, Grübchenbildung, Viskosität, Tragfähigkeit Tooth profile deviation by micro-pitting is an important failure mechanism in gear boxes. Thus, the loadcarrying capacity of lubricants is part of gear box design. The impact of the applied lubricant is determined by the FZG micro-pitting test. If a certain nominal viscosity is not reached, premature failure due to pitting can be expected in the endurance part of this test. Looking at the current standardization attempt within draft DIN 3990-16, it is questionable whether this test is representative for fluids of viscosity class less than ISO VG 220. Underlying and correlating effects are shown and exemplified in the article. Keywords FZG, micro-pitting, DIN 3990-16, pitting, viscosity, load-carrying capacity Kurzfassung Abstract * Dr.-Ing. Torben Fruth orcid-iD: https: / / orcid.org/ Dr. rer. nat. Christian Seyfert orcid-iD: https: / / orcid.org/ Tobias Schürmann orcid-iD: https: / / orcid.org/ FUCHS Schmierstoffe GmbH, 68169 Mannheim Dr.-Ing. Matthias Marquart orcid-iD: https: / / orcid.org/ Inoviga GmbH, 68163 Mannheim Bild 1: Mittlere Profilformabweichung im Stufentest für vergleichbare Schmierstoffe unterschiedlicher Viskositätsklasse, * markiert den Wiederholungsversuch auf der Rückflanke TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 58 im Hinblick auf den aktuellen Normungsentwurf der [DIN 3990-16] die Frage, ob ein Graufleckentest bei diesen Viskositätsklassen repräsentativ ist. Der zugrundeliegende Effekt und relevante Zusammenhänge sollen in diesem Beitrag untersucht werden. Experimentelle Beobachtungen Die Klassifizierung eines Schmierstoffes im FZG-Graufleckentest, die sogenannte Grauflecken-Klasse (GF-Klasse), erfolgt im Rahmen eines Stufentests, dessen Wiederholung sowie eines Dauertests unter definierten Prüf- und Belastungsbedingungen. Ausschlaggebend für die Bewertung ist hierbei die durch Graufleckigkeit bedingte mittlere Profilformabweichung der Prüfverzahnung. Weiterhin umfassen die Prüfberichte Aussagen bzgl. der mittleren Graufleckenfläche sowie des Massenverlustes im Verlauf der Prüfung. Bild 1 zeigt die im Versuch ermittelte mittlere Profilformabweichung für die Kraftstufen 9 und 10 im Stufentest für PAO-basierte Schmieröle mit jeweils vergleichbarer Additivierung jedoch unterschiedlicher Viskositätsklassen. Die Auswertung des Stufentests ergibt für alle gezeigten Schmierstoffe eine Schadenskraftstufe (SKS) von 10 oder höher 10 ohne systematischen Einfluss der Nennviskosität. Die Analyse der mittleren Graufleckenfläche im Stufentest zeigt tendenziell erhöhte Werte im Bereich der niedrigeren Viskositätsklasse, erlaubt jedoch keine pauschalisierte Schlussfolgerung (Bild 2). Es wurde ein erhöhter Massenverlust im Stufentest bei niedrigerer Viskosität festgestellt (Bild 3), jedoch beeinflusst dies nicht die Klassifizierung in eine GF-Klasse. Bei der Durchführung der Dauertests ist auffällig, dass jeder der hier vorgestellten Prüfkandidaten der ISO VG 150 durch Pitting und damit einen für das Prüfverfahren sekundären Schadensmechanismus ausgefallen ist. Bild 4 zeigt die mittlere Profilformabweichung im Dauertest für die zugehörige Laststufe bzw. die zugehörige Prüfzeit (kummuliert für LS 10). Die Pitting-Ausfälle sind gesondert gekennzeichnet. Ein tendenzieller Zu- Aus der Praxis für die Praxis 59 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0025 Bild 2: Mittlere Graufleckenfläche im Stufentest für vergleichbare Schmierstoffe unterschiedlicher Viskositätsklasse Bild 3: Massenverlust im Stufentest für vergleichbare Schmierstoffe unterschiedlicher Viskositätsklasse Bild 4: Mittlere Profilformabweichung und Pitting im Grauflecken- Dauertest für vergleichbare Schmierstoffe unterschiedlicher Viskositätsklasse TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 59 Ritzels. Erkennbar ist, dass mit zunehmender Laststufe die Hertzsche Pressung erwartungsgemäß zunimmt (Bild 6). Im Bereich des Wälzpunktes (73,20 mm) ist diese am höchsten. Die Kontakttemperatur dagegen findet im Bereich des Wälzpunktes ihren geringsten Wert (Bild 7). Ursache hierfür ist, dass in diesem Bereich ein reines Abrollen stattfindet. Außerhalb gleiten die Kontaktpartner aufeinander ab. Dabei befinden sich die Tribopartner im Bereich der Mischreibung, erkennbar an der relativen Schmierfilmdicke (Bild 8), was aufgrund des Graufleckentests durchaus gewollt ist. In diesen Bereichen finden sich Festkörperkontakte, die sich in einer sog. Blitztemperatur äußern. Diese Blitztemperatur beeinflusst die Massentemperatur (MT) und addiert sich im Kontakt zu selbiger. Nachfolgend wurde der Einfluss der Viskosität auf die zuvor betrachteten Kontakt-Ergebnisgrößen untersucht. Die Viskositätsklasse hat keinen nennenswerten Einfluss auf die Pressungsverhältnisse in den Verzahnungskontakten, beeinflusst jedoch durchaus die resultierenden Kontakttemperaturen und relativen Schmierfilmhöhen (exemplarisch dargestellt für Laststufe 8 (171,6 Nm Verspannmoment am Ritzel) in Bild 9 und Bild 10. Aus der Praxis für die Praxis 60 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0025 sammenhang zwischen der mittleren Profilformabweichung und einem auftretenden Pitting-Schaden ist bei der alleinigen Auswertung der mittleren Profilformabweichung im Dauertest der Grauflecken-Prüfung nicht erkennbar. Berechnungen zum Systemverständnis Mittels der FVA-Workbench (FVA-Ritzelkorrekturprogramm RIKOR Version J 1.0.2) wurde ein Modell des Prüfgetriebes aus einem FZG-Verspannungsprüfstand aufgebaut um zunächst das generelle Systemverständnis zu festigen. In Bild 5 ist dieses Getriebe, bestehend aus Ritzel und Rad sowie vier Stützlagern, zu sehen. Das Gehäuse wird als ideal steif angenommen. Die berechneten Betriebspunkte setzen sich aus den Rahmenbedingungen der [DIN 3990-16] zusammen. Zunächst wurde bei gleichbleibender Viskositätsklasse ISO VG 320 die Laststufe (LS) nach [DIN 3990-16] variiert. Die Kurvenverläufe sind jeweils für die Zahnmitte ausgewertet und zeigen den Verlauf von Zahnfuß (ab ca. 67,66 mm) zu Zahnkopf (bis ca. 82,64 mm) des Bild 5: Nachbildung des FZG-Prüfgetriebes Bild 6: Einfluss der Laststufe auf die kontaktpressung Bild 8: Einfluss der Laststufe auf die relative Schmierfilmhöhe Bild 7: Einfluss der Laststufe auf die kontakttemperatur TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 60 Berechnung der Grauflecken- und Grübchentragfähigkeit Grundsätzlich gibt es für eine Berechnung der Graufleckentragfähigkeit Ansätze der Vorhersage, jedoch basieren diese Ansätze auf einer experimentell ermittelten Graufleckentragfähigkeit mittels FZG-Prüfstand. Im Einzelnen wird bei der Abschätzung auf Graufleckengefährdung eine örtliche relative Schmierfilmdicke λ GF = h min / R a mit R a = (R a1 + R a2 )/ 2 berechnet. Aus vorangestellten Tests ist dann λ GFP bekannt. Somit ist eine lokale Graufleckengefährdung für den Fall λ GF ≤ λ GFP gegeben. Dies bedeutet, dass für die Berechnung einer Graufleckengefährdung entsprechende FZG-Graufleckentests notwendig sind. Damit kann für ein neues Produkt keine Graufleckengefährdung vorab bewertet werden. Für die Grübchentragfähigkeit gibt es hingegen umfangreiche Berechnungsansätze, u. a. nach [DIN 3990- 2]. Hier wird die auftretende Flankenpressung unter Berücksichtigung einer nominellen Flankenpressung, ergänzt um Faktoren für die Lastverteilung (z. B. Breitenlast k Hβ ) sowie weiteren Faktoren wie dynamischen Zusatzkräften oder mehrerer Zähne im Eingriff, bestimmt. Weitere Faktoren erfassen den Schmierstoffeinfluss, werden dabei aber auf die limitierende Spannung multipliziert. Die nachfolgend aufgeführten Berechnungsergebnisse basieren auf der Berechnungsvorschrift nach [DIN 3990-2] Methode C. In dieser Methode wird vereinfachend angenommen, dass jedes Zahnradpaar ein elementares Massen- und Federsystem bildet. Der Einfluss anderer Stufen eines Getriebes wird in dieser Methode nicht berücksichtigt. Weiterhin wird ebenfalls vereinfachend angenommen, dass beide Räder aus einem Eisenwerkstoff bestehen und der Eingriffswinkel bei 20° liegt. Dies ist für einen FZG-Verspannungsprüfstand gegeben. Eine Tragfähigkeitsberechnung für Zahnräder orientiert sich im Allgemeinen an 50 Mio. Lastwechseln. Entsprechend sind auch die Werkstoffkennwerte bestimmt. Grundsätzlich berücksichtigt die Norm umfangreich verschiedenste Einflussgrößen. In der gesamten Auslegung wird der Schmierstoff in Form eines Sicherheitsfaktors ZL berücksichtigt, welcher abhängig vom Dauerfestigkeitswert für die Flankenpressung für unterschiedliche Nennviskositäten für Mineralöle (mit und ohne EP-Additive) empirisch ermittelt wurde und einen großen Streubereich aufweist. Bild 11 zeigt exemplarisch die für die nachfolgenden Berechnungen gewählte Abhängigkeit des Schmierstofffaktors Z L von der Nennviskosität (angelehnt an [DIN 3990-2]). Die Berechnung der Sicherheit gegen Grübchenbildung hängt unmittelbar vom Schmierstofffaktor Z L ab. In den nachfolgenden Abbildungen wurde der Einfluss der gewählten Viskositätsklasse auf die Berechnung der Sicherheit gegen Grübchenbildung in Abhängigkeit der gewählten Laststufe (Verspannmoment am Ritzel) der FZG-Prüfung untersucht. Aus der Praxis für die Praxis 61 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0025 Bild 10: Einfluss der Viskosität auf die relative Schmierfilmhöhe Bild 11: abhängigkeit des Schmierstofffaktors ZL von der Nennviskosität (nach [DiN 3990-2]) Bild 9: Einfluss der Viskosität auf die kontakttemperatur TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 61 am Wälzkreis für die Laststufe 10 sowie die kinematischen Viskositäten des FVA 3 - Öls bei diesen Temperaturen. Die Grauflecken-Prüfung nach [DIN 3990-16] Aus der Praxis für die Praxis 62 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0025 Im FZG-Graufleckentest findet die Dauerprüfung zunächst 80 h bei Laststufe 8 und anschließend maximal 400 h in Laststufe 10 statt. Bild 12 verdeutlicht, dass insbesondere bei vergleichsweise geringen Viskositäten die Sicherheit gegen Grüchenbildung unter den Wert 1 abfällt. Durch die erhöhten Belastungen am Ritzel ist die ermittelte Sicherheit für das Ritzel im Gegensatz zum Rad reduziert (Bild 13). Dies deckt sich mit der Erfahrung, dass erste Schadensbilder im betrachteten Prüfverfahren am Ritzel auftreten. Abschätzung des Versagensmechanismus bei Graufleckentests mit vergleichsweise geringer Viskosität Für die vorliegende Fragestellung ist zunächst Bild 14 interessant. Das Diagramm zeigt wie die Massentemperatur in Abhängigkeit der angelegten Verspannung steigt. Dieses Verhalten ist für alle drei gezeigten Viskositätsklassen quasi identisch. Wichtig für die weitere Betrachtung ist die Entwicklung der Viskositäten bei der dann aktualisierten Massentemperatur. Es wird davon ausgegangen, dass das Öl und damit die Viskosität für dieses Temperaturfenster im Detail zu betrachten ist. So findet sich in der Folge die Aufarbeitung in Bild 15. Hier ist der Einfluss der Öleinspritztemperatur auf die Grübchenbildung für das FVA 3 - Referenzöl dargestellt (Daten aus [FVA 92]). Die Abbildung ist ergänzt um die berechnete Pressung Bild 12: Einfluss der Viskosität auf die Sicherheit gegen Grübchenbildung Bild 13: Sicherheit gegen Grübchenbildung von Rad und Ritzel Bild 14: Massentemperatur und dyn. Viskosität der FVa-Workbench Modellschmierstoffe in abhängigkeit der Laststufe am FZG-Prüfstand (simuliert) TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 62 sieht im Dauertest eine Einspritztemperatur von 90 °C vor. Die Laufzeit je Kontrollintervall beträgt 10,5·10 6 Ritzelumdrehungen. Nach 10,5·10 6 Ritzelumdrehungen in Laststufe 8 wird anschließend für maximal fünf Prüfintervalle (von ebenfalls jeweils 10,5·10 6 Ritzelumdrehungen) in Laststufe 10 geprüft. Damit ergeben sich in Laststufe 10 über 50 Mio. Lastwechsel im Dauertest. Den in Bild 15 gezeigten Ergebnissen für FVA 3 - Öl bei variierenden Einspritztemperaturen wurde nun eine Viskositätsklasse zugeordnet, welche einer vergleichbaren kinematischen Viskosität bei 90 °C Prüftemperatur entspricht. Die Ergebnisse verdeutlichen, dass bei den Grauflecken-Prüfbedingungen der [DIN 3990-16] im Dauertest mit Schmierstoffen der ISO VG 32 und ISO VG 100 ein vorzeitiger Ausfall durch Grübchenbildung zu erwarten ist. Ein Öl der (theoretischen) ISO VG 370 hätte bei 90 °C Prüftemperatur im Graufleckentest etwa die Viskosität des FVA 3 - Öls bei 60 °C. Die gezeigten Ergebnisse lassen für diese Viskositätsklasse erwarten, dass die Dauerprüfung ohne vorzeitigen Pitting-Ausfall durchführbar ist. Nicht betrachtet wird in dieser Bewertung, dass ein Lauf dieser Art mit Verschleiß im Kontakt einhergeht. Dieser Verschleiß verändert die Pressungsverteilung zugunsten niedriger Pressungen. Daher kann über eine Graufleckenbildung die Grübchenlebensdauer auch verlängert werden. Weiterhin sind zwar Abweichungen bspw. infolge der unterschiedlichen Rad-Rauigkeiten im Vergleich von [FVA 92] und [DIN 3990-16] oder den vergleichsweise hohen Streuungen in den Berechnungsfaktoren der [DIN 3990-2] zu erwarten, dennoch bestätigen die Untersuchungen die in den durchgeführten Grauflecken-Prüfungen festgestellten Erkenntnisse. Ergebnis und Zusammenfassung Die Untersuchungen zeigen, dass bei Unterschreitung einer gewissen Mindest-Nennviskosität im Dauertest der FZG-Grauflecken-Prüfung mit einem vorzeitigen Ausfall durch Grübchen (Pitting) und damit einem für das gewählte Prüfverfahren sekundären Schadensmechanismus zu rechnen ist. Im Bereich niedriger Viskositäts-Klassen ist die Grauflecken-Prüfmethodik damit nur eingeschränkt anwendbar und eine potentielle Einführung einer Mindest- Viskositätsklasse für dieses Testverfahren zu diskutieren. Diese Mindest-Viskositätsklasse bezieht sich eindeutig auf den spezifischen Graufleckentest. Da dieser in seinen Kontaktbedingungen (Lasten, Temperatur, Drehzahl, …) fest definiert ist, wäre eine effektive dynamische Viskosität bei diesen Randbedingungen wissenschaftlich sinnvoll. Die in diesem Beitrag vorgestellten praktischen Erfahrungen mit dem exemplarischen PAO zeigen eine deutliche Abgrenzung der Viskositätsklassen ISO VG 150 zu ISO VG 220 und höher hinsichtlich Pitting-Schäden im Dauertest der Grauflecken-Prüfung. Sicherlich sind die Grenzen für andere Grundöle und Formulierungen jedoch fließender und künftig gezielt zu untersuchen. Literatur [DGMK 377] DGMK Forschungsbericht 377: Entwicklung eines Verfahrens zur Beurteilung des Verschleißverhaltens von Schmierstoffen für Zahnradgetriebe (1992 ) DGMK Forschungsbericht 377-01: Untersuchungen zum Einfluss von Schmierstoff und Betriebsbedingungen auf das Verschleißverhalten von Zahnrädern (1996) [DIN 3990-2] Tragfähigkeitsberechnung von Stirnrädern, Teil 2 zur Berechnung der Grübchentragfähigkeit, DIN 3990-2 (1987) [DIN 3990-16] Zahnräder - FZG-Prüfverfahren, Teil 16 zur Bestimmung der Graufleckentragfähigkeit von Schmierstoffen - FZG-Prüfverfahren GT- C/ 8,3/ 90, DIN 3990-16, Entwurf Juni (2019) [FVA 2/ 3] Einfluss des Schmierstoffes auf die Grübchenlebensdauer einsatzgehärteter Zahnräder im Einstufen- und im Lastkollektivversuch, FVA- Informationsblatt Nr. 2/ 3 (1997) [FVA 54/ 7] Testverfahren zur Untersuchung des Schmierstoffeinflusses auf die Entstehung von Grauflecken bei Zahnrädern, FVA-Informationsblatt Nr. 54/ 7 (1993) [FVA 92] Einfluß von Betriebsölviskosität und Öltemperatur auf die Wälzfestigkeit einsatzgehärteter Zahnräder, Abschlussbericht zum FVA- Vorhaben Nr. 92, Heft 276, Forschungsvereinigung Antriebstechnik e.V. (1988) [ISO 14635] Zahnräder - FZG-Prüfverfahren, Teil 1 und 2 zur Bestimmung der relativen Fresstragfähigkeit, DIN ISO 14635-1 (2006) und DIN ISO 14635-2 (2010) Aus der Praxis für die Praxis 63 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0025 Bild 15: Einfluss der Öleinspritztemperatur auf die Grübchenbildung für FVa 3 - Referenzöl (Daten aus [FVa 92]) TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 63 (Zerspanung / Umformung) aber auch darüber hinaus, scheint das Adsorptions-Modell plausiblere Erklärungen zu bieten. Zumindest erhärten die Indizien, die in den letzten zehn Jahren gesammelt wurden, sowohl in der Praxis als auch auf tribologischen Testmaschinen das Adsorption-Modell. Im Vortrag anlässlich der letzten Tribologie Fachtagung 2017 [Schu 17] konnte gezeigt werden, dass der unterschiedliche chemische Aufbau der untersuchten Metalloberflächen massiv in das Wechselwirkungsgeschehen der Additive bzw. deren Mischungen eingreift. Jede diskrete Mischung liefert deutlich differenzierte Werte in Abhängigkeit des Charakters der Oberflächen. Es wurde die Hypothese aufgestellt, dass der Anteil an oxydischen Gruppen dominierend ist. Eine weitere Hypothese ging davon aus, dass durch das Schleifen mit Schleifpapier, gleich welcher Körnung die Metalloberfläche der Reibrollen oxydischer wird, wobei es Unterschiede in der Aus der Praxis für die Praxis 64 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0026 Einleitung In der Additiv- und Schmierstoffbranche gibt es kontroverse Meinungen zu Wechselwirkungen von Schmierstoffen und den darin enthaltenen Additiven mit Metalloberflächen. Auf der einen Seite das „alte“ Reaktionsschicht-Modell, auf der anderen Seite das „jüngere“ Adsorptions-Modell [Schu 10]. Beide Modellvorstellungen können nur mit mehr oder weniger fundierten Indizien aufwarten. Definitive Beweise, auch wenn das oft gerne anders dargestellt wird, gibt es für keines der beiden Modelle. Für viele Phänomene in der Metallbearbeitung Ermittlungen zu kritischen Additiv- Konzentrationen im Tribokontakt - Einfluss des sterischen Aufbaus der Additive Joachim Schulz, Daniel Meyer, Steffen Zimmer* Ein wesentlicher Aspekt der Tribologie- und Schmierungstechnik ist die Frage nach den Zusammenhängen und der Vorhersagbarkeit von Phänomenen der Wechselwirkung von Schmierstoffen mit Metalloberflächen. Untersuchungen (vorgestellt auf der 58. Tribologie-Fachtagung) zeigten, dass alleine eine unterschiedliche, vor allem mechanische, Vorbehandlung von Metalloberflächen (C-Stahl) zu deutlich unterschiedlichen tribologischen Ergebnissen führen kann. Diese Arbeiten konnten weiter geführt werden. Die Ergebnisse zeigen einen dezidierten Zusammenhang zwischen den Metalloberflächen im tribologischen Kontakt und dem molekularen Aufbau der Schmierstoffadditive. Es konnte auch geklärt werden, welche Konzentration an bestimmten Additiven notwendig ist um Metalloberflächen soweit zu bedecken, dass der Verschleiß minimiert wird. Schlüsselwörter Brugger, Schleifverfahren, Additive, Wechselwirkung, Metalloberfläche, XPS An essential aspect of tribology and lubrication technology is the question of the relationships and the predicbildility of phenomena of the interaction of lubricants with metal surfaces. Investigations (presented at the 58th Tribology Symposium) showed that only a different, especially mechanical, pretreatment of metal surfaces (C-steel) could lead to significantly different tribological results. New results show a decided relationship between the metal surfaces in the tribological contact and the molecular structure of the lubricant additives. It was also possible to clarify which concentration of certain additives is necessary to cover metal surfaces. Keywords Brugger, grinding operation, additives, interaction, metal surface, XPS Kurzfassung Abstract * Prof. Dr. Joachim Schulz Fuchs Wisura GmbH, 28197 Bremen Dr. Daniel Meyer orcid-iD: https: / / orcid.org/ 0000-0003-2747-6589 Steffen Zimmer Leibniz-Institut für Werkstofforientierte Technologien - 28359 Bremen TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 64 Quantität der Effekte gibt. Die Rauigkeit spielt wohl eine eher untergeordnete Rolle. In der Zwischenzeit konnten die o.g. Hypothesen durch XPS Analysen an unterschiedlich geschliffenen Reibrollen belegt werden (Tabelle1). Die Oberfläche der Reibrolle wird beim Schleifen mit Schleifpapier oxydischer, verglichen mit der Stein geschliffenen Oberfläche. Kritiker könnten nun natürlich einwerfen, dass die Unterschiede zwischen den Werten in Tabelle 1 eher gering sind. Das mag auf den ersten Blick auch so sein. Es ist aber zu beachten, dass bei der XPS Analyse eine ganze Fläche erfasst wird. Dagegen werden beim Schleifvorgang nur die Rauhigkeitsspitzen erfasst. Nur letztere sind im Tribokontakt im Eingriff. D.h. die XPS Analyse erfasst auch die Täler der Oberfläche und damit entsteht ein gewisser Basisbetrag, der tribologisch nicht von Belang ist. Dieser Basisbetrag „verfälscht“ aber die Analyse. Ziel der vorliegenden Untersuchung war es nun zu eruieren, welche Konsequenzen die unterschiedlichen oxidierten Oberflächen auf die Wirkung von Schmierstoffadditiven haben. Darüber hinaus sollte ermittelt werden ob und wenn ja ab welcher Konzentration an Additiven eine Wirkung der verschiedenen Oberflächen zu erkennen ist. Mit anderen Worten, gibt es eine „kritische Konzentration“ eines Additivs, bei der die tribologische Wirkung auf beiden Oberflächen gleich ist? Ab dieser kritischen Konzentration sollte auf der einen (weniger oxydierten) Oberfläche, auch bei Zugabe von größeren Mengen des diskreten Additivs keine oder nur eine geringe Änderung der tribologischen Werte mehr erfolgen, da die entsprechenden Oberflächenstrukturen schon komplett besetzt sind. Auf der zweiten (mehr oxydierten) Oberfläche sollten die Werte ansteigen, da durch die Oxydation mehr Andockstellen für das diskrete Additiv geschaffen wurden. Experimenteller Teil Für die Untersuchungen wurde ein Brugger-Gerät gemäß DIN 51347 verwendet. Als Reibrolle wurde die Standardausführung - auf > 60 HRC gehärteter X210CrW12 (1.2436) - zum Einsatz gebracht. Die Prüfkörper bestanden aus 100Cr6 (1.3505), ebenfalls auf 60 HRC gehärtet. Geschliffen wurden die Reibrollen (alle aus einer Produktionscharge) mit dem Standard SiC-Schleifstein, Körnung P 120 und Schleifpapier der Körnung 120. Als untersuchte Substanzen kamen Mischungen aus den nachfolgend aufgeführten Additiven zur Anwedung: • (X) % Grundöl (Mineralöl) • Additiv Typ M1 (z.B. Ester, Fettalkohole) zur Besetzung der Hydroxidgruppen • Additiv Typ M2 (z.B. Sulfonate, P-Ester) für den ionischen Anteil auf der Oberfläche • Additiv Typ M3 (z.B. Schwefelträger) zur Besetzung der oxydischen Gruppen M1, M2 und M3 bedeutet Mechanismus 1, 2 bzw. 3 nach Schulz [Schu10, Schu 13] Die Konzentrationen der Additive Typ M3 wurden im ersten Schritt variiert und die Konzentration des Additiv Typ M1 konstant gehalten. Die gleiche Vorgehensweise erfolgte mit einem Additiv Typ M2 anstelle des Additiv Typ M1. Um den Einfluss der Schleifzeit auf das Versuchsergebnis zu untersuchen, wurden Versuche durchgeführt, bei welchen die Zeit zum Schleifen der Reibrolle jeweils um fünf Sekunden verlängert wurde. Als Testfluid wurde das M3 Additiv M3-a verwendet, die Versuche wurden sowohl mit Schleifstein, als auch mit Schleifpapier durchgeführt. Die Ergebnisse dieser Untersuchung sind in Bild 1 dargestellt. Bei den Versuchsdurchführungen, bei welchen die Reibrolle mit dem Schleifstein geschliffen wurde, bleiben die Werte recht konstant bei durchschnittlich 53,38 N/ mm 2 , so dass hier geschlussfolgert werden kann, dass die Schleifzeit bei Verwendung des Schleifsteins keinen Einfluss auf das Versuchsergebnis hat. Bei den Versuchs- Aus der Praxis für die Praxis 65 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0026 Probe Reibrolle geschliffen mit Schleifstein geschliffen mit 120'ger Schleifpapier chem. Zustand des Eisen [%] [%] Fe (metal) 25 23 Fe 2 O 3 27 32 FeO 20 21 Fe 3 O 4 14 11 FeOOH 15 12 Tabelle 1: Ergebnisse der XPS analyse unterschiedlich geschliffener Reibrollen TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 65 Sulfonat) und M3-a (Polysulfid 40) verwendet, die Ergebnisse sind in Bild 2 dargestellt. Das Additiv M1-a sollte hauptsächlich über Wasserstoffbrückenbindungen mit den Wasserstoffatomen der Hydroxidgruppen der Metalloberfläche wechselwirken. Bei dem Additiv M2-a handelt es sich um ein Additiv, welches über den Angriff von Ionen an den Atomen, welche die Hydroxidgruppen tragen wirkt und welches somit ebenfalls primär mit den Hydroxidgruppen der Metalloberfläche wechselwirken sollte. Die Oxydation der Metalloberfläche führt zur Reduzierung der Hydroxydgruppen und damit zur Verringerung des Brugger-Wertes. Im Gegensatz zu den vorherigen Additiven, sollte das Additiv M3-a hauptsächlich über Adsorption mit den oxidischen Gruppen der Metalloberfläche wechselwir- Aus der Praxis für die Praxis 66 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0026 durchführungen auf papiergeschliffener Metalloberfläche ist jedoch ein Anstieg des Bruggerwerts mit zunehmender Schleifzeit zu beobachten. So steigt der Bruggerwert zwischen 10 und 15 Sekunden Schleifzeit von 75,79 N/ mm 2 auf 199,72 N/ mm 2 an und verbleibt auf diesem Niveau. Dieser Effekt lässt sich dadurch erklären, dass es einige Zeit braucht um die Oberfläche der Reibrolle vollständig aufzuoxidieren. Um dies zu berücksichtigen, wurde die Zeit beim Schleifen mit Schleifpapier auf 30 Sekunden normiert. Im Folgenden wurde für jeden der drei Mechanismen zur Wechselwirkung von Schmierstoffadditiven mit der Metalloberfläche nach Schulz, je ein Additiv pur getestet, um dessen Wirkung auf unterschiedlichen Metalloberflächen darzustellen. Für die Versuche wurden die Additive M1-a (synthetischer Ester), M2-a (überbasisches Bild 1: Ermittlung des Einflusses der Schleifzeit auf die Versuchsergebnisse Bild 2: Erste Ergebnisse zur Wirkweise der unterschiedlichen additivtypen unter Einsatz der additive M1-a, M2-a und M3-a TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 66 ken. Da es, wie bereits erwähnt, durch das Schleifen mit Schleifpapier zu einer stärkeren Aufoxidierung der Metalloberfläche kommt als durch das Schleifen mit Schleifstein, sind auf der papiergeschliffenen Oberfläche höhere Bruggerwerte zu erwarten. Die gefundenen Werte bestätigen dieses. Ergebnisse Um den Einfluss der einzelnen Additive herauszuarbeiten, wurde ein M1 Additiv in seinem Anteil in der Additivmischung konstant gehalten und ein M3 Additiv schrittweise in seinem Anteil reduziert. Dies wurde solange fortgeführt bis sich kein signifikanter Unterschied mehr zwischen den Bruggerwerten der mit dem Schleifstein und der mit dem Schleifpapier geschliffenen Versuchsdurchführungen zeigte. Das Polysulfid wurde in 5 % Intervallen soweit reduziert, bis kein Unterschied mehr zwischen den Schleifverfahren zu erkennen war. Daraufhin wurde die Konzentration in 1 % Intervallen weiter konkretisiert um die kritische Konzentration zu ermitteln. Die Ergebnisse dieser Versuchsreihe sind in Bild 3 dargestellt. In einem nächsten Arbeitsschritt wurde das Polysulfid M3-a, durch weiteres M3 Additive (M3-b - (Polysulfid 20)) ersetzt und wieder die kritische Konzentration ermittelt. Durch einen Vergleich der Ergebnisse sollten Rückschlüsse darauf gezogen werden, welche Eigenschaft des Polysulfids, für diesen Effekt maßgeblich verantwortlich ist. Betrachtet wurden der Anteil des Poly- Aus der Praxis für die Praxis 67 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0026 Bild 3: Bruggerwerte zur kombination des additivs M1-a mit dem additiv M3-a unter Veränderung der konzentration des M3 additivs Bild 4: Bruggerwerte zur kombination des additivs M1-a mit dem additiv M3-b unter Veränderung der konzentration des M3 additivs TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 67 Die kritischen Konzentrationen, die in diesen Versuchsreihen ermittelt wurden, sind mit denen der Versuchsreihen mit dem M1 Additiv nahezu identisch. Auswertung und Interpretation Die kritischen Konzentrationen von Additiv M3-a und M3-b verhalten sich im Verhältnis 1 zu 3. Das ist ganz erstaunlich. Legt man die Konzentrationen an Schwefel zu Grunde müsste sich ein Verhältnis beider Additive von 1 zu 2 ergeben. Wird die Anzahl der Schwefelatome in den jeweiligen Molekülen herangezogen, müsste das Aus der Praxis für die Praxis 68 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0026 sulfids in der Mischung, der Schwefelgehalt, sowie die Anzahl an Andockstellen. Die Auswertung der Ergebnisse zeigt, dass bei einer Konzentration des M3 Additivs von > 12 %, ein signifikanter Unterschied zwischen den Ergebnissen welche mit Schleifpapier erzeugt wurden und denen bei welchen mit Schleifstein geschliffen wurde, zu erkennen ist. In weiteren Versuchen wurde anstelle eines M1 Additivs ein M2 Additiv mit den M3 Additiven kombiniert. Das Vorgehen gleicht der vorab dargestellten Art und Weise. Die Ergebnisse sind in den Bildern 5 und 6 dargestellt. Bild 6: Bruggerwerte zur kombination des additivs M2-a mit dem additiv M3-b unter Veränderung der konzentration des M3 additivs Bild 5: Bruggerwerte zur kombination des additivs M2-a mit dem additiv M3-a unter Veränderung der konzentration des M3 additivs TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 68 Verhältnis 5 zu 3, also 1 zu 1,66 sein. Tabelle 2 zeigt einen Vergleich der theoretischen mit den gefundenen Werten. Eine mögliche Erklärung ist, dass nicht alle Schwefelatome im Molekül mit in das tribologische Geschehen einbezogen werden. Die Schwefelatome, die unmittelbar an den alpha-Kohlenstoffatomen hängen (Bild 7) sind sterisch so gehindert, dass eine Wechselwirkung mit der Metalloberfläche nicht mehr wirksam ist. Zusammenfassung Die gewonnenen Ergebnisse zeigen deutlich, dass die Oberflächenchemie der tribologischen Partner die Leistung des Schmierstoffs stark beeinflussen kann. Die Bildung von Reaktionsschichten kann ausgeschlossen werden. Dies bedeutet für den Praxisbezug, dass bei der Additivierung von Schmierstoffen, die Zusammensetzung auf die Oberfläche des Tribokollektivs anzupassen ist. Literatur [Schu 10] Schulz, J.; Holweger, W.: Wechselwirkung von Additiven mit Metalloberflächen; expert Verlag - 2010; ISBN: 978-3-8169-2921-5 [Schu 13] Schulz, J., Decker, B., Rehbein, W., Feinle, P., Rigo, J.: Matrix-Effekte - Einfluss der Schmierstoffmatrix auf die Wechselwirkung von Additiven mit Metalloberflächen; Tribologie und Schmierungstechnik 2 / 2013 [Schu 17] Schulz, J., Vlasov, K., Rigo, J.: Der Einfluss von Metalloberflächen auf die Wirkung von Schmierstoffen; Tribologie und Schmierungstechnik 4 / 2018 Aus der Praxis für die Praxis 69 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0026 Bild 7: additiv M3-a und M3-b sowie deren Möglichkeiten zur Wechselwirkung Tabelle 2: Vergleich von theoretischen und gefundenen Werten (Relationen) TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 69 Aus der Praxis für die Praxis 70 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 1 Wirkung Oberflächenstrukturierung Die tribologischen Eigenschaften aufeinander gleitender Bauteile, z.B. Gleitführungen, werden neben der Flächenlast, Gleitgeschwindigkeit und Werkstoffpaarung maßgeblich durch deren Oberflächeneigenschaften bestimmt. In dem sich durch Oberflächenunebenheiten bildenden konvergenten Schmierspalt bildet sich bei der Gleitbewegung ein hydrodynamischer Druck und infolgedessen ein Schmierfilm aus. Aufgrund der willkürlich verteilten Unebenheiten technischer Oberflächen stellt sich allerdings ein undefinierter Schmierungszustand ein (Bild 1). Folglich kann eine Optimierung der Oberflächengestalt die tribologischen Eigenschaften der Gleitpartner maßgeblich verbessern. Ziel ist, durch eine definierte Oberflächenstruktur der Gleitflächen einen definierten Schmierungszustand zu erreichen (Bild 2). Dadurch kann der vorherrschende Mischreibungszustand mit hohem Festkörperanteil in das Übergangsgebiet zur Flüssigkeitsreibung verlagert werden (Bild 3). DOI 10.30419/ TuS-2019-0027 Oberflächenstrukturen zur Reibungsreduzierung von Gleitführungen in Werkzeugmaschinen Simon Weber, Christian Busch* Es ist bekannt, dass durch eine Optimierung der Oberflächengestalt die tribologischen Eigenschaften der Gleitpartner maßgeblich verbessert werden können. Ziel ist, durch eine definierte Oberflächenstruktur der Gleitflächen einen definierten Schmierungszustand zu erreichen. In Laborversuchen wurden oberflächenstrukturierte Proben mit glatten Proben verglichen. Dabei konnte festgestellt werden, dass bei Proben mit einer Oberflächenstrukturierung der Stick-Slip- Effekt erst bei höheren Flächenlasten einsetzt sowie der Reibwert um bis zu 40 % reduziert werden kann. Schlüsselwörter Oberflächenstrukturierung, SRV, Oberflächenanalyse, Reibung, Stick-Slip It is known that the tribological properties of the sliding partners can be significantly improved by optimizing the surface shape. The aim is to achieve a defined lubrication state through a defined surface structure of the sliding surfaces. In laboratory experiments, surface-structured samples were compared with smooth samples. It was found that for samples with surface structuring the stick-slip effect starts at higher surface loads. The coefficient of friction can be reduced by up to 40 %. Keywords Surface Structuring, SRV, Surface Characterisation, Friction" Stick-Slip Kurzfassung Abstract * Simon Weber M. Eng. Prof. Dr.-Ing. Christian Busch Westsächsische Hochschule Zwickau Fakultät Automobil- und Maschinenbau 08056 Zwickau Bild 1: Hydrodynamischer Spaltdruck infolge Gleitbewegung unebener Gleitflächen [1] Bild 2: Hydrodynamischer Spaltdruck infolge mikrostrukturierter Gleitfläche [1] TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 70 Die große Herausforderung besteht im Finden einer wirksamen Oberflächenstrukturierung von Gleitflächen sowie deren Machbarkeit, Auslegung, Optimierung und Wirtschaftlichkeit für den Einsatz bei Gleitführungen von Werkzeugmaschinen. 2 SRV-Untersuchungen Für die Reibuntersuchungen im SRV werden Modellprüfkörper mit der Paarung Ring-Platte verwendet. Die Gleitbewegung wird in Oszillation ausgeführt. Die Platte wurde aus dem zu prüfenden Gleitbelagsmaterial hergestellt, der Ring besteht aus dem Stahl 100Cr6. Geschmiert wird mit einem handelsüblichen Bettbahnöl. Für den Vergleich unterschiedlicher Proben hat sich gezeigt, dass für den SRV eine zweiteilige Testprozedur aussagefähig ist. Um den Reibwert bei langsamen Gleitgeschwindigkeiten zu ermitteln, werden Versuche im Mischreibungsgebiet durchgeführt. Dabei wird die Flächenpressung kontinuierlich erhöht (Versuchsbedingungen: Geschwindigkeit: 1040 mm/ min; Last: ansteigend von 50 auf 400 N (p = 0,57 - 4,6 MPa); Dauer: 3 Zyklen à 8 min = 24 min) Um den Stick-Slip-Effekt zu bewerten, werden Versuche am SRV in Anlehnung an [2] bei nochmals reduzierten Gleitgeschwindigkeiten gemessen (Versuchsbedingungen: Geschwindigkeit: 1,2 mm/ min; Last: ansteigend von 50 auf 400 N (= 0,57 - 4,6 MPa); Dauer: 3 Zyklen à 14 min = 42 min). Zur Auswertung wird dabei die Laststufe herangezogen, bei der erstmalig Stick-Slip auftritt. Je höher der Wert ist, desto geringer ist die Stick-Slip- Neigung. 3 Untersuchte Oberflächenstrukturen Um die verschiedenen Oberflächenstrukturierungen charakterisieren zu können, werden die Proben mit dem optischen Messsystem Alicona G5 untersucht. Dabei entstehen 3D-Aufnahmen der Oberflächen, die miteinander verglichen werden können. In Bild 4 ist die Oberfläche des Standard-Gleitbelags dargestellt. Diese wird als Referenz genutzt. Die Bilder 5 bis 7 zeigen eine Auswahl von Oberflächenstrukturen, die für Testzwecke abgeformt wurden. Im Vergleich zur Referenz haben die abgeformten Oberflächenstrukturen große Bereiche, die unterhalb der Kontaktfläche liegen und somit als Aus der Praxis für die Praxis 71 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0027 Bild 3: Reibwert µ in abhängigkeit der Gleitgeschwindigkeit (Stribeck-kurve) [1] Bild 4: Referenzoberfläche Bild 5: oberflächenstruktur 03 TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 71 In Bild 9 ist die ermittelte Inselanzahl der verschiedenen Proben aufgetragen. In der logarithmischen Darstellung wird deutlich, dass die Referenzoberfläche des Standard-Gleitbelags die größte Anzahl von Inseln aufweist. Diese sind gleichmäßig über die Oberfläche verteilt. In Bild 10 sind die Inseln in hellblauer Farbe dargestellt, die schwarzen Bereiche liegen unterhalb der Höhe c. Als Vergleich werden in Bild 11 die Inseln der Oberflächenstruktur 07 gezeigt. Bei dieser Oberflächenstrukturierung fällt die Inselanzahl um den Faktor 100 geringer aus. 5 Tribologische Oberflächencharakterisierung In Bild 12 sind die Ergebnisse der SRV-Versuche dargestellt. Die blauen Balken repräsentieren die Stick-Slip- Neigung der Probe. Je höher der Balken ist, umso größer ist die Normalkraft, bei der der Stick-Slip-Effekt auftritt. Große Werte bedeuten folglich eine geringe Stick-Slip- Aus der Praxis für die Praxis 72 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Schmierstoffdepot zu Verfügung stehen. Insgesamt wurden 20 unterschiedliche Oberflächenstrukturierungen untersucht. 4 Geometrische Oberflächencharakterisierung Der geometrischen Charakterisierung der Strukturierungen liegt die ungefilterte Oberfläche zugrunde. An dieser wird die Materialanteilskurve ermittelt. Bei einem festgelegten Prozentsatz der Materialanteilskurve wird die zugehörige Höhe c bestimmt. Die Höhe c ist dabei abhängig von der Oberflächenstruktur. Vom höchsten Punkt der Oberfläche abwärts in das Material gehend wird die Höhe c angetragen. Oberflächenstrukturen oberhalb der Höhe c werden geometrisch nach Inselanzahl (Number of Islands), der projizierten Durchschnittsoberfläche einer Insel (Mean Surface of Islands) und nach dem Durchschnittsmaterialvolumen einer Insel (Mean Volume of Material) charakterisiert. [3] DOI 10.30419/ TuS-2019-0027 Bild 8: Schematische Darstellung der geometrischen oberflächencharakterisierung [3] Bild 6: oberflächenstruktur 07 Bild 7: oberflächenstruktur 08 TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 72 Aus der Praxis für die Praxis 73 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DOI 10.30419/ TuS-2019-0027 Bild 9: Ermittelte inselanzahl der oberflächenstrukturierungen Bild 12: Ergebnisse der SRV-Versuche Bild 10: Referenzoberfläche mit inseln Bild 11: oberfläche mit inseln der Probe 07 TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 73 reservoirs gebildet werden, die für die Schmierung des Oberflächenkontakts wichtig sind. Auch kann die Vernetzung der Ölreservoirs untereinander nicht berücksichtigt werden, die für die Hydrodynamik sicherlich nicht vernachlässigt werden darf. Diese offenen Fragen sind Gegenstand weiterer Untersuchungen. Förderhinweis Das Forschungsprojekt wurde über die AiF im Rahmen des zentralen Innovationsprogramm Mittelstand (ZIM) unter dem Förderkennzeichen ZF4154805RU6 vom Bundesministerium für Wirtschaft und Energie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages gefördert. Literatur [1] Neumann, S.; Jacobs, G., Strasburger, F.: Simulation einer mikrostrukturierten Laufwerkdichtung als flexibles Mehrkorpersystem mit Kopplung zur Elastohydrodynamik. 18 th International Sealing Conference. Stuttgart 2014. [2] Rehbein, W.; Rigo, J.; Lange, I.: Die „Trilogie“ der Tribologie. 53. Tribologie-Fachtagung Göttingen 2012 [3] Gerlach, M.; Schiefer, S.; Leidich, E.; Gräfensteiner; M.: Ganzheitlicher Ansatz zur Beschreibung von Oberflächengeometrien und deren Einfluss auf das Reibwertverhalten von Stahloberflächen. 55. Tribologie-Fachtagung Göttingen 2014 Aus der Praxis für die Praxis 74 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Neigung. Die schwarzen Quadrate stellen den Reibwert dar. Ausgehend von der Referenzoberfläche mit Auftreten des Stick-Slip-Effektes bei geringer Normalkraft und hohem Reibwert, zeigen alle getesteten Oberflächenstrukturierungen eine Verbesserung der tribologischen Kennwerte. Sowohl die Stick-Slip-Neigung als auch der Reibwert verringern sich. Bei einigen Proben verdoppelt sich die Normalkraft, bei der erst Stick-Slip auftritt und der Reibwert verringert sich um bis zu 40 %. 6 Diskussion der Ergebnisse Bei gemeinsamer Betrachtung von geometrischer und tribologischer Oberflächencharakterisierung in Bild 13 fällt eine klare Tendenz auf. Im Diagramm sind Reibwert und Normalkraft über der Inselanzahl aufgetragen. Die Normalkraft, bei der erstmals der Stick-Slip-Effekt auftritt, fällt mit zunehmender Inselanzahl. Das heißt, dass mit zunehmender Inselanzahl die Stick-Slip-Neigung zunimmt. Ebenso nimmt der Reibwert mit steigender Inselanzahl zu. Für eine reibungs- und Stick-Slip-arme Oberfläche ist also eine geringe Inselanzahl anzustreben. Zwar gibt es einzelne Ausreißer, die Tendenz ist aber klar zu erkennen. Die Ausreißer sind dadurch zu erklären, dass die Inselanzahl auf keinen Fall alle geometrischen Oberflächeneigenschaften charakterisieren kann. So spielt der Raum zwischen den Inseln eine wesentliche Rolle, da hier Öl- DOI 10.30419/ TuS-2019-0027 Bild 13: Ergebnisse der SRV-Versuche bezogen auf die inselanzahl TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 74 Anzeige 75 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 22nd International Colloquium Tribology Industrial and Automotive Lubrication 28-30 January 2020 in Stuttgart/ Ostfildern, Germany Program and Online-Registration: www.tae.de/ go/ tribology Join Europe‘s largest Tribology and Lubrication Conference with 200 technical presentations. TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 75 Nachrichten 76 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Vorwort Auch in diesem Jahr lädt die Gesellschaft für Tribologie e.V. (GfT) wieder zur Tribologie-Fachtagung nach Göttingen ein und kann gleich ein doppeltes Jubiläum feiern: am 17. November 2019 jährt sich die Gründung der Gesellschaft für Schmiertechnik (GST), Vorläufer der GfT, zum 60sten Mal. Da von Beginn an regelmäßig Jahrestagungen abgehalten wurden, ist auch die diesjährige Veranstaltung die 60ste ihrer Art. Im Gründungsjahr 1959 waren in der boomenden Wirtschaft der Nachkriegszeit sämtliche Produktionsanlagen voll ausgelastet. Ausfälle von Maschinen aufgrund von Verschleiß waren jedoch ein wichtiges Hemmnis des Wachstums und rückten die Schmierungstechnik in den Mittelpunkt des Interesses, was unter anderem auch die Gründung der GST zur Folge hatte. Bald schon zeigte sich aber, dass die Schmierungstechnik allein die Probleme nicht lösen konnte, sondern das gesamte System betrachtet werden musste, was die Zusammenarbeit verschiedener Disziplinen wie Chemie, Physik, Maschinenbau und Werkstoffwissenschaften erforderte. Diese Problemstellung war natürlich nicht auf Nachkriegsdeutschland begrenzt. In England war in etwa zur selben Zeit eine Regierungskommission ebenfalls damit befasst, und im Zuge dieser Arbeit prägte deren Leiter, Peter Jost, den inzwischen international gebräuchlichen Begriff „Tribology“. Die Gesellschaft für Schmiertechnik erkannte sofort, dass dieses Wort die eigene Aufgabenstellung rund um Reibung, Verschleiß und Schmierung sehr viel besser beschreibt, und änderte unmittelbar danach ihren Namen in „Gesellschaft für Tribologie“. Auch wenn sich die Fragestellungen im Laufe der Jahre gewandelt haben, mangelt es nicht an aktuellen Herausforderungen für Tribologen. Heute sind es Themen wie Klimawandel, Feinstaubemissionen und Mikroplastik, die nach energieeffizienten und umweltverträglichen Lösungen verlangen. Welchen Stellenwert der Tribologie dabei inzwischen auch durch die Politik zugemessen wird, zeigt sich z.B. durch das vom Bundesministerium für Wirtschaft und Energie (BMWi) im letzten Jahr initiierte Forschungsfeld „Tribologie“. Auf der Fachtagung wird es eine eigene Session mit 10 Vorträgen aus diesem Forschungsfeld geben. Eine andere Spezialsession fasst Vorträge aus dem DFG-Schwerpunktprogramm „Fluidfreie Schmiersysteme mit hoher mechanischer Belastung“ zusammen. Durch die Einrichtung derartiger Spezialsessions verspricht sich die GfT, die Aktualität der Tagung und deren Charakter als „Arbeitstreffen“ führender Fachleute auf dem Gebiet der Tribologie zu stärken. Nicht nur die Umweltproblematik, sondern auch Entwicklungen in den Bereichen der Digitalisierung, Modellbildung und Analytik bringen das Fachgebiet voran. Besonders interessant dürfte in diesem Zusammenhang der Themenbereich „Datenbanken und Datenanalyse“ werden, bei dem auch das Horizon-2020-Vorhaben „i-Tribomat“ vorgestellt werden soll, das in einer Zusammenarbeit mehrerer führender Institute und Unternehmen eine umfangreiche tribologische Datenbank aufbauen und den entsprechenden Service für Nutzer zur Verfügung stellen soll. Passend zur Jubiläumsveranstaltung werden Plenarvorträge zum 60sten Bestehen der GfT, der bisherigen und zukünftigen Entwicklung des Fachgebiets, Grußbotschaften aus den USA, Japan und den Niederlanden die Tagung eröffnen. Ebenfalls passend zum Jubiläum wird auch die Podiumsdiskussion „Tribotalk“ das Thema „Die Zukunft der Tribologie: Herausforderungen und Chancen“ aufgreifen. Besonders freuen dürfen sich die Teilnehmer wieder auf den Abschlussvortrag von Werner Stehr, der wie immer sehr anschaulich „Tribologie mit dem Kaffeelöffel“ vorführen möchte. Wir hoffen sehr, auch zur 60sten Tribologie-Fachtagung viele von Ihnen in Göttingen begrüßen zu können. Dr.-ing. Christoph Wincierz, Vorsitzender des Vorstands der GfT Dr. Thomas Gradt, Geschäftsführer der GfT Preface This year the GfT will celebrate a double anniversary: 60 years ago, on November 17, 2019, the “Gesellschaft für Schmiertechnik (GST)”, predecessor of the GfT, was founded. As from the beginning on annual conferences were held, this year’s Tribology-conference will also be the 60 th . Even after all these years, there is no shortage of current issues in the areas of friction, lubrication and wear: Alternative fuels require adapted lubricants, electric mobility calls for low-friction, high-efficient components, energy transition and stricter environmental legislation entail new demands on tribological stressed compo nents and their materials. That is why the 60 th German Tribology Conference will definitely be exciting and up-todate as never before and the best opportunity to gather information on the latest research in this field, to present your own results and to discuss with experts and colleagues. Tagungsprogramm 60 Jahre GfT TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 76 Nachrichten 77 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 According to the anniversary event, plenary lectures on the 60 years of GFT`s existence, the past and future development of the field, greetings from the USA, Japan and the Netherlands will open the conference. Consistent with the anniversary, the panel discussion „Tribotalk“ will address the topic „The Future of Tribology: Challenges and Opportunities“. The participants can particularly look forward to the final presentation by Werner Stehr, who wants to demonstrate very clearly „Tribology with the coffee spoon“. In addition, more than 100 specialist lectures and scientific posters from industry and research institutions as well as an accompanying trade exhibition with new and proven products related to tribology are planned. We sincerely hope to welcome you to the 60 th German Tribology Conference in Göttingen. Dr.-ing. Christoph Wincierz, Chairman of the GfT board Dr. Thomas Gradt, Secretary of GfT Programmübersicht Montag, 23. September 2019 ab 10: 00 Uhr Anmeldungen im Tagungsbüro 12: 00 Uhr Come Together; Foyer ab 13: 00 Uhr Plenarveranstaltung: Eröffnung: Wincierz C., Vorsitzender des GfT-Vorstands: Begrüßung und Vortrag: 60 Jahre Gesellschaft für Tribologie Preisverleihungen: Verleihung GfT-Förderpreise Verleihung Georg-Vogelpohl- Ehrenzeichen ca. 14: 15 Uhr Plenarvorträge Czichos H.: „Tribology, Tribometry and Tribodata“ Bots S. - Society of Tribologists and Lubrication Engineers Board of Directors, Chicago, USA - : „Challenges for the Future: Emerging Trends in Tribology and Lubricants“ Sugimura J. - Japanese Society of Tribologists - : „JAST Tribology Researches in Japan and JAST“ van Leeuwen H. - Universität Eindhoven - : „Die Geschichte der Tribologie in den Niederlanden“ Popov V. - Technische Universität Berlin - : „Die Zukunft der Tribologie: beste Aussichten durch Fortschritte bei theoretischen und experimentellen Methoden“ 18: 00 Uhr Sektempfang 18: 30 Uhr Tribo-talk „Die Zukunft der Tribologie: Herausforderungen und Chancen“ Dienstag, 24. September 2019 09: 00 - 16: 00 Uhr Vorträge der Tribologie-Fachtagung 2019 08: 30 - 16: 40 Uhr Vorträge des DFG Projekt SPP 2074: „Fluidfreie Schmiersysteme mit hoher mechanischer Belastung“ ab 16: 00 Uhr Besuch und Ausstellung: wissenschaftliche Poster / Fachausstellung 17: 30 Uhr Mitgliederversammlung 19: 30 Uhr Abendveranstaltung Mittwoch, 25. September 2019 09: 00 - 12: 45 Uhr Vorträge der Tribologie- Fachtagung 2019 13: 30 Uhr Verleihung des Preises „Tribologie ist überall“ Anschließend Werner-Stehr: „Tribologie mit dem Kaffeelöffel“ ca. 14: 30 Uhr Verabschiedung TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 77 Nachrichten 78 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 GfT-Förderpreis Bachelorarbeit Effect of over rolling frequency on the film formation in grease lubricated EHD contacts under starved conditions* Helko Mues, Dennis Fischer, Georg Jacobs and Andreas Stratmann ** Abstract The service life of rolling bearings is significantly affected by the lubricating film formation in elastohydrodynamic (EHD) contacts. Grease lubricated EHD contacts show a film thickness decay from a characteristic rolling speed, which is referred to as starvation. Thus, the film thickness differs from that of oil lubricated contacts under fully flooded conditions. However, base oil properties under fully flooded conditions are commonly assumed to estimate the service life of grease lubricated bearings, which are usually not fully flooded. However, this assumption results in an overestimation of the film thickness for rotational speeds in the range of starvation, which can lead to uncertainties in the bearing design. The onset of starvation can be related to high rolling speeds, i.e. high over rolling frequencies, when the lubricant does not replenish entirely, so that the contact starves due to insufficient lubricant supply. Therefore, the focus of this contribution is to investigate the effect of over rolling frequency on the lubricating film formation in starved, grease lubricated EHD contacts. The investigations should help to establish an advanced understanding of the mechanisms of grease lubrication, to encourage future work with focus on a method to predict the film formation in grease lubricated EHD contacts. Introduction Rolling bearings are commonly lubricated using oil or grease to separate the contacting surfaces of rolling elements and raceways to reduce friction and wear. Among operational conditions, such as temperature, rotational speed or vibrations, the service life of rolling bearings significantly depends on the lubricating film thickness in elastohydrodynamic (EHD) contacts. The film formation in grease lubricated contacts is determined by the bleed oil, which is released by the grease [1], as well as the grease thickener [2,3]. The thickener forms semi’solid layers on the surfaces or enters the EHD contact as free thickener particles within the bleed oil flow [1,4,5]. These particles are set free by structural degradation of the grease under shear stress during operation [6]. Usually grease lubricated rolling bearings are not fully flooded, so that starvation is likely to occur [7]. Wilson defines the onset of starvation, when the film thickness of the grease lubricated contact drops below the film thickness of the corresponding fully flooded base oil [8]. This definition is used in the following contribution. For an estimation of the service life of grease lubricated rolling bearings, a fully flooded bearing and the corresponding base oil viscosity are commonly assumed [9]. However, this assumption can lead to uncertainties in the bearing design in the range of starvation. If the contact is not fully flooded, the lubricant supply is mainly determined by the bleed oil replenishment near the contact zone [10]. According to the results of [11], the replenishment time, and thus the over rolling frequency, have a significant effect on the regeneration of the oil film in the rolling track. In order to investigate the correlation between the film thickness and the replenishment time in grease lubricated contacts, film thickness measurements on a ball-on-disc tribometer were performed by varying the over rolling frequency. This was achieved by adding a second ball specimen to the tribometer, as shown in Figure 1. The second ball can be adjusted at different angular positions to the measuring ball. Thereby, the over rolling frequency can be increased without changing the rolling speed and thus the centrifugal forces. For the measurements, a polyalphaolefine (PAO) lithium complex grease of consistency class NLGI 2 and its corresponding base oil (η=98 mm²/ s) have been used. A detailed description of the lubricants, the test rig and measurement procedure is given in the full article [12]. Results and Discussion The results of the film thickness measurements at a constant rolling speed of 100 mm/ s using one and two ball specimens are shown in Figure 2. The mean values out of three measurements, including standard deviation er- * This extended abstract is an abbreviated version of the article “Effect of Over Rolling Frequency on the Film Formation in Grease Lubricated EHD Contacts under Starved Conditions”, published in Lubricants 2019, by D. Fischer, H. Mues, G. Jacobs and A. Stratmann. ** Helko Mues, B. Sc. (Bachelorarbeit) Dennis Fischer, M. Sc. Georg Jacobs, Univ.-Prof., Dr.-Ing. Andreas Stratmann, Dr.-Ing. Institute for Machine Elements and Systems Engineering, RWTH Aachen University, 52062 Aachen TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 78 Nachrichten 79 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 ror bars, are presented. The film thickness of the corresponding base oil under fully flooded lubrication is given as a reference for the lubricating film thickness of the grease measurement. The results illustrate, that during the first 1000 disc revolutions, the film thickness first increases and then decreases, due to the grease distribution on the disc. This initial behaviour is characteristic for grease measurements, and is commonly referred to a churning phase [10,13,14]. For the tests using one ball (0.4 Hz) a constant film thickness is reached after 1000 disc revolutions with a mean value of 110 nm, which is approx. 20 nm higher than the film thickness of the base oil. By applying the second ball, the film thickness reduces in dependency of the angular distance. As presented in Figure 2, at an angular distance of 180° (0.8 Hz) the film thickness reduces to a mean value of 90 nm and at an angular distance of 50° (3.0 Hz) the film thickness reaches a mean value of 50 nm. The second ball displaces bleed oil in the track and thereby reduces the lubricant supply of the measuring ball. Hence, at an angular position of 50°, the high over rolling frequency of 3.0 Hz leads to a starved lubrication, since the film thickness drops below the fully flooded base oil level. However, when the second ball is positioned at 180° angular distance with an over rolling frequency of 0.8 Hz, the replenishment time of the bleed oil is higher, such that the film thickness reaches a value of approx. 90 nm, which corresponds to the fully flooded base oil level. The presented results indicate a dependency of the lubricating film thickness on different angular positions of the second ball specimen, hence on the over rolling frequency and replenishment time. Thus, a stepwise reduction of the resulting film thickness could be shown by a stepwise closer position of the second ball, due to higher over rolling frequencies respectively shorter replenishment times. To investigate the thickener impact on the film formation in grease lubricated contacts, the film thickness was measured at zero speed, after a measurement at 100 mm/ s, using one ball specimen. Thereby, the film thickness could be determined in a non-rotating condition, such that hydrodynamic effects can be excluded. Following this procedure, a mean film thickness of 40 nm results out of six measurements around the track. Due to the absence of hydrodynamic effects, the film thickness of 40 nm can be related to a thickener layer, which forms on the surfaces of the ball and the disc. A detailed description of the measurement procedure and the results are given in the full article [12]. The effect of the thickener layer on the film formation can be seen in Figure 2. When measuring with two balls at an angular position of 50°, the residual film thickness does not reach a zero level, although a lower film thickness would be expected due to the insufficient replenishment at a high over rolling frequency of 3.0 Hz. However, Figure 2 shows, that the film thickness is limited to approx. 40 to 60 nm in the constant range after 1200 disc revolutions, which correlates with the results of the film thickness at zero speed. Thus, it can be concluded, that a thickener layer is formed and supports the separation of the surfaces, although most of the bleed oil in the track is displaced. The assumption of the formation of a thickener layer, which supports the film thickness, is in accordance with the literature [3,15-17]. Figure 1: Ball-on-disc tribometer extended by second ball specimen Figure 2: Film thickness at 100 mm/ s using one and two ball specimens TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 79 Nachrichten 80 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Moreover, measurements with increasing rolling speed were performed to investigate the effect of over rolling frequency and replenishment time on the onset of starvation. Figure 3 illustrates the mean values of the film thickness measurement results using one and two ball specimens. The dependency on the rolling speed (left diagram) as well as the over rolling frequency (right diagram) are presented in Figure 3. At low rolling speeds <100 mm/ s, the film thickness with grease using one ball is significantly higher than the base oil film thickness. This result shows a film thickness increase in the range of 15 to 40 mm/ s with increasing rolling speed, indicating a hydrodynamic film formation, which is induced by bleed oil lubrication. However, measuring with two ball specimens, the film thickness is generally lower and the results do not show a hydrodynamic film formation due to the displacement of the bleed oil by the second ball. This leads to an earlier onset of starvation at 90 mm/ s measuring with two balls, in comparison to 180 mm/ s with one ball. The right diagram shows the same measurement results, however, the film thickness is presented as a function of the over rolling frequency. Thus, the film formations for both measurements with one and two ball specimens are in good agreement up to 5.0 Hz as well as the onset of starvation at 0.8 Hz, which corresponds to a replenishment time of 1.25 s. The results presented in Figure 3, confirm the dependency of the film formation on the over rolling frequency, shown in Figure 2. Both measurement results reveal a decreasing film thickness with increasing over rolling frequencies due to lubricant displacement. Thus, the over rolling frequency, respectively the replenishment time, seems to be a significant parameter affecting the lubricating film formation. This correlation is confirmed by the onset of starvation, which occurs at the same over rolling frequency for both measurements, using one and two ball specimens, presented in Figure 3. Moreover, the measurements at zero speed, which indicate a thickener layer on the contacting surfaces, correlate with the results shown in Figure 3. Even at high over rolling frequencies > 9.0 Hz, the film thickness is not reduced to a zero level but reaches a residual level of approx. 60 to 80 nm, due to the formation of a thickener layer. Conclusions In this study, the effect of the over rolling frequency on the lubricating film formation was investigated. Therefore, a ball-on-disc tribometer was extended by a second ball specimen, which was added in front of the measuring ball to increase the over rolling frequency. Using this test setup, the displacement and replenishment of the lubricant can be controlled. The main results are summarized as follows: • The film thickness at a constant rolling speed of 100 mm/ s could be reduced by a stepwise closer position of the second ball to the measuring ball. It could be pointed out, that the film formation in grease lubricated EHD contacts under starved conditions depends on the lubricant supply, which is reduced by a higher over rolling frequency. • Since the film thickness was not reduced towards a zero level using the setup with the second ball, even at high over rolling frequencies >3.0 Hz, it is concluded that the residual film thickness of approx. 40 to 60 nm is formed by a deposited thickener layer on the surfaces. The presence of a semi-solid thickener layer at the rolling track could be verified by measurement results at zero speed, which is in accordance to published studies [3,15-17]. • Using the test setup with the second ball, the effect of replenishment on the film formation with dependency on the over rolling frequency could be emphasized. It has been shown that the lubricating film formation as well as the onset of starvation depends on the over rolling frequency respectively on the replenishment time. Figure 3: Film thicknesses at increasing speed and over rolling frequency TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 80 Nachrichten 81 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Acknowledgments: The authors would like to thank the Research Association for Power Transmission Engineering FVA (Forschungsvereinigung Antriebstechnik e. V.) as well as the participating member companies for the support of the IGF project N/ 1 19027, which is funded by the German Federation of Industrial Research Associations AiF (Arbeitsgemeinschaft industrieller Forschungsvereinigungen) within the framework of the program for the promotion of the Industrial Collective Research IGF (Industrielle Gemeinschaftsforschung) by the Federal Ministry for Economic Affairs and Energy BMWi (Bundesministerium für Wirtschaft und Energie) based on a resolution of the German Bundestag. Author Contributions: Helko Mues and Dennis Fischer wrote the article, designed and performed the experiments and analysed the data. Georg Jacobs and Andreas Stratmann supervised the work, discussed the basic design of the experiments and provided suggestions for the final discussion. References [1] Cann P.M., Spikes H.A. Film thickness measurements of lubrication greases under normally starved conditions. 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IUTAM Symposium on Elastohydrodynamics and Micro-elastohydrodynamics: Proceedings of the IUTAM Symposium held in Cardiff, UK, 1-3 September 2004. Dordrecht: Springer; 2006, p. 229-240. doi: 10.1007/ 1-4020- 4533-6_16. [8] Wilson A.R. The relative thickness of grease and oil films in rolling bearings. Proc Instn Mech Engrs 1979; 193: 185-92. doi: 10.1243/ PIME_PROC_1979_193_019_02. [9] DIN ISO 281: 2010-10. Rolling bearings - Dynamic load ratings and rating life (ISO 281: 2007) 2007. [10]Cann P.M. Starvation and reflow in a grease-lubricated elastohydrodynamic contact. Tribology Transactions 1996; 39(3): 698-704. doi: 10.1080/ 10402009608983585. [11]Kostal D., Sperka P., Svoboda P., Krupka I., Hartl M. Influence of lubricant inlet film thickness on elastohydrodynamically lubricated contact starvation. Journal of Tribology 2017; 139(5): 1-6. doi: 10.1115/ 1.4035777. [12]Fischer D., Mues H., Jacobs G., Stratmann A. 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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 TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 82 Tribologische Untersuchungen zur örtlichen und zeitlichen Grübchen bildung an Zahnradflanken Jaacob Vorgerd * Kurzfassung Die Topografie hochbeanspruchter Zahnradflanken ist während der gesamten Einsatzdauer stetigen Veränderungen ausgesetzt. Grübchenschäden sind das Ergebnis von Rissen im Werkstoff, die großflächig Material unterhöhlen und Partikel von der Oberfläche ablösen. Die physikalischen Zusammenhänge für den Schadensmechanismus lassen sich dabei nicht allein auf die Flächenpressung eingrenzen. Schadensmechanismen auf Zahnradflanken Die örtlichen Gleitwälzkontakte von Zahnradflanken sind tribologischen Bedingungen ausgesetzt, die das Verschleißverhalten sowie die Bildung von Graufleckigkeit und Grübchen beeinflussen. Für die örtliche Simulation Nachrichten 83 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 GfT-Förderpreis Masterarbeit der Materialermüdung ist es wichtig, diese zeitlichen Oberflächenveränderungen wie Einglättung, Auskolkung und Mikrorisse sowie die Wechselwirkungen zwischen den Schadensbildern Graufleckigkeit und Grübchenbildung zu berücksichtigen. Das zeitliche Ermüdungsverhalten gleitwälzbeanspruchter Zahnflanken umfasst einen Verschleiß der kontaktierenden Oberflächen. Erste abrasive Verschleißerscheinungen entstehen bereits während der ersten Lastwechsel [1]. Die kontaktierenden Oberflächen glätten sich ein, wobei Rauheitsspitzen und Unebenheiten der Oberflächen abgetragen werden, bis ein gleichmäßiges Tragbild entsteht [2,3]. Mit fortschreitender Materialermüdung werden in der Randschicht Mikrorisse initiiert, die zu Partikelablösungen von der Oberfläche führen und Mikroporen auf der Oberfläche bilden. Mit der Zeit wird lokal immer wieder ermüdetes Material abgetragen. Dieser iterative Prozess führt zu einem stetigen Materialabtrag, kann jedoch auch stagnieren (Bild 1). Grübchen sind großflächige Ausbrüche der Oberfläche, bei dessen Entstehung ein unterhöhlender Riss mit beiden Rissenden an die Oberfläche wachsen muss. Bei hochbeanspruchten Zahnflanken ist die oberflächeninduzierte Grübchenbildung üblich [4]. Im Gleitwälzkontakt liegen zumeist Mischreibungsbedingungen vor. Rauheiten technischer Oberflächen bewirken lokale Spannungsüberhöhungen an Mikrokontakten. Durch den Materialabtrag entstehen Mikrokerben und -poren. Material im Kerbgrund bzw. an der Rissspitze wird lokal * Jaacob Vorgerd, Master of Science Lehrstuhl für Industrie- und Fahrzeugantriebstechnik Ruhr-Universität Bochum 44801 Bochum Bild 1: Verschleißverhalten, Entwicklung der oberflächentopografie, Grauflecken- und Grübchenbildung hochbeanspruchter Zahnradflanken mit steigender Lastwechselzahl [5] TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 83 Nachrichten 84 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 verstärkt beansprucht. Mit steigender Laufzeit können so aus den Mikroporen großflächige Grübchen entstehen. Simulation der Materialermüdung An der Ruhr-Universität Bochum wurden in den letzten Jahren Modelle gleitwälzender Zahnflanken zur Bestimmung des örtlichen Materialabtrags [6], der Grauflekkenbildung [5] und der Materialermüdung [7] entwickelt und über zahlreiche Versuche validiert. Einige Wechselwirkungen zwischen den Schadensmechanismen werden in den Modellen bereits berücksichtigt. Für die Differenzierung des Schadenseinleitungsortes der Grübchenbildung ist im Rahmen dieses Artikels ein analytisches Kontaktmodell [8] in die Simulation implementiert worden, mit dem die Materialbeanspruchung unter Mischreibungsbedingungen berechnet werden kann. Bild 2 zeigt Simulationsergebnisse einer FZG C-PT Prüfverzahnung im verschlissenen Zustand bei einer Drehmomentbelastung von T 1 = 373 Nm. In jeder Eingriffsstellung wird für den aktuellen Kontaktpunkt ein Spannungsfeld berechnet und hinsichtlich der Vergleichsspannung sowie eines Schädigungsgradienten [7] ausgewertet, der die zeitliche Wachstumsrate der Materialschädigung beschreibt. Die Bereiche nahe der Graufleckenkante werden verschleißbedingt am stärksten beansprucht. Das Beanspruchungsfeld unterhalb der Oberfläche zeigt zwei stark beanspruchte Bereiche. Das Beanspruchungsmaximum σ V,max befindet sich im Einzeleingriffsgebiet zwischen den Punkten B und C. Über einen großen Tiefenbereich liegen lokal hohe Beanspruchungen vor. Im Feld des Schädigungsgradienten ist zu erkennen, dass sich hohe Gradienten sowohl nahe der Oberfläche als auch deutlich unterhalb der Oberfläche befinden. Für diesen Last- und Verschleißzustand ist sowohl eine suboberflächenals auch eine oberflächeninduzierte Grübchenbildung möglich. Zur besseren Übersicht ist der Schädigungsgradient in dieser Darstellung logarithmiert und auf den Wert 1 normiert. Bild 2: Darstellung des simulierten örtlichen Schädigungsgradienten einer verschlissenen Zahnradflanke bei einer Drehmomentbelastung von T 1 = 373 Nm Bild 3: Tiefenbildaufnahme des Prüfritzels mit einem Drehmoment von T 1 = 373 Nm nach 77 h TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 84 Nachrichten 85 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Experimentelle Untersuchung Im Rahmen der experimentellen Untersuchungen wurden Laufversuche in Anlehnung an den Pittingtest nach FVA 371/ 1 durchgeführt. Die Tiefenbildaufnahme eines Ausschnittes der Zahnflanke des Prüfritzels ermöglicht nähere Aussagen über den Entstehungsmechanismus (Bild 3). Erste, flache Ausbrüche liegen an der Ausbruchspitze vor, die aus einer Graufleckenpore entstanden sind. Links oberhalb des Ausbruchs hat sich die Zahnflankenoberfläche aufgrund unterhöhlender Risse im Gefüge bereits um wenige Mikrometer angehoben. Im weiteren Schadensverlauf würde dieser Bereich von der Oberfläche ausbrechen und das Grübchen vergrößern. Das Schliffbild (Bild 4) des graugefleckten Bereichs zeigt ein dichtes Netzwerk von der Oberfläche ausgehender Mikrorisse. Die Anrisse wachsen unter einem Winkel von α ≈ 20-40° in die Materialtiefe. Mit wachsender Risslänge entspringen abschnittsweise Sekundärrisse vom Hauptriss und schlagen unter einem steilen Winkel zur Oberfläche zurück. In der Konsequenz entstehen keilförmige Ausbrüche. Das Zusammenwachsen mehrerer Ausbrüche bewirkt das Abschälen in Form von Partikeln und das Anwachsen der Poren zu Grübchen. Im Rahmen der durchgeführten Untersuchungen zeigen sämtliche Proben eine oberflächeninduzierte Grübchenbildung. Die initialen Ausbrüche liegen stets im Bereich der Graufleckigkeit, von denen das Grübchenwachstum in Richtung Wälzpunkt verläuft. Knapp oberhalb der Graufleckenkante liegt die maximale Tiefe der Ausbrüche. Fazit Der real elastische Zahnkontakt stellt ein komplexes Kontaktproblem dar. Es existieren räumlich und zeitlich variierende tribologische Wechselwirkungen zwischen den Kontaktpartnern und dem Schmiermittel. Festkörperkontakte an den Rauheitsspitzen bewirken lokale Spannungsüberhöhungen nahe der Oberfläche. Materialabtrag durch Mikroporen entlastet zunächst lokal Bereiche hoher Beanspruchung. Die Mikroporen auf der Oberfläche erzeugen aber gleichzeitig eine Kerbwirkung. An den Ermüdungsrissen setzen weiteres Risswachstum und Partikelablösungen von der Oberfläche ein. Schließlich führt dieser iterative Schälprozess zu einer oberflächeninduzierten Grübchenbildung. In zukünftigen Arbeiten soll mit weiteren experimentellen Untersuchungen der Einfluss des Schmierstoffs auf den Entstehungsmechanismus der Grübchenbildung evaluiert werden. Durch eine Variation der Profilverschiebung werden die Wechselwirkungen zwischen Graufleckigkeit und Grübchenbildung durch eine andere Pressungsverteilung entlang der Eingriffsstrecke untersucht. Literatur [1] N.N, GfT-Arbeitsblatt 7 - Tribologie: Verschleiß, Reibung - Definition, Begriffe, Prüfung, 2002. [2] F. Klocke und C. Brecher, Zahnrad- und Getriebetechnik. 2016 [3] M. Hergesell, Grauflecken- und Grübchenbildung an einsatzgehärteten Zahnrädern mittlerer und kleiner Baugröße. Dissertation Technische Universität München, 2013. [4] K. Sommer, R. Heinz und J. Schöfer, Verschleiß metallischer Werkstoffe. 2010. [5] C. Lohmann, Zusammenhang von Ermüdung, Rissbildung, Verschleiß und Graufleckentragfähigkeit an Stirnrädern. Dissertation Ruhr-Universität Bochum, 2016. [6] M. Walkowiak, Örtliche Belastungen und Verschleißsimulation in den Zahneingriffen profilkorrigierter gerad- und schrägverzahnter Stirnradgetriebe zwischen Einfederungsbeginn und Ausfederungsende. Dissertation Ruhr- Universität Bochum, 2013. [7] M. Weibring, L. Gondecki und P. Tenberge, Simulation of fatigue failure on tooth flanks in consideration of pitting initiation and growth, 2019. [8] A. Labiau, F. Ville, P. Sainsot, E. Querlioz und T. Lubrecht, Effects of sinusoidal surface roughness under starved conditions on rolling contact fatigue, 2008. Bild 4: oberflächige initiierung und ausbreitung von Mikrorissen TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 85 Nachrichten 86 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 GfT-Förderpreis Dissertation Ausbildung tragfähigkeitssteigernder Grenzschichten in der Zahnradfertigung René Greschert * Kurzfassung Ein wirksames Mittel zur Steigerung der Zahnradtragfähigkeit stellen tribologische, selbstregenerative Grenzschichten dar, die die Bauteilrandzone vor Reibung und Verschleiß schützen. In der vorliegenden Arbeit wird deshalb der Einfluss des Schleifprozesses, des Kühlschmierstoffs und des Einlaufs auf die Grenzschicht und auf das daraus resultierende Betriebsverhalten beschrieben, um eine zielgerichtete Bauteilvorkonditionierung in der Zahnradfertigung zu ermöglichen. Die Betrachtungen umfassen experimentelle Untersuchungen auf Grundlagenebene im Zwei-Scheiben-Versuch und auf Applikationsebene im Zahnradversuch. Schlagwörter Zahnrad, Schleifen, Kühlschmierstoff, Additive, Reibung, Grenzschicht Abstract Tribological, self-regenerative boundary layers that protect the surface zone from friction and wear represent an effective means of increasing the load carrying capacity of gears. The present thesis therefore describes the influence of the grinding process, the metalworking fluid and the running-in procedure on the boundary layer and on the resulting operating behavior in order to enable targeted preconditioning in gear manufacturing. The considerations include experimental investigations on the basic level in the two-disk test and on the application level in the gear test. Keywords gear, grinding, metalworking fluid, additives, friction, boundary layer Ausgangssituation, Zielsetzung und wesentliche Erkenntnisse der Arbeit Bei Verzahnungen aus gehärtetem Einsatzstahl stellt üblicherweise die Schleifbearbeitung den Abschluss der Fertigungskette dar. Infolge der eingebrachten mechanischen und thermischen Energie kommt es dabei zu einer Veränderung der Grenzschicht [BRIN82]. Der Verzahnungsschleifprozess wird in der Regel nur durch die Maßhaltigkeit und die Oberflächenrauheit toleriert und nicht durch Grenzschichteigenschaften wie z.B. die Gefügestruktur oder die chemische Oberflächenbelegung. Mithilfe der Methoden der Grenzschichtanalytik lässt sich jedoch auch für Verzahnungen nachweisen, dass es infolge des Schleifens zu Veränderungen in der Grenzschicht kommt. Das Reibungs- und Verschleißverhalten von Zahnflanken wird durch Grenzschichten beeinflusst, die sich an der Bauteiloberfläche in der Fertigung, im Einlauf und im Betrieb ausbilden. Die Grenzschichteigenschaften werden ihrerseits durch die Parameter der Endbearbeitung und des Einlaufs beeinflusst. Eine funktionale Einstellung der Grenzschicht im Hinblick auf das Bauteilbetriebsverhalten in der späteren Applikation ist für die Kolben-Zylinder-Paarung bereits Stand der Technik [BERL09]. Für mechanisch und tribologisch hochbelastete Zahnflankenkontakte ist das Potenzial und die Wirkungsweise einer solchen Bauteilvorkonditionierung bislang jedoch nicht erforscht. Das Ziel dieser Arbeit bestand deshalb darin, ein Modellverständnis zum Zusammenhang zwischen der Fertigung, der Grenzschicht und dem Bauteilbetriebsverhalten von Zahnrädern zu entwickeln. Das Forschungsziel stellte eine wissenschaftliche Herausforderung dar, da es eine prozess- und skalenübergreifende Beschreibung der Grenzschichtbildung und -wirkung auf wälzbeanspruchten Oberflächen umfasste. Es wurden Sätze von Prüfkörpern und Prüfverzahnungen mit verschiedenen Schleifprozessvarianten und Kühlschmierstoffen (KSS) hergestellt. Die Prüfteile wurden hinsichtlich ihrer Grenzschicht analysiert und auf einem mit Getriebeöl geschmierten Prüfstand hinsichtlich ihres Betriebsverhaltens untersucht. Bei den Prüfstandsuntersuchungen wurden für die mit unterschiedlichen thermomechanischen Energieeinträgen und mit unterschiedlichen KSS geschliffenen Prüfteile reproduzierbare Unterschiede des Reibungs- und Bauteilermüdungsverhaltens im Zeitfestigkeitsgebiet ermittelt. Da die Versuchsergebnisse nicht ausreichend anhand der konventionell in der Zahnradfertigung tolerierten Bauteileigenschaften wie z.B. Rauheit, Härte und z.T. Eigenspannungen erklärt werden konnten, wurden die Unterschiede im Bauteilbetriebsverhalten auf die Wirkungsmechanismen der Ausbildung der fertigungsbedingten Grenzschicht zurückgeführt. In Bezug auf die thermomechanische Bauteilvorkonditionierung erwiesen sich die feinkörnige Tribomutati- * Dr.-Ing. René Greschert Werkzeugmaschinenlabor (WZL) der RWTH Aachen Abteilung Getriebetechnik, 52074 Aachen TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 86 Nachrichten 87 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 onsschicht und deren Abstützung auf dem Grundgefüge als wesentliche Einflussfaktoren auf das Bauteilbetriebsverhalten. Die Ausbildung einer tragfähigkeitssteigernden Tribomutationsschicht in der Bauteilendbearbeitung oder während des Bauteileinlaufs setzte die Einbringung eines ausreichenden thermome-chanischen Energieeintrags in die Bauteilrandzone voraus. Die Bauteilbeanspruchbarkeit in der Vorkonditionierungskette war jedoch nach oben hin begrenzt durch thermische Gefügeschädigungen beim Schleifen bzw. durch Bauteilfrühschädigungen beim Einlauf. In den Prüfstandsversuchen zeichneten sich deshalb die Prüfkörper, die mit einem moderaten Energieeintrag vorkonditioniert worden waren, als die hinsichtlich Reibung und Ermüdungsverschleiß günstigsten Varianten aus. Die Beobachtungen zum Bauteileinlauf lassen sich somit in die von B ERLET [BERL09] aufgestellte Modellvorstellung einordnen, wonach ein definierter thermomechanischer Energieeintrag eine tribologisch günstige Grenzschichteinstellung bewirken kann, siehe Bild 1. Durch die selbst unter Einsatz öllösender Reinigungsmittel wie Bremsenreiniger und Aceton nicht vermeidbare Mitnahme der KSS-Rückstände in die Endanwendung kommt es zusätzlich zu einer chemischen Vorkonditionierung der Bauteiloberfläche durch die Endanwendung. KSS und Getriebeöl weisen auf molekularer Ebene verwandte Bindungsmechanismen an die Metalloberfläche auf. Zur Beschreibung der KSS-Wirkung lässt sich dazu die Modellvorstellung nach S CHULZ [SCHU10] nutzen, deren Ursprung in der Metallbearbeitung liegt. Im Hinblick auf das Bauteilbetriebsverhalten ist jedoch zu berücksichtigen, dass KSS dahingehend ausgelegt werden, die Zerspanung effizienter zu machen, indem sie die Rissbildung in der Spanzone fördern. Dies konnte auch für die in dieser Arbeit eingesetzten KSS in Form von Schleifleistungsmessungen bestätigt werden. Die Additive des Getriebeöls werden jedoch dahingehend ausgelegt, Rissbildung zu verhindern oder für bestehende Risse das Risswachstum zu hemmen. Für ein tribologisch günstiges Bauteilbetriebsverhalten ist es deshalb wichtig, dass die Bauteiloberfläche in der Applikation schnell und flächendeckend durch die Getriebeöladditive benetzt wird und ein Schutzschichtaufbau einsetzt. Infolge der evtl. noch an der Oberfläche haftenden KSS-Moleküle kann es in der Applikation zu einer Begünstigung oder Behinderung der Anlagerung der Getriebeöladditive und des sich daran anschließenden Grenzschichtaufbaus kommen, da die Prozesse konzentrations- und zeitabhängig sind. Danksagung Der Autor dankt der Deutschen Forschungsgemeinschaft (DFG) [BR2905/ 44] für die Bereitstellung der finanziellen Mittel zur Durchführung des zugrundeliegenden Forschungsprojekts. Großer Dank gilt Herrn Prof. Christian Brecher für die Betreuung der Promotion. Weiter hervorzuheben sind die Firma Klingelnberg für die Bereitstellung einer Verzahnungsschleifmaschine und eines Verzahnungsmesszentrums, sowie die Firmen Fuchs Schmierstoffe und Fuchs Wisura für die Bereitstellung der Versuchsöle. Literatur [BERL09] Berlet, P.: Einfluss spanender Endbearbeitungen mit geometrisch unbestimmten Schneiden auf tribologische Funktionsflächen. Diss. Universität Karlsruhe, 2009 [BRIN82] Brinksmeier, E.: Randzonenanalyse geschliffener Werkstücke. Diss. Universität Hannover, 1982 [SCHU10] Schulz, J.; Holweger, W: Wechselwirkung von Additiven mit Metalloberflächen. Renningen: Expert, 2010 Bild 1: Mögliche Wege der Wechselwirkung zwischen Fertigung und Betrieb TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 87 Nachrichten 88 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 ECOTRIB-Kongresse (European Conference on Tribology) finden seit 2007 zweijährlich statt und werden abwechselnd von den beteiligten Partnern des ECOTRIB- Konsortiums (d. s. die nationalen Tribologie-Gesellschaften von Italien, Slowenien, der Schweiz und von Österreich) organisiert. Für die heuer im Juni turnusmäßig vorgesehene ECOTRIB 2019 lag die Verantwortung wieder bei der ÖTG, die sich auf diesen internationalen Tribologie-Kongress bereits seit Herbst 2017 vorbereitete. Ziel dieser Fachveranstaltung (bzw. auch der zukünftig geplanten ECOTRIB-Konferenzen) war/ ist es, das bestehende Wissensdefizit um neue tribotechnische Methoden, Verfahren und Produkten v. a. im Bereich der Anwender abzubauen. Im Kontext des internationalen Erfahrungsaustausches hatten auch die Vertreter der Wissenschaft die Möglichkeit, ihre aktuellen Forschungsthemen bzw. -ergebnisse vorzutragen. Die Einbeziehung einer ebenfalls schon einige Male in Österreich durchgeführten und bei Fachkollegen bekannten Veranstaltungsreihe („MaTri“ - Austrian-Indian Conference on Materials Engineering and Tribology) in die Konferenzorganisation 2019 schuf eine zusätzliche Attraktivität für die Teilnehmer und bot darüber hinaus Vorteile aus der Sicht der Organisationseffizienz. ECOTRIB 2019 befasste sich in Plenarvorträgen und Fachpräsentationen (dem überregionalen bzw. internationalen Charakter des Kongresses entsprechend einheitlich in englischer Sprache) u. a. mit den thematischen Schwerpunktbereichen: • Fundamentals of tribology / Nanotribology • Novel lubricants and lubrication concepts • Smart materials and functional coatings • Biotribology / Tribology in life sciences • Tribosystem reliability, lifetime assessment, condition monitoring • Modelling and simulation of tribological processes and systems • Tribosensorics and measuring methods for tribological tasks Der Einzugsbereich der Vortragenden sowie der Teilnehmer lag schwerpunktmäßig - den Intentionen des Organisations-Konsortiums entsprechend - im Bereich Europa zentral / Süd / Ost, doch konnten auch Teilnehmer aus weit entfernten Ländern (z. B. Australien, Brasilien, Kamerun, …) begrüßt werden. Insgesamt waren etwa 280 Teilnehmer aus über 30 Ländern registriert. Nicht alle Personen konnten - etwa wegen Visa-Problemen - ihre Teilnahme an der ECOTRIB 2019 auch realisieren. Die Eröffnung des Kongresses nahm Geschäftsführer Dipl.-Ing. Adolf K ERBL namens des Gastgebers (und Mitveranstalters! ), des Fachverbandes „Metalltechnische Industrie“ (FMI) in der Wirtschaftskammer Österreich (WKO) vor. Die Veranstaltung sah am 1. und 2. Kongresstag in Wien - nach einem einleitenden Vortragsblock (6 Plenarvorträge, ca. je 30 min) - insgesamt sechs Parallel-Sessions mit über 160 Vorträgen vor. Für die thematischen Sessions konnten jeweils „eingeladene Vorträge“ (gehalten durch international ausgewiesene „invited speakers“) im Programm angeboten werden. Besonders konnten sich die Veranstalter über die Anwesenheit des amtierenden Präsidenten des International Tribology Councils (ITC) freuen: Dr. Ali E RDEMIR (Argonne National Institute, Argonne, USA). Er eröffnete offiziell das fachliche Programm und gab im Eröffnungsreferat einen Einblick bzw. historischen Rückblick in die jüngsten Erfolge im Einsatz von Werkstoffen und Oberflächenschichten im Hinblick auf Superlubrizität, also der Möglichkeit, ultrakleine Reibzahlen - auch in der täglichen Praxis - zu realisieren. Die weiteren Plenarvorträge griffen ebenfalls „hot topics“ der Tribologie auf: Prof. Ashlie M ARTINI (University of California Merced, USA) berichtete über aktuelle Fortschritte, Herausforderungen und Möglichkeiten reaktiver molekulardyna- Mitteilungen der ÖTG Erfolgreicher Kongress ECOTRIB 2019 in Wien Dr. ali E RDEMiR (iTC), bei seinem Plenarreferat Quelle: ÖTG - F. Franek TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 88 Nachrichten 89 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 mischer Simulationen in der Tribochemie als Werkzeug, die Wirkungsweise von Tribofilmen zu verstehen. Prof. emer. Gwidon W. S TACHOWIAK (Curtin University, Bentley, Australien) widmete sich kritisch der - angesichts der Herausforderungen der heutigen Gesellschaft in sozialen, wirtschaftlichen und ökologischen Belangen hochaktuellen - Frage, ob Fortschritt ohne Tribologie denn möglich sei. Prof. Maria-Isabel DE B ARROS B OUCHET (Ecole Centrale de Lyon, Laboratory of Tribology and System Dynamics, Lyon, Frankreich) präsentierte einen neuartigen Ansatz in der Tribochemie, nämlich die Erforschung der Wirkmechanismen der sogenannten Gas-Phasen- Schmierung (GPL) als Beitrag zu effizienten und nachhaltigen Schmierungstechnologien. Prof. Hannes HICK (Technische Universität Graz - Institute of Machine Components and Methods of Development, Graz, Österreich) setzte sich mit den künftigen Herausforderungen der Tribologie auseinander, die sich aus den aktuellen Tendenzen der automotiven Mobilität (Stichwort E-Mobilität), z. B. für Systeme des Antriebsstranges, ergeben. Dr. Helena R ONKAINEN (und Mitautoren) berichtete über die weitreichenden Möglichkeiten der Multi-Skalen-Modellierung, das mechanische und tribologische Verhalten von Oberflächenschichten im Hinblick auf Verschleißminderung durch Simulationsmethoden abzuschätzen und damit ein gezieltes Werkstoff-Design zu unterstützen. Die Kongressveranstaltung wurde an den ersten beiden Tagen durch eine einschlägige Fachausstellung (8 nationale und internationale Forschungsprovider, Hersteller von Mess- und Prüfequipment) begleitet. Der 3. Kongresstag bot einen Veranstaltungsteil in Wiener Neustadt. Neben den touristischen Optionen (Führung durch die Landesausstellung Wiener Neustadt sowie durch das Flugzeugmuseum Aviaticum) hatten die Teilnehmer die Möglichkeit, die am Standort tfz (Technologie- und Forschungszentrum) Wiener Neustadt tätigen Forschungsinstitutionen, insbesondere AC2T research GmbH (COMET-K2-Exzellenzzentrum für Tribologie), CEST - Kompetenzzentrum für elektrochemische Oberflächentechnologie GmbH (COMET-K1- Exzellenzzentrum für Oberflächentechnologie) sowie AAC - Aerospace and Advanced Composites GmbH, zu besichtigen. In den Pausen bestand ausreichend Möglichkeit für Kommunikation im Kollegenkreis sowie zum Networking. ECOTRIB 2019 wurde dankenswerter Weise durch das österreichische Bundesministerium für Verkehr, Innovation und Technologie, durch das Land Niederösterreich sowie durch den Fachverband „Metalltechnische Industrie“ unterstützt. Zwei „Jung-Tribologen“ konnten sich über den von dem Journal „Lubricants“ gestifteten „ECOTRIB 2019 Best Poster Award“ freuen: Nazli A CAR , Hamburg University of Applied Sciences (HAW Hamburg), Deutschland, und Adam A GOCS , AC2T research GmbH, Wiener Neustadt, Österreich. Martina G ANTAR -H OFINGER , 08.07.2019 Preisträger adam a GoCS (3.v.li) mit den Juroren (v.li.): Prof. Carsten G aCHoT (TU Wien), Prof. Friedrich F RaNEk (ÖTG) sowie Prof. Michel F iLLoN , Université de Poitiers - CNRS, Frankreich (rechts) - Quelle: ÖTG TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 89 Nachrichten 90 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 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 / E I N L A D U N G 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/ TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 90 Nachrichten 91 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 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. Manuskript / Volltext Abgabetermin: 23. September 2019 Manuskripte zu bestätigten Vortragsanmeldungen (Bestätigung erfolgt bis spätestens 09.08.2019) sind zeitgerecht elektronisch an das Tagungssekretariat der ÖTG zu senden (office@oetg.at) bzw. mit Hilfe des Anmeldetools hochzuladen. Die Beiträge sind erbeten als Abstract (2 Seiten A4) oder Extended Abstract (6 - 8 Seiten A4), Format MS-Word®), unter Einhaltung der von uns zur Verfügung gestellten Formatvorlage. 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. 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. 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 TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 91 Patentumschau 92 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 DE000069613625T2 F02F 3/ 00 Miyazawa, Kazuo; Onodera, Akihito Yamaha Hatsudoki K.K., Iwata Brennkraftmaschine Diese Erfindung betrifft eine Brennkraftmaschine mit zumindest einem Zylinder, der eine Zylinderbohrung hat, in der ein hin und hergehender Kolben gleitend aufgenommen ist, verbunden mittels einer Pleuelstange mit einer Kurbelwelle, die Pleuelstange hat ein kleines Ende, befestigt mit dem Kolben mittels eines Kolbenbolzens, der mit einem Paar von Bolzen-Nabenabschnitten verbunden ist, und die ein großes Ende hat, verbunden mit der Kurbelwelle mittels eines Kurbelbolzens, außerdem mit Kugeloberflächen-Lagern, angeordnet und gleitbar in den Bolzen-Nabenabschnitten, die mit Bolzen-Einsetzlöchern versehen sind. DE000069317470T3 C21D 8/ 04 Kato, Toshiyuki; Kawabe, Hidetaka; Matsuoka, Saiji; Sakata, Kei; Yasuhara, Eiko Kawasaki Steel Corp., Kobe Hochfester, kaltgewalzter Stahlblech mit ausgezeichneten Tiefzieheigenschaften und Verfahren zu dessen Herstellung Die vorliegende Erfindung betrifft ein Verfahren zur Herstellung eines hochfesten, kaltgewalzten Stahlblechs mit ausgezeichneten Tiefzieheigenschaften und ausgezeichneter Duktilität, der sich für die Verwendung in Automobilen und dergleichen eignet. Beschreibung des relevanten Standes der Technik DE000069801948T2 F04B 39/ 02 Uchikado, Iwao Sanden Corp., Isesaki Kompressor mit einer Schmiervorrichtung mit welcher ein Schmieröl zusammen mit einem Kühlgas in ein Kurbelgehäuse geblasen wird Die vorliegende Erfindung bezieht sich hauptsächlich auf einen Taumeischeiben- oder einen Einzeltaumelscheibenkompressor (fixierte Verdrängung oder variable Verdrängung) zur Verwendung in einer Fahrzeugklimaanlage und genauer gesagt auf einen Kompressor mit einem darin vorgesehenen Schmiermechanismus, bei dem in einem Betriebszustand ein in einer Niederdruckkurbelkammer befindliches Schmieröl in einen Verbindungsdurchlass eingesaugt wird, der eine Verbindung zwischen der Kurbelkammer und einer Hochdruckauslasskammer oder einer Zwischendruckkammer herstellt und anschließend in vernebelter Form in die Kurbelkammer eingespritzt wird. DE000069520272T2 F04B 39/ 02 Kawaguchi, Masahiro; Michiyuki, Takashi; Okada, Masahiko; Sonobe, Masanori; Suitou, Ken; Yokono, Tomohiko Kabushiki Kaisha Toyoda Jidoshokki Seisakusho, Kariya Verfahren zur Schmierung in einem Verdichter ohne Kupplung und Regelung der Schmierung Die Erfindung betrifft ein Verfahren zur Schmierung und ein Gerät zur Regelung bzw. Steuerung der Schmierung in einem Verdichter ohne Kupplung gemäß den Oberbegriffen der Ansprüche 1, 2 und 9. DE000069328130T2 F16H 45/ 02 Gooch, Douglas Craig; Steurer, John Scott; Waling, Loyd Alan Eaton Corp., Cleveland Kupplungseinheit eines automatischen, mechanischen Getriebes Die vorliegende Erfindung betrifft automatische, mechanische Getriebe und insbesondere überbrückbare Drehmomentwandler, die eine Kraftunterbrechungskupplung aufweisen. DE000069513240T2 F16H 57/ 04 Inoue Daisuke, Jp; Ito Hiroshi, Jp; Yasue Hideki, Jp Toyota Motor Co Ltd, Jp Einrichtung zur wirksamen Schmierung eines Kraftübertragungssystems in einem Kraftfahrzeug bei der Inbetriebnahme des Kraftfahrzeugs Die vorliegende Erfindung bezieht sich im allgemeinen auf ein Motorfahrzeug, das eine Schmiervorrichtung für ein Kraftübertragungssystem gemäß dem Oberbegriff des Patentanspruchs 1 hat. DE000069605408T2 F04C 29/ 02 Crum, Daniel; Kotlarek, Peter; Rood, Jerry; Simmons, Bill; Teegarden, Arlo American Standard Inc., Piscataway Gas- und Schmieröl Leitungssystem für Spiralverdichter Die vorliegende Erfindung betrifft Gasverdichter des Spiraltyps. Insbesondere betrifft die vorliegende Erfindung den geregelten Fluß von Schmieröl und Gas in einem und durch einen Unterseiten-Kühlmittel-Spiralverdichter. Erklärung Für jedes veröffentlichte Patent ist der Informationstext nach folgender Reihenfolge gegliedert: Veröffentlichungs-Nummer; IPC - Hauptklasse; Erfinder; Anmelder / Inhaber; Titel der Erfindung / des Patents; Abstract. Patentumschau TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 92 Schadensanalyse/ Schadenskatalog 93 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 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 Gleitlager 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: Dünnwandige Lagerschale Oberbegriff: Korrosion Unterbegriff: Chemische Korrosion Beschreibung des Schadensbildes Raue, poröse oder samtige Flächige Bereiche in der Hauptbelastungszone. Dunkle, oft schwarze Verfärbungen und/ oder Abtragungen des Lagermetalles. In Extremfällen Angriff der Bleibronze. Schadensursache Chemische Reaktionen des Lagermetalles mit dem Schmieröl, das aggressive Eigenschaften durch Verunreinigungen mit Wasser, Frostschutzmittel, Säuren oder Laugen aufweist. TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 93 Anzeige 94 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 BAUWESEN \ QUALITÄTSMANAGEMENT Ingolf Friederici Konformität von Produkten Gesetzliche Anforderungen, Konformitätsbewertungen, Konformitätsdokumente, Prüfbescheinigungen 2019, ca. 300 Seiten €[D] 49,90 ISBN 978-3-8169-3471-4 eISBN 978-3-8169-8471-9 Auf der Seite des Bestellers und auch auf der Seite von Lieferanten bestehen häu g erhebliche Wissenslücken zu dem Thema Prüfbescheinigungen und Konformitätserklärungen, die zu unangenehmen Folgen im Geschäftsverkehr führen. Dieses Buch vermittelt einen breiten Überblick über die gesetzlichen und normativen Grundlagen und trägt durch vertiefende Interpretationen der einschlägigen Dokumente zu deren besseren Verständnis bei. Fundierte Praxistipps und Muster sowie ein umfangreicher Fragen-Antworten-Katalog sorgen für einen hohen Nutzen beim Leser. Inhalt: EU-Richtlinien und -Verordnungen, Harmonisierte Europäische Normen, EU-Konformitätserklärung/ Leistungserklärung, EN 10204 Prüfbescheinigungen, ISO-IEC 17050 Konformitätserklärung des Anbieters, ISO 16228 Prüfbescheinigungen für mechanische Verbindungselemente, CoC Certi cate of Conformity, Rechtliche Aspekte, erforderliche Bestellangaben Der Autor Ingolf Friederici ist Ingenieur für Normung und Qualitätsmanagement. Er studierte nach der Lehre als Maschinenschlosser und technischer Zeichner an der Ingenieurschule Frankfurt. Beru iche Stationen: Sachbearbeiter, Gruppenleiter und Abteilungsleiter in Konstruktion und Normung in Maschinenfabriken, Leiter Qualitätsplanung und QM-System, Seminarleiter. Der Autor war als Experte in deutschen und europäischen Normungsgremien zu zahlreichen Sachthemen, u. a. Qualitätsmanagement und Prüfbescheinigungen tätig. Die Interessenten: Führungskräfte und Mitarbeiter aus Entwicklung und Konstruktion, Produktmanagement, Verkauf und Vertrieb, Einkauf, Produktion, Qualitätssicherung aus Unternehmen vieler Branchen, von Händlern, von Abnahmeorganisationen, sowie Lehr personal an Berufsschulen und Technischen Fachhochschulen 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: Mai 2019 · Änderungen und Irrtümer vorbehalten! TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 94 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik 95 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik W. J. Bartz, Denkendorf 4.5.5 Einflüsse auf Zahnradschäden Bei der Auslegung von Zahnradgetrieben ist die Sicherheit gegen Zahnbruch, Grübchen und Fressen von größter Bedeutung (Tabelle 4.22). Insbesondere die Fresstragfähigkeit eines Getriebes hängt außer von der Viskosität vor allem von der EP-Legierung des Getriebeöles ab. Tabelle 4.22: Einflüsse von Werkstoff, konstruktion, Betriebsbedingungen und Schmierstoff auf Zahnradschäden Zahnradschäden Unter Druck stehender physikalischer Tragfilm Chemische-physikalischer Reaktionsfilm Fressen/ Verschleiß direkt direkt Grübchen direkt nur bedingt Flimbildung Unter Druck stehender Tragfilm: Viskosität Viskosität Chem.-physikal. Reaktionsfilm: Additivwirksamkeit (Oberflächenaktivität) Tabelle 4.23: Schmierstoffeinflüsse auf Zahnradschäden und Flimbildung Hinsichtlich der Beeinflussung der Grübchenbildung durch den Schmierstoff sind die Zuammenhänge nicht gleicherweise eindeutig. Trotzdem kann man von folgenden Einflüssen ausgehen: - Viskosität: Höhere Viskosität, geringere Grübchengefahr - Grundöl: Manche synthetischen Öle verringern die Grübchengefahr - Additive: Neutrale, negative und positive Effekte. Generell können die folgenden Schmierstoffeinflüsse unterschieden werden (Tabelle 4.23). Die Höhe der einzelnen Einflüsse auf Langsamlaufverschleiß, Grübchenbildung, Graufleckigkeit und Fressen wird anhand der Tabellen 4.24 bis 4.27 verdeutlicht. Die Einflüsse auf den Zahnbruch werden in Tabelle 4.28 zusammengefasst. Dieser Schaden kann nicht über den Schmierstoff beeinflusst werden. -physikalischer R TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 95 Handbuch der Tribologie und Schmierungstechnik 96 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Werkstoff Paarung gleicher Härte Einsatzgehärtet : Gasnitriert 1 : 10 Einsatzgehärtet : Vergütet 1 : 0,5 Vergütet : Sphäroguss (GGG) 1 : 1 Härteunterschiede bis 50 HV 1 : 0,8 Schmierstoff Paarung unterschiedlicher Härte Weich/ Weich : Hart/ Weich 1 : 0,1 Hart/ Weich : Hart/ Sphäroguss 1 : 2,5 Verdoppeln der Nennviskosität bei 40 C 1 : 3 Additive 1 : 1. . . 3 Ungeschmiert : Geschmiert Hart/ Hart 1 : 20 Weich/ Weich 1 : 200 Geometrie Ausgeglichene : Einseitige Verzahnung 1 : 1 Verdoppeln des Moduls 1 : 1,4 Kopfrücknahme 1 : 1,2 Tabelle 4.24: Einflüsse auf Langsam-Lauf-Verschleiß Werkstoff, Oberfläche Flankenrauheit verringern auf 1/ 16 1 : 2 nicht eingelaufene : eingelaufene Oberfläche 1 : 3 Einsatzhärte : Nitrieren : Phosphatieren : Verkupfern 1 : 2 : 1,4 : 3 normaler Austenitgehalt : rostfreier Stahl 1 : 0,3 Schmierstoff EP-AdditiveAdditive 1 : 5 unlegierte Öle - Viskosität verdoppeln 1 : 1,5 legierte Öle - Viskosität verdoppeln 1 : 1,15 Geometrie, Betriebsbedingungen Ändern der Verzahnungsgeometrie 1 : 6 (Modul, Profilverschiebung) Kopfrückname 1 : 2 Geradverzahnung : Schrägverzahnung 1 : 0,75 hohe : niedrige Umfangsgeschwindigkeit 1 : 8 Tabelle 4.25: Relative Einflüsse auf die Fresstragfähigkeit (Drehmoment) Werkstoff Vergütet : Nitriert : Einsatzgehärtet 1 : 2 : 5 Vergütungsstahl: Gefräst : Gekläppt : Geschliffen 1 : 1,2 : 1,4 Geschliffen : Geschliffen verkupfert 1 : 1,2 Einsatzstahl: Geschliffen : Geschliffen verkupfert 1 : 1,1 Weich/ Weich : Hart (feingeschliffen)/ Weich 1 : 1,1 Gegossen : Gewalzt : Gesenkgeschmiedet 1 : 1,15 Schmierstoff Doppelte Nennviskosität Vergütet 1 : 1,1 Einsatzgehärtet 1 : 1,05 Betriebsviskosität über 20 : unter 10 mm 2 / s 1 : 0,8 Mineralöl : Syntheseöl Vergütet 1 : 2 Einsatzgehärtet 1 : 1,3 Mineralöl : Mineralöl mit EP-Zusätzen 1 : 1 Geometrie Null-Verzahnung : V-Verzahnung Z 1 unter 20 1 : 1,3 Z 1 über 40 1 : 1,1 Eingriffswinkel 20 : 28 Z 1 unter 20 1 : 1,3 Z 1 über 40 1 : 1,3 Normalverzahnung : Hochverzahnung 1 : 1,3 Geradverzahnung : Schrägverzahnung ( β = 30 ) 1 : 1,4 Ohne : mit Kopfrückname 1 : 1,2 Tabelle 4.26: Relative Einflüsse auf die Grübchenbildung (Drehmoment) TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 96 Normen 97 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen E DIN EN ISO 4259-1/ A1: 2019-04 Print: 51,70 EUR/ Download: 47,60 EUR Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 1: Bestimmung der Präzisionsdaten von Prüfverfahren - Änderung 1 (ISO 4259- 1: 2017/ DAM 1: 2019); Deutsche und Englische Fassung EN ISO 4259-1: 2017/ prA1: 2019 Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 1: Determination of precision data in relation to methods of test - Amendment 1 (ISO 4259-1: 2017/ DAM 1: 2019); German and English version EN ISO 4259-1: 2017/ prA1: 2019 Erscheinungsdatum: 2019-03-01 Einsprüche bis 2019-04-22 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. E DIN EN ISO 4259-2/ A1: 2019-04 Print: 51,70 EUR/ Download: 47,60 EUR Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 2: Anwendung der Präzisionsdaten von Prüfverfahren - Änderung 1 (ISO 4259- 2: 2017/ DAM 1: 2019); Deutsche und Englische Fassung EN ISO 4259-2: 2017/ prA1: 2019 Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 2: Interpretation and application of precision data in relation to methods of test - Amendment 1 (ISO 4259-2: 2017/ DAM 1: 2019); German and English version EN ISO 4259-2: 2017/ prA1: 2019 Vorgesehen als Änderung von DIN EN ISO 4259- 2: 2018-04 Erscheinungsdatum: 2019-03-22 Einsprüche bis 2019-05-15 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. B DIN ISO 11218: 1994-06 Luft- und Raumfahrt; Reinheitsklassen für Hydraulik- Flüssigkeiten; Identisch mit ISO 11218: 1993 Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr; dafür kann ISO 11218: 2017 angewendet werden. Einsprüche bis 2019-04-30 E DIN EN ISO 12922: 2019-03 Print: 89,80 EUR/ Download: 82,60 EUR Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Produkte (Klasse L) - Familie H (Hydraulische Systeme) - Anforderungen an Druckflüssigkeiten in den Kategorien HFAE, HFAS, HFB, HFC, HFDR und HFDU (ISO/ DIS 12922: 2019); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 12922: 2019 Lubricants, industrial oils and related products (class L) - Family H (Hydraulic systems) - Specifications for hydraulic fluids in categories HFAE, HFAS, HFB, HFC, HFDR and HFDU (ISO/ DIS 12922: 2019); German and English version prEN ISO 12922: 2019 Vorgesehen als Ersatz für DIN EN ISO 12922: 2013-04 Erscheinungsdatum: 2019-02-15 Einsprüche bis 2019-04-08 Gegenüber DIN EN ISO 12922: 2013-04 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Einführung und Abschnitt „Begriffe“ wurden ergänzt; b) Überarbeitung der festgelegten Verfahren zur Messung des Wassergehalts in wasserbasierten Flüssigkeiten der Typen HFA/ HFB/ HFC; c) Mitteilung der Statusänderung von ISO 15029 „Petroleum and related products - Determination of spray ignition characteristics of fire-resistant fluids - Part 2: Spray test - Stabilised flame heat release spray method“; d) Erhöhung der Anforderung der Oxidation von HFDU- Flüssigkeiten; e) Überarbeitung der Fußnote zum aktuellen Stand von ISO 20763 „Petroleum and related products - Determination of anti-wear properties of hydraulic fluids - Vane pump method for HFB/ HFC/ HFD fluid types“. 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. Normen TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 97 Normen 98 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 E DIN EN ISO 14935: 2019-03 Print: 74,40 EUR/ Download: 68,30 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der Nachbrennzeit schwer entflammbarer Flüssigkeiten an einem Docht (ISO/ DIS 14935: 2019); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 14935: 2019 Petroleum and related products - Determination of wick flame persistence of fire-resistant fluids (ISO/ DIS 14935: 2019); German and English version prEN ISO 14935: 2019 Vorgesehen als Ersatz für DIN EN ISO 14935: 1998-12 Erscheinungsdatum: 2019-02-15 Einsprüche bis 2019-04-08 Gegenüber DIN EN ISO 14935: 1998-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Verfahren an drei Punkten neu definiert; b) Toleranzanpassung an der Brennerdüse. Das Dokument legt ein Verfahren der Nachbrennzeit mit Flammen an einem Docht fest. Es enthält eine von zwei grundsätzlichen Prüfungen zur Bestimmung der Schwerflammbarkeit nach den Empfehlungen des Luxemburger Berichtes. DIN EN 17181: 2019-05 Print: 104,40 EUR/ Download: 96,00 EUR Schmieröle - Bestimmung des aeroben biologischen Abbaus von fertig formulierten Schmierstoffen in wässriger Lösung - Prüfverfahren mittels CO 2 -Produktion; Deutsche Fassung EN 17181: 2019 Lubricants - Determination of aerobic biological degradation of fully formulated lubricants in an aqueous solution - Test method based on CO 2 -production; German version EN 17181: 2019 Dieses Dokument legt ein Prüfverfahren für die Bestimmung des Grades des aeroben Bioabbaus fertig formulierter Schmierstoffe fest. Das organische Material in einem fertig formulierten Schmierstoff wird in einem künstlichen wässrigen Medium einem Inokulum aus Belebtschlamm ausgesetzt. Der Bioabbau, der zur Mineralisierung des organischen Materials führt, kann durch Messung des freigesetzten CO2 in einem TOC-Analysator (en: total organic carbon) bestimmt werden. Im Gegensatz zu vorhandenen Prüfverfahren, die freigesetztes CO 2 messen, nutzt dieses Verfahren eine präzise Probenvorbereitung für nicht-wasserlösliches organisches Material. E DIN EN ISO 23581: 2019-03 Print: 74,40 EUR/ Download: 68,30 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der kinematischen Viskosität - Verfahren mit dem Viskosimeter nach dem Stabinger-Prinzip (ISO/ DIS 23581: 2019); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 23581: 2019 Petroleum products and related products - Determination of kinematic viscosity - Method by Stabinger type viscosimeter (ISO/ DIS 23581: 2019); German and English version prEN ISO 23581: 2019 Vorgesehen als Ersatz für DIN EN 16896: 2017-02 Erscheinungsdatum: 2019-02-08 Einsprüche bis 2019-04-01 Gegenüber DIN EN 16896: 2017-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Übernahme durch ISO und Neuausgabe als DIN EN ISO 23581. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung der kinematischen Viskosität mittels Viskosimeter nach dem Stabinger-Prinzip durch Berechnung aus der dynamischen Viskosität und der Dichte von Mitteldestillatkraftstoffen und Fettsäuremethylester-Kraftstoffen (en: fatty acid methyl ester, FAME) sowie Gemischen dieser Kraftstoffe fest. Z DIN 51380: 2016-12 Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung der leichtsiedenden Anteile in gebrauchten Motorenölen - Gaschromatographisches Verfahren Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 51380: 2019-04 DIN 51380: 2019-04 Print: 44,40 EUR/ Download: 40,80 EUR Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung der leichtsiedenden Anteile in gebrauchten Motorenölen - Gaschromatographisches Verfahren Testing of lubricants - Test for fuel diluent in used automotive engine oils - Gas chromatography method Ersatz für DIN 51380: 2016-12 Gegenüber DIN 51380: 2016-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) das Dokument wurde redaktionell überarbeitet; b) Formulierung der Kurzbeschreibung angepasst; c) Abschnitt zu Bezeichnung entfernt; d) Formulierung zur Berechnung der Gesamtfläche des Gaschromatogramms verdeutlicht. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung von leichtsiedenden Anteilen in gebrauchten Motorenölen fest. Diese Anteile geben Hinweise auf die Kraftstoffverdünnung des Öls. Kraftstoff kann z. B. durch eine unvollständige Verbrennung im Zylinder des Motors kondensieren und so in das Motorenöl eingetragen werden. Bei den Kraftstoffen handelt es sich um Ottokraftstoff, z. B. nach DIN EN 228, und Dieselkraftstoffe auf Mineralölbasis, z. B. nach DIN EN 590. E DIN 51451: 2019-03 Print: 81,90 EUR/ Download: 75,40 EUR Prüfung von Mineralölerzeugnissen und verwandten Produkten - Infrarotspektrometrische Analyse - Allgemeine Arbeitsgrundlagen Testing of petroleum products and related products - Analysis by infrared spectrometry - General working principles Vorgesehen als Ersatz für DIN 51451: 2004-09 Erscheinungsdatum: 2019-02-08 Einsprüche bis 2019-04-01 Gegenüber DIN 51451: 2004-09 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Wegfall der Gitter-Geräte, da sie heute nur noch in Ausnahmefällen verwendet werden; TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 98 Normen 99 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 b) Aufnahme der ATR-Technik; c) Anpassung an die aktuellen Gestaltungsregeln. Dieses Dokument legt die allgemeinen Arbeitsgrundlagen der infrarotspektrometrischen Analyse für die Prüfungen von Mineralölerzeugnissen und verwandten Produkten fest. 1.1.1.1 Übersetzugen DIN EN 17181: 2019-05 Print: 130,50 EUR/ Download: 120,20 EUR Lubricants - Determination of aerobic biological degradation of fully formulated lubricants in an aqueous solution - Test method based on CO 2 -production Schmieröle - Bestimmung des aeroben biologischen Abbaus von fertig formulierten Schmierstoffen in wässriger Lösung - Prüfverfahren mittels CO 2 -Produktion 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen ZE FprEN ISO 3405: 2018-12 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Destillationsverlaufes bei Atmosphärendruck (ISO/ FDIS 3405: 2018) EN ISO 3405: 2019-05 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Destillationsverlaufes bei Atmosphärendruck (ISO 3405: 2019) Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of distillation characteristics at atmospheric pressure (ISO 3405: 2019) Ersatz für EN ISO 3405: 2011-01 ZE prEN ISO 3924: 2017-06 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Siedeverlaufs - Gaschromatographisches Verfahren (ISO/ DIS 3924: 2017) Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN ISO 3924: 2019-04 E FprEN ISO 3924: 2019-04 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Siedeverlaufs - Gaschromatographisches Verfahren (ISO/ FDIS 3924: 2019) Petroleum products - Determination of boiling range distribution - Gas chromatography method (ISO/ FDIS 3924: 2019) Vorgesehen als Ersatz für EN ISO 3924: 2016-10; Ersatz für prEN ISO 3924: 2017-06 E EN ISO 4259-1/ prA1: 2019-03 Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 1: Bestimmung der Präzisionsdaten von Prüfverfahren - Änderung 1 (ISO 4259- 1: 2017/ DAM 1: 2019) Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 1: Determination of precision data in relation to methods of test - Amendment 1: Test result validity process is to be moved into a separate reporting limit instruction (ISO 4259- 1: 2017/ DAmd 1: 2019) Vorgesehen als Änderung von EN ISO 4259-1: 2017-12 Einsprüche bis 2019-06-04 E EN ISO 4259-2/ prA1: 2019-03 Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 2: Anwendung der Präzisionsdaten von Prüfverfahren (ISO 4259-2: 2017/ DAM 1: 2019) Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 2: Interpretation and application of precision data in relation to methods of test - Amendment 1: Correction of several errors in terms of internal references, mistakes in formulas and in sheets (ISO 4259-2: 2017/ DAmd 1: 2019) Vorgesehen als Änderung von EN ISO 4259-2: 2017-12 Einsprüche bis 2019-06-04 ZE prEN 12916: 2017-06 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung von aromatischen Kohlenwasserstoffgruppen in Mitteldestillaten - Hochleistungsflüssigkeitschromatographie-Verfahren mit Brechzahl-Detektion Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN 12916: 2019-01 E FprEN 12916: 2019-01 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung von aromatischen Kohlenwasserstoffgruppen in Mitteldestillaten - Hochleistungsflüssigkeitschromatographie-Verfahren mit Brechzahl-Detektion Petroleum products - Determination of aromatic hydrocarbon types in middle distillates - High performance liquid chromatography method with refractive index detection Vorgesehen als Ersatz für EN 12916: 2016-02; Ersatz für prEN 12916: 2017-06 E prEN ISO 14935: 2019-03 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der Nachbrennzeit schwer entflammbarer Flüssigkeiten an einem Docht (ISO/ DIS 14935: 2019) Petroleum and related products - Determination of wick flame persistence of fire-resistant fluids (ISO/ DIS 14935: 2019) Vorgesehen als Ersatz für EN ISO 14935: 1998-05 Einsprüche bis 2019-05-30 1.2.2 ISO-Normen Z ISO 3015: 1992-08 Mineralölerzeugnisse; Bestimmung des Cloudpoints Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 3015: 2019-04 ZE ISO/ FDIS 3015: 2018-12 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit na- TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 99 Normen 100 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 türlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Cloudpoints ISO 3015: 2019-04 67,20 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Cloudpoints Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of cloud point Ersatz für ISO 3015: 1992-08 Z ISO 3016: 1994-08 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Pourpoint Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 3016: 2019-04 ZE ISO/ FDIS 3016: 2018-12 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Pourpoints ISO 3016: 2019-04 67,20 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Pourpoints Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of pour point Ersatz für ISO 3016: 1994-08 ZE ISO/ FDIS 3405: 2018-12 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Destillationsverlaufes bei Atmosphärendruck ISO 3405: 2019-03 183,10 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Destillationsverlaufes bei Atmosphärendruck Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of distillation characteristics at atmospheric pressure Ersatz für ISO 3405: 2011-01 ZE ISO/ DIS 3924: 2017-06 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Siedeverlaufs - Gaschromatographisches Verfahren Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 3924: 2019-04 E ISO/ FDIS 3924: 2019-04 183,10 EUR Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Siedeverlaufs - Gaschromatographisches Verfahren Petroleum products - Determination of boiling range distribution - Gas chromatography method Vorgesehen als Ersatz für ISO 3924: 2016-09; Ersatz für ISO/ DIS 3924: 2017-06 E ISO 4259-1 DAM 1: 2019-03 67,20 EUR Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 1: Determination of precision data in relation to methods of test - Amendment 1 Vorgesehen als Änderung von ISO 4259-1: 2017-11 Einsprüche bis 2019-06-04 E ISO 4259-2 DAM 1: 2019-03 67,20 EUR Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 2: Interpretation and application of precision data in relation to methods of test - Amendment 1 Vorgesehen als Änderung von ISO 4259-2: 2017-11 Einsprüche bis 2019-06-04 E ISO 6614 DAM 1: 2019-04 67,20 EUR Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Wasserabscheidevermögens von Mineralölen und synthetischen Flüssigkeiten; Änderung 1 Petroleum products - Determination of water separability of petroleum oils and synthetic fluids; Amendment 1Vorgesehen als Änderung von ISO 6614: 1994-12 Einsprüche bis 2019-06-28 ZE ISO 8068 FDAM 1: 2018-11 Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Produkte (Klasse L) - Familie T (Turbinen) - Anforderungen an Schmieröle für Turbinen; Änderung 1 ISO 8068 AMD 1: 2019-03 18,60 EUR Lubricants, industrial oils and related products (class L) - Family T (Turbines) - Specification for lubricating oils for turbines - Amendment 1: Filterability tests according to ISO 13357-1 and ISO 13357-2 - Requirements related to the stage of the test method Änderung von ISO 8068: 2006-09 E ISO 9120 DAM 1: 2019-04 67,20 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung des Luftabscheidevermögens von Dampfturbinen- und anderen Ölen - Impinger-Verfahren; Änderung 1 Petroleum and related products - Determination of airrelease properties of steam turbine and other oils - Impinger method; Amendment 1 Vorgesehen als Änderung von ISO 9120: 1997-12 Einsprüche bis 2019-06-28 E ISO/ DIS 12922: 2019-02 67,20 EUR Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Produkte (Klasse L) - Familie H (Hydraulische Systeme) - Anforderungen an Druckflüssigkeiten in den Kategorien HFAE, HFAS, HFB, HFC, HFDR und HFDU Lubricants, industrial oils and related products (class L) - Family H (Hydraulic systems) - Specifications for hydraulic fluids in categories HFAE, HFAS, HFB, HFC, HFDR and HFDU Vorgesehen als Ersatz für ISO 12922: 2012-12 Einsprüche bis 2019-05-03 E ISO/ DIS 14935: 2019-03 67,20 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Be- TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 100 Normen 101 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 stimmung der Nachbrennzeit schwer entflammbarer Flüssigkeiten an einem Docht Petroleum and related products - Determination of wick flame persistence of fire-resistant fluids Vorgesehen als Ersatz für ISO 14935: 1998-05 Einsprüche bis 2019-05-30 ZE ISO/ FDIS 22995: 2019-01 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Cloudpoints - Verfahren mit automatischer schrittweiser Abkühlung ISO 22995: 2019-04 44,10 EUR Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Cloudpoints - Verfahren mit automatischer schrittweiser Abkühlung Petroleum products - Determination of cloud point - Automated step-wise cooling method 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen Z DIN ISO 76: 2009-01 Wälzlager - Statische Tragzahlen (ISO 76: 2006) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 76: 2019-04 Z DIN 322: 1983-12 Gleitlager; Lose Schmierringe für allgemeine Anwendung Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 322: 2019-06 DIN 322: 2019-06 Print: 51,70 EUR/ Download: 47,60 EUR Gleitlager - Losschmierringe für allgemeine Anwendung Plain bearings - loose lubrication rings for general purposes Ersatz für DIN 322: 1983-12 Gegenüber DIN 322: 1983-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Titeländerung; b) Anpassung Anwendungsbereich; c) Aktualisierung Normative Verweisungen; d) 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. Z DIN 1496: 1996-03 Gleitlager - Ermittlung des Betriebsverhaltens von feinwerktechnischen Gleitlagern mit der SLPG-Prüfeinrichtung Zurückgezogen; technisch veraltet. DIN 3760 Berichtigung 1: 2019-04 Radial-Wellendichtringe; Berichtigung 1 Rotary shaft lip type seals; Corrigendum 1 Diese Berichtigung 1 ist die offizielle Korrektur der DIN 3760: 1996-09. E DIN 3990-16: 2019-06 Print: 154,20 EUR/ Download: 141,90 EUR Zahnräder - FZG-Prüfverfahren - Teil 16: Bestimmung der Graufleckentragfähigkeit von Schmierstoffen - FZG-Prüfverfahren GT-C/ 8,3/ 90 Gears - FZG test procedures - Part 16: Determination of the micro-pitting load-carrying capacity of lubricants - FZG-test-method GT-C/ 8,3/ 90 Ersatz für E DIN 3990-16: 2017-11 Erscheinungsdatum: 2019-05-10 Einsprüche bis 2019-09-03 Dieser Teil der Norm beschreibt den im Rahmen der FVA-Forschungsvorhaben Nr. 54/ I-IV entwickelten FZG-Graufleckentest. Mit Hilfe des Graufleckentestes GT-C/ 8,3/ 90 kann der Einfluss von Schmierstoffen und deren Schmierstoffadditive auf die Entstehung von Grauflecken für einen weiten Anwendungsbereich, z.B. Fahrzeug-, Industrie-, Windkraft- und Schiffsgetriebe quantitativ ermittelt werden. Der Graufleckentest differenziert Schmierstoffe hinsichtlich ihrer Graufleckentragfähigkeit und ermöglicht die Auswahl eines ausreichend tragfähigen Schmierstoffs hinsichtlich Graufleckenbildung. Z DIN ISO 4393: 1984-01 Fluidtechnik; Zylinder; Kolbenhub-Grundreihen Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 4393: 2019-03 DIN ISO 4393: 2019-03 Print: 44,40 EUR/ Download: 40,80 EUR Fluidtechnische Anlagen und Bauteile - Zylinder - Kolbenhub-Grundreihen (ISO 4393: 2015) Fluid power systems and components - Cylinders - Basic series of piston strokes (ISO 4393: 2015) Ersatz für DIN ISO 4393: 1984-01 Gegenüber DIN ISO 4393: 1984-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) der Titel der Norm wurde präzisiert; b) die normativen Verweisungen wurden aktualisiert; c) die Literaturhinweise wurden ergänzt; d) Tabelle 1 „Kolbenhübe“ wurde erweitert. Diese Norm ist die Übersetzung der zweiten Ausgabe der Internationalen Norm ISO 4393: 2015, die unter Leitung deutscher Experten des Arbeitskreises NA 060-36- 21-01 „Pneumatische Antriebe“ im Fachbereich Fluidtechnik im DIN-Normenausschuss Maschinenbau (NAM) durch das Unterkomitee ISO/ TC 131/ SC 3 „Cylinders“ erarbeitet wurde. Diese Internationale Norm legt die Vorzugsreihe für Kolbenhübe für Anwendungen mit einfachwirkenden und doppeltwirkenden hydraulischen und pneumatischen Zylindern fest. TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 101 Normen 102 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 E DIN EN ISO 4491-4: 2019-03 Print: 67,00 EUR/ Download: 61,70 EUR Metallpulver - Bestimmung des Sauerstoffgehaltes durch Reduktionsverfahren - Teil 4: Gesamt-Sauerstoffgehalt durch Reduktionsextraktion (ISO/ FDIS 4491- 4: 2018); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 4491-4: 2018 Metallic powders - Determination of oxygen content by reduction methods - Part 4: Total oxygen by reductionextraction (ISO/ FDIS 4491-4: 2018); German and English version prEN ISO 4491-4: 2018 Vorgesehen als Ersatz für DIN EN ISO 4491-4: 2013-08 Erscheinungsdatum: 2019-02-01 Einsprüche bis 2019-03-25 Gegenüber DIN EN ISO 4491-4: 2013-08 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitt 3 aufgenommen; b) Abschnitt 5: 0,1 mg geändert in 0,000 1 g; c) gesamtes Dokument: Schreibweisen „Kohlenmonoxid“ geändert in „CO“ und „Kohlendioxid“ geändert in „CO 2 “. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Gesamt-Sauerstoffgehalts von Metallpulvern durch Reduktionsextraktion bei hoher Temperatur fest. Z DIN 5405-2: 2016-12 Wälzlager - Nadellager - Teil 2: Axial-Nadelkränze Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 5405-2: 2019-04 DIN ISO 76: 2019-04 Print: 96,90 EUR/ Download: 89,00 EUR Wälzlager - Statische Tragzahlen (ISO 76: 2006 + Amd.1: 2017) Rolling bearings - Static load ratings (ISO 76: 2006 + Amd.1: 2017) Ersatz für DIN ISO 76: 2009-01 Gegenüber DIN ISO 76: 2009-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Einführung folgender Symbole in Abschnitt 4: E(κ), K(κ), ∑ρ e , ∑ρ i , F(ρ), γ, κ b) Überarbeitung des Unterabschnittes 5.1.1 und Einführung der Gleichung (2), Gleichung (3) und Gleichung (4); c) Überarbeitung des Unterabschnittes 6.1 und Einführung der Gleichung (8) und Gleichung (9); d) Überarbeitung des Unterabschnittes A.5.2; e) Überarbeitung des Unterabschnittes A.5.3; f) Einführung des Anhangs B; g) Einführung des Anhangs C. Unter mäßig hohen statischen Belastungen entstehen an Wälzkörpern und Laufbahnen von Wälzlagern bleibende Verformungen, die mit zunehmender Belastung allmählich zunehmen. Ob diese im Lager entstehenden Verformungen in einem bestimmten Anwendungsfall zulässig sind, kann oft nicht durch Versuche unter den Bedingungen des Anwendungsfalls festgestellt werden. Deshalb sind andere Verfahren erforderlich, um die Eignung des gewählten Lagers nachzuweisen. Die Erfahrung zeigt, dass eine bleibende Gesamtverformung entsprechend dem 0,0001fachen des Wälzkörperdurchmessers im Mittelpunkt der am höchsten belasteten Berührstelle zwischen Wälzkörper und Laufbahn in den meisten Anwendungsfällen ohne Beeinträchtigung des Betriebsverhaltens des Lagers zugelassen werden kann. Die statische Tragzahl wird folglich so hoch angesetzt, dass diese Verformung ungefähr dann eintritt, wenn die statische äquivalente Belastung gleich der statischen Tragzahl ist. Versuche in verschiedenen Ländern deuten darauf hin, dass eine Belastung in der fraglichen Höhe gleichgesetzt werden kann mit einer berechneten Beanspruchung der Berührstelle von 4600 MPa bei Pendelkugellagern 4200 MPa bei allen anderen Kugellagern und 4000 MPa bei allen Rollenlagern im Mittelpunkt den am höchsten belasteten Berührstelle zwischen Wälzkörper und Laufbahn. Die Gleichungen und Faktoren zur Berechnung der statischen Tragzahlen beruhen auf diesen Beanspruchungen an der Berührstelle. Die zulässige statische äquivalente Belastung kann je nach den Anforderungen an Laufruhe und Reibungs-widerstand und je nach der jeweiligen Geometrie der Berührflächen kleiner, gleich oder größer als die statische Tragzahl sein. Lageranwender, die in Hinsicht auf diese Bedingungen nicht über Erfahrungen verfügen, sollten den Lagerhersteller um Rat fragen. Dieses Dokument legt Verfahren für die Berechnung der statischen Tragzahl und der statischen äquivalenten Belastung für Wälzlager in den Größenbereichen fest, die in den entsprechenden ISO Normen angegeben werden, für Lager, die aus heute allgemein verwendetem, hochwertigem, gehärtetem Wälzlagerstahl nach bewährten Herstellverfahren gefertigt sind und deren Wälzflächenformen im Wesentlichen der herkömmlichen Ausführung entsprechen. Berechnungen nach dieser Internationalen Norm ergeben keine befriedigenden Ergebnisse, wenn Lager Betriebsbedingungen unterworfen sind und/ oder eine innere Konstruktion aufweisen, die zu einer beträchtlichen Beschneidung der Kontaktflächen zwischen Wälzkörpern und Laufbahnen führen. Die gleiche Einschränkung gilt, wenn die Anwendungsbedingungen Abweichungen von der üblichen Beanspruchungsverteilung im Lager hervorrufen, z. B. Fluchtungsfehler, Vorspannung oder sehr großes Lagerspiel, oder wenn eine besondere Oberflächenbehandlung oder Beschichtungen angewendet werden. Wenn angenommen werden muss, dass solche Bedingungen vorliegen, sollte der Anwender den Lagerhersteller um Empfehlungen und um die Berechnung der statischen äquivalenten Belastung bitten. Diese Internationale Norm ist nicht auf Konstruktionen anzuwenden, in denen die Wälzkörper direkt auf der Welle oder im Gehäuse laufen, es sei denn, die Lauffläche ist in jeder Beziehung der Lauffläche des Lagerringes oder der Lagerscheibe gleichwertig, die sie ersetzt. Soweit sich diese Internationale Norm auf zweireihige Radiallager und zweiseitig wirkende Axiallager bezieht, wird vorausgesetzt, dass diese symmetrisch sind. Weiterhin sind Richtwerte für statische Tragsicherheiten angegeben, die bei Anwendungsfällen mit hoher Beanspruchung anzuwenden sind. DIN 5405-2: 2019-04 Print: 59,60 EUR/ Download: 54,80 EUR TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 102 Normen 103 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Wälzlager - Nadellager - Teil 2: Axial-Nadelkränze Rolling bearings - Needle roller bearings - Part 2: Thrust needle roller and cage assemblies Ersatz für DIN 5405-2: 2016-12 Gegenüber DIN 5405-2: 2009-03 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Normative Verweisungen aktualisiert; b) Einleitung ergänzt; c) Abschnitt 3 überarbeitet und Tabelle 1 hinzugefügt; d) Tabelle 2: neue Abmessungen mit dc = 4 mm und 5 mm ergänzt sowie Durchmessertoleranzwerte aus Abschnitt 6 in Tabelle 2 überführt; e) Abschnitt 6: Toleranzangaben in Tabelle 2 überführt; f) Tabelle 3: Toleranzklassenangabe um die Hüllbedingung ergänzt; g) Anhang A aktualisiert; h) Literaturhinweise ergänzt. Gegenüber DIN 5405-2: 2016-12 wurden folgende Korrekturen vorgenommen: a) Tabelle 2, das Minuszeichen für die Nennmaße des Käfigbohrungsdurchmessers 60, 65, 70, 75 in der Spalte „tVDc“ entfernt; b) Tabelle 3, die Wellentoleranz von h5 auf h8 geändert. Dieses Dokument legt Maße und Kurzzeichen für Axial- Nadelkränze fest. Sie bietet unter Berücksichtigung des Maßplanes nach DIN 616 bzw. ISO 3031 eine auf praktische Bedürfnisse der Anwender abgestimmte Auswahl von Axial-Nadelkränzen dieser Ausführung. Z DIN 5481: 2018-03 Passverzahnungen mit Kerbflanken Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 5481: 2019-04 DIN 5481: 2019-04 Print: 118,30 EUR/ Download: 108,80 EUR Passverzahnungen mit Kerbflanken Serration splines Ersatz für DIN 5481: 2018-03 Gegenüber DIN 5481: 2005-06 und DIN 5481 Berichtigung 1: 2009-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Berichtigung wurde eingearbeitet; b) Bilder wurden eingearbeitet; c) Norm redaktionell überarbeitet. Gegenüber DIN 5481: 2018-03 wurden folgende Korrekturen vorgenommen: a) Abschnitt 3 wurde überarbeitet und es wurden darin die Symbole für Wellen-Messkreisdurchmesser D Re und Naben-Fußkreisdurchmesser D ei geändert; b) in Tabelle 7, Zeile 6, Spalte 9, wurde der Zahlenwert von „17,253 8“ in „17,269 3“ geändert; c) in Tabelle 7, Zeile 6, Spalte 10, wurde der Zahlenwert von „17,166 5“ in „17,183 8“ geändert; d) in Tabelle 7, Zeile 6, Spalte 11 wurde der Zahlenwert von „0,895“ in „0,900“ geändert; e) in Tabelle 20, Zeile 2, Spalte 8, wurde der Zahlenwert von „8,186 6“ in „8,166 6“ geändert; f) in Tabelle 20, Zeile 7, Spalte 8, wurde der Zahlenwert von „20,066 2“ in „20,006 2“ geändert; g) in Tabelle 22, letzte Zeile, Spalte 8, wurde der Zahlenwert von „52,52,826“ in „52,826 0“ geändert; h) in Tabelle 24, Zeile 2, Spalte 8, wurde der Zahlenwert von „6,788 9“ in „6,805 9“ geändert; i) in Tabelle 24, Zeile 3, Spalte 8, wurde der Zahlenwert von „7,898 8“in „7,968 8“ geändert; j) in Tabelle 24, Zeile 4, Spalte 8, wurde der Zahlenwert von „9,695 8“ in „9,782 3“ geändert; k) in Tabelle 24, Zeile 6, Spalte 8, wurde der Zahlenwert von „14,566 8“ in „14,549 7“ geändert; l) in Tabelle 24, Zeile 8, Spalte 8, wurde der Zahlenwert von „19,850 9“in „20,699 0“ geändert; m)in Tabelle 24, Zeile 9, Spalte 8, wurde der Zahlenwert von „25,483 8“ in „26,327 9“ geändert; n) redaktionelle Änderungen. In dieser Norm werden Passverzahnungen mit Kerbflanken (Kerbverzahnungen) und konstantem Lückenwinkel der Außenverzahnung von 60° mit Zähnezahlen von 28 bis 42 in einem Nennmaßbereich von 7 mm bis 60 mm festgelegt. E DIN ISO 5597: 2019-03 Print: 81,90 EUR/ Download: 75,40 EUR Fluidtechnik - Zylinder - Maße und Grenzabmaße für Einbauräume für Kolben- und Stangendichtungen für hin- und hergehende Anwendungen (ISO 5597: 2018); Text Deutsch und Englisch Hydraulic fluid power - Cylinders - Dimensions and tolerances of housings for single-acting piston and rod seals in reciprocating applications (ISO 5597: 2018); Text in German and English Vorgesehen als Ersatz für DIN ISO 5597: 1988-11; Ersatz für E DIN ISO 5597: 2015-02 Erscheinungsdatum: 2019-02-08 Einsprüche bis 2019-06-01 Gegenüber DIN ISO 5597: 1988-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Aktualisierung der normativen Verweisungen; b) Ergänzung der Symbole und Abkürzungen a, b, C0, e, f, Roc, V, W, X, Y in den Abschnitten 4 und 8 sowie den Bildern und Tabellen; c) Definition von Oberflächenrauheiten für Dichtungseinbauräume und Gegenflächen; d) Erweiterungen der Abmessungsbereiche der Kolben und Einbauraumgrößen und Anpassungen der Tabellenwerte. Dichtelemente werden in der Fluidtechnik dazu verwendet, um das unter Druck stehende Fluid innerhalb der Teile mit linear beweglichen Elementen zu halten, z.B. bei Hydraulikzylindern durch das Abdichten sowohl von Kolbenstangen als auch vom Kolben. Die ISO 5597: 2018 legt Maße und Grenzabmaße von Einbauräumen für Hydraulik-Kolbenstangen- und Kolbendichtungen für hin- und hergehende Anwendungen fest. Zudem führt die Norm weitere Reihen von Einbauräumen auf, um die Anforderungen an den verkleinerten Raum für die 160 bar Kompakt-Reihe nach ISO 6020-2 abzudecken, die genauere Kolben- und Stangen-Bohrungs- Grenzabmaße erfordern. Diese Norm beinhaltet die Deutsche Fassung der vom Technischen Komitee TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 103 Normen 104 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 ISO/ TC 131 Fluidtechnik ausgearbeiteten ISO 5597: 2018. E DIN ISO 6280: 2019-05 Print: 36,50 EUR/ Download: 33,60 EUR Gleitlager - Anforderungen an Stützkörper für dickwandige Verbundgleitlager (ISO 6280: 2018); Text Deutsch und Englisch Plain bearings - Requirements and guidance on backings for thick-walled multilayer bearings (ISO 6280: 2018); Text in German and English Vorgesehen als Ersatz für DIN ISO 6280: 1982-10 Erscheinungsdatum: 2019-04-12 Einsprüche bis 2019-06-05 Gegenüber DIN ISO 6280: 1982-10 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) der Anwendungsbereich wurde überarbeitet; b) die normativen Verweisungen wurden aktualisiert; c) ein neuer Abschnitt 3, Begriffe, wurde ergänzt; d) Abschnitt 4 und Abschnitt 5 wurden überarbeitet. Dieses Dokument enthält Anforderungen und Anleitungen für die optimale Verbindung zwischen Stützkörper und Lagermetall von dickwandigen Verbundgleitlagern. Diese optimale Verbindung hängt von der chemischen Zusammensetzung, dem Spannungszustand, der Gefügeausbildung und der Bearbeitung der Bindungsfläche des Stützkörpers ab. DIN ISO 6547 Berichtigung 1: 2019-04 Fluidtechnik; Hydraulik; Einbauräume für Kolbendichtungen mit Führungsringen; Maße und zulässige Abweichungen; Berichtigung 1 Hydraulic fluid power-cylinder; piston seal housings incorporating bearing rings; dimensions and tolerances; Corrigendum 1 Diese Berichtigung 1 ist die offizielle Korrektur der DIN ISO 6547: 1983-06. Z DIN 7721-1: 1989-06 Synchronriementriebe, metrische Teilung; Synchronriemen Zurückgezogen; kein Bedarf mehr; dafür kann ISO 17396: 2017 angewendet werden. Z DIN 7721-2: 1989-06 Synchronriementriebe, metrische Teilung; Zahnlückenprofil für Synchronscheiben Zurückgezogen; kein Bedarf mehr; dafür kann ISO 17396: 2017 angewendet werden. E DIN 8164: 2019-03 Print: 51,70 EUR/ Download: 47,60 EUR Buchsenketten Bush chains Vorgesehen als Ersatz für DIN 8164: 1999-08 Erscheinungsdatum: 2019-02-15 Einsprüche bis 2019-06-08 Gegenüber DIN 8164: 1999-08 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Kennzeichnung in Tabelle 1 eingefügt zur Erklärung welche Rundteile (Bolzen und Buchsen) von Förderketten nach DIN 8165 verwendet werden; b) Verweisung auf die Allgemeintoleranzen nach DIN ISO 2768-1 wurde aufgehoben; c) Splinte der Verbindungsglieder S und L nach DIN EN ISO 1234 aktualisiert; d) Überschrift Tabelle 1 abgeändert und erweitert; e) Benennung Tabelle 2 präzisiert; f) Norm redaktionell überarbeitet; g) die Laschendicke ist nicht mehr als Nennmaß definiert. Das Dokument legt die Maße und Mindestbruchkräfte fest. Buchsenketten nach dieser Norm werden für langsam laufende Antriebe geringer Präzision eingesetzt. Z DIN 8192: 1987-03 Kettenräder für Rollenketten nach DIN 8187; Baumaße Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 8192: 2019-05 Z DIN 8192 Berichtigung 1: 2006-11 Kettenräder für Rollenketten nach DIN 8187 - Baumaße, Berichtigungen zu DIN 8192: 1987-03 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 8192: 2019-05 DIN 8192: 2019-05 Print: 89,80 EUR/ Download: 82,60 EUR Kettenräder für Rollenketten nach DIN ISO 606 - Baumaße Chain sprockets for roller chains as specified in DIN ISO 606 - Dimensions Ersatz für DIN 8192: 1987-03 und DIN 8192 Berichtigung 1: 2006-11 Gegenüber DIN 8192: 1987-03 und DIN 8192 Berichtigung 1: 2006-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Die zurückgezogenen DIN Normen wurden durch die jeweiligen DIN ISO Normen ersetzt. DIN 8187 durchDIN ISO 606 DIN 8195 durch DIN ISO 10823 DIN 8196-1 durch DIN ISO 606 b) Kettenräder für Einfach-, Zweifach- und Dreifachketten der ISO Nummern 35, 40, 50, 60, 80, 100, 120 wurden neu mit aufgenommen um der Marktbedeutung dieser Ketten gerecht zu werden. c) Die Zähnezahlen 95 und 114 werden nicht mehr aufgeführt, da in der Praxis wenig nachgefragt. d) Die Zähnezahlen 11, 13 und 15 wurden neu in die Norm aufgenommen, da häufig nachgefragt. e) Für den Kopfkreisdurchmesser da wird als Rechenvorschrift das arithmetische Mittel aus den nach DIN ISO 606 errechneten Kopfkreisdurchmessern damin und damax zu Grunde gelegt. f) Für die Vorbohrung wird auf die Angabe eines maximalen Durchmessers verzichtet, da diese Festlegung von dem verantwortlichen Konstrukteur des Systems auf der Basis der mechanischen Antriebsdaten getroffen wird. g) Für das Zahnbreitenprofil werden die Vorgaben gemäß DIN ISO 606 berücksichtigt. Der in DIN ISO 606 angegebene, aber dort nicht spezifizierte Zahnfa- TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 104 Normen 105 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 senradius ra wurde gemäß der zurückgezogenen DIN 8196-1: 1987-03 festgelegt. h) Kettenräder für Ketten der B-Reihe und der ANSI- Reihe nach DIN ISO 606 mit gleicher Teilung und gleicher Zähnezahl haben identische Bohrungsdurchmesser db, Nabenaußendurchmesser dn und Nabenlänge l. Diese Norm gilt für Kettenräder für Einfach-, Zweifach- und Dreifachketten zur Kraftübertragung mit Rollenketten nach DIN ISO 606 in Kettentrieben nach DIN ISO 10823. Die Kettenräder besitzen eine Zahnform nach DIN ISO 606. E DIN EN ISO 10070: 2019-04 Print: 96,90 EUR/ Download: 89,00 EUR Metallpulver - Ermittlung der spezifischen Außenoberfläche durch Messung der Luftdurchlässigkeit einer Pulverprobe unter gleichförmigen Strömungsbedingungen (ISO/ DIS 10070: 2019); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 10070: 2019 Metallic powders - Determination of envelope-specific surface area from measurements of the permeability to air of a powder bed under steady-state flow conditions (ISO/ DIS 10070: 2019); German and English version prEN ISO 10070: 2019 Erscheinungsdatum: 2019-03-29 Einsprüche bis 2019-05-22 Dieses Dokument legt ein Verfahren fest zur Messung der Luftdurchlässigkeit und der Porosität einer Pulverprobe und den sich daraus ergebenden Wert der spezifischen Außenoberfläche. DIN ISO 10129: 2019-04 Print: 59,60 EUR/ Download: 54,80 EUR Gleitlager - Prüfung von Lagerwerkstoffen - Korrosionsbeständigkeit gegenüber Schmierstoffen bei statischer Beanspruchung (ISO 10129: 2017) Plain bearings - Testing of bearing metals - Resistance to corrosion by lubricants under static conditions (ISO 10129: 2017) Ersatz für DIN 31665: 1993-09 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) unter statischen Bedingungen, d. h. ohne gleichzeitige mechanische Einwirkung. Z DIN ISO 10285: 2009-11 Wälzlager - Linearkugellager in Hülsenform - Hauptmaße und Toleranzen (ISO 10285: 2007) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 10285: 2019-03 DIN ISO 10285: 2019-03 Print: 89,80 EUR/ Download: 82,60 EUR Wälzlager - Linearkugellager in Hülsenform - Hauptmaße und Toleranzen (ISO 10285: 2007 + Amd. 1: 2012) Rolling bearings - Sleeve type linear ball bearings - Boundary dimensions and tolerances (ISO 10285: 2007 + Amd. 1: 2012) Ersatz für DIN ISO 10285: 2009-11 Gegenüber DIN ISO 10285: 2009-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Korrektur der Spalte L6J in Tabelle A.1; b) Anpassung der Fußnote „e“ in Tabelle A.1; c) Einführung der Fußnote „f“ in Tabelle A.1. Diese Internationale Norm legt die Hauptmaße, Toleranzen und Begriffe für Linearkugellager in Hülsenform fest. Linearkugellager übertragen geradlinige Bewegungen im Gegensatz zu Drehbewegungen. Bei in dieser Internationalen Norm beschriebenen Linearkugellager in Hülsenform werden Kugeln verwendet, die in einer Anzahl von geschlossenen Reihen in dem die Welle umschließenden zylindrischen Lagerkörper laufen. Linearkugellager werden normalerweise eingesetzt, um einem oder mehreren der folgenden Kriterien zu genügen: a) reibungsarme gleichförmige Bewegung; b) geringer Kraftaufwand, um eine relative Längsbewegung zwischen Lager und Welle hervorzurufen. Diese sowie weitere Anforderungen können durch den richtigen Einsatz der verschiedenen Linearlagerarten (geschlossene, einstellbare, oder offene Hülsenform) erfüllt werden. E DIN EN 12082/ A1: 2019-03 Print: 51,70 EUR/ Download: 47,60 EUR Bahnanwendungen - Radsatzlager - Prüfung des Leistungsvermögens; Deutsche und Englische Fassung EN 12082: 2017/ prA1: 2019 Railway applications - Axleboxes - Performance testing; German and English version EN 12082: 2017/ prA1: 2019 Vorgesehen als Änderung von DIN EN 12082: 2017-12 Erscheinungsdatum: 2019-02-22 Einsprüche bis 2019-04-15 Diese Europäische Norm beschreibt Grundlagen und Verfahren für die Prüfung des Leistungsvermögens auf dem Prüfstand der Baugruppe bestehend aus Lagergehäuse, Wälzlager, Dichtung und Schmierfett. Für Fahrzeuge im Betrieb auf Hauptbahnen sind die Prüfbedingungen und Mindestleistungsanforderungen in Abschnitt 6 und Anhang A (normativ) spezifiziert. Für Fahrzeuge im Betrieb auf anderen Bahnnetzen dürfen davon ab- TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 105 Normen 106 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 weichende Prüfbedingungen und Leistungsanforderungen gewählt werden. Die Grundlagen einer Betriebserprobung werden ebenfalls festgelegt. E DIN EN 13001-3-7: 2019-05 Print: 124,20 EUR/ Download: 114,10 EUR Krane - Konstruktion allgemein - Teil 3-7: Grenzzustände und Sicherheitsnachweise für Maschinenbauteile - Verzahnungen und Getriebe; Deutsche und Englische Fassung prEN 13001-3-7: 2019 Cranes - General design - Part 3-7: Limit states and proof of competence of machinery - Gears and gear boxes; German and English version prEN 13001-3- 7: 2019 Erscheinungsdatum: 2019-04-05 Einsprüche bis 2019-05-29 Diese Europäische Norm legt die Anforderungen fest, die eingesetzt werden in Krane, mittels der Auslegungsmethoden der Grenzzustände zum theoretische Sicherheitsnachweise des mechanischen Festigkeitsnachweises bei Verzahnung und Getriebe. E DIN EN ISO 13517: 2019-07 Print: 67,00 EUR/ Download: 61,70 EUR Metallpulver - Ermittlung der Durchflussrate mit Hilfe eines kalibrierten Trichters (Gustavsson flowmeter) (ISO/ DIS 13517: 2019); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 13517: 2019 Metallic powders - Determination of flowrate by means of a calibrated funnel (Gustavsson flowmeter) (ISO/ DIS 13517: 2019); German and English version prEN ISO 13517: 2019 Erscheinungsdatum: 2019-06-14 Einsprüche bis 2019-08-07 Gegenüber DIN EN ISO 13517: 2013-08 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Toleranz für die Trichterneigung hinzugefügt; b) Verwendung „Referenzkorn“ anstelle „Chinesisches Schmirgelkorn“; c) Abschnitt „Prüfbericht“: Eintrag c) präzisiert. Diese Internationale Norm legt ein Verfahren zur Ermittlung der Durchflussrate für Metallpulver einschließlich Hartmetallpulver und Gemische aus Metallpulvern mit organischen Zusatzstoffen, z. B. Schmiermitteln, mit Hilfe eines kalibrierten Trichters (Gustavsson flowmeter) fest. Dieses Verfahren ist nur auf Pulver anwendbar, die frei durch die festgelegte Ausflussöffnung des Prüftrichters fließen. Z DIN ISO 15242-3: 2014-06 Wälzlager - Geräuschprüfung (Körperschallmessung) - Teil 3: Radial-Pendelrollenlager und Radial-Kegelrollenlager mit zylindrischer Bohrung und zylindrischer Mantelfläche (ISO 15242-3: 2006 + Cor. 1: 2010) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 15242-3: 2019-06 DIN ISO 15242-3: 2019-06 Print: 67,00 EUR/ Download: 61,70 EUR Wälzlager - Geräuschprüfung (Körperschallmessung) - Teil 3: Radial-Pendelrollenlager und Radial-Kegelrollenlager mit zylindrischer Bohrung und zylindrischer Mantelfläche (ISO 15242-3: 2017) Rolling bearings - Measuring methods for vibration - Part 3: Radial spherical and tapered roller bearings with cylindrical bore and outside surface (ISO 15242-3: 2017) Ersatz für DIN ISO 15242-3: 2014-06 Gegenüber DIN ISO 15242-3: 2014-06 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Anpassung an ISO-Regularien; b) Streichung folgender Normen in den Normativen Verweisungen: ISO 554, ISO 558, ISO 3205, ISO 3448; c) Überarbeitung von Bild 2 und Bild A.1; d) Aufnahme der Tabelle 3. Dieser Teil von ISO 15242 legt ein Verfahren zur Messung des Körperschalls unter festgelegten Prüfbedingungen für zweireihige Radial-Pendelrollenlager und für ein- und zweireihige Radial-Kegelrollenlager mit einem Kegelwinkel bis einschließlich 45° fest. Z DIN ISO 15242-4: 2014-06 Wälzlager - Geräuschprüfung (Körperschallmessung) - Teil 4: Radial-Zylinderrollenlager mit zylindrischer Bohrung und zylindrischer Mantelfläche (ISO 15242- 4: 2007) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 15242-4: 2019- 06 DIN ISO 15242-4: 2019-06 Print: 81,90 EUR/ Download: 75,40 EUR Wälzlager - Geräuschprüfung (Körperschallmessung) - Teil 4: Radial-Zylinderrollenlager mit zylindrischer Bohrung und zylindrischer Mantelfläche (ISO 15242- 4: 2017) Rolling bearings - Measuring methods for vibration - Part 4: Radial cylindrical roller bearings with cylindrical bore and outside surface (ISO 15242-4: 2017) Ersatz für DIN ISO 15242-4: 2014-06 Gegenüber DIN ISO 15242-4: 2014-06 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Anpassung an ISO-Regularien; b) Streichung folgender Normen in den Normativen Verweisungen: ISO 554, ISO 558, ISO 3205, ISO 3448; c) Überarbeitung von Bild 1, Bild 3 und Bild 4; d) Überarbeitung der Bildlegenden; e) Aufnahme der Tabelle 3. Dieser Teil von ISO 15242 legt ein Verfahren zur Messung des Körperschalls unter festgelegten Prüfbedingungen für ein- und zweireihige Radial-Zylinderrollenlager fest. Z DIN ISO 15312: 2004-10 Wälzlager - Thermische Bezugsdrehzahl - Berechnung und Beiwerte (ISO 15312: 2003) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 15312: 2019-04 DIN ISO 15312: 2019-04 Print: 81,90 EUR/ Download: 75,40 EUR TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 106 Normen 107 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Wälzlager - Thermische Bezugsdrehzahl - Berechnung (ISO 15312: 2018) Rolling bearings - Thermal speed rating - Calculation (ISO 15312: 2018) Ersatz für DIN ISO 15312: 2004-10 Gegenüber DIN ISO 15312: 2004-10 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) der Begriff „Beiwerte“ aus dem Titel gelöscht; b) Überarbeitung der normativen Verweisungen; c) Gleichung 11 korrigiert; d) der Inhalt des Abschnittes 7 in den neuen informativen Anhang B verschoben; e) der Inhalt des Anhangs B in den neuen informativen Anhang C verschoben. Diese Internationale Norm legt die thermische Bezugsdrehzahl für ölbadgeschmierte Wälzlager sowie die Berechnungsgrundlagen zur Bestimmung dieses Kennwertes fest. E ISO/ DIS 23581: 2019-01 67,20 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der kinematischen Viskosität - Verfahren mit dem Viskosimeter nach dem Stabinger-Prinzip Petroleum products and related products - Determination of kinematic viscosity - Method by Stabinger type viscosimeter Einsprüche bis 2019-04-24 DIN 31652-2 Berichtigung 1: 2019-04 Gleitlager - Hydrodynamische Radial-Gleitlager im stationären Betrieb - Teil 2: Funktionen für die Berechnung von Kreiszylinderlagern; Berichtigung 1 Plain bearings - Hydrodynamic plain journal bearings under steady-state conditions - Part 2: Functions for calculation of circular cylindrical bearings; Corrigendum 1 Diese Berichtigung ist die offizielle Korrektur der DIN 31652-2: 2017-01 DIN 31657-4 Berichtigung 1: 2019-03 Gleitlager - Hydrodynamische Radial-Gleitlager im stationären Betrieb - Teil 4: Betriebsrichtwerte für die Berechnung von Mehrflächen- und Kippsegmentlagern; Berichtigung 1 Plain bearings - Hydrodynamic plain journal bearings under steady-state conditions - Part 4: Permissible operational parameters for calculation of multi-lobed and tilting pad journal bearings; Corrigendum 1 Das Dokument enthält die Betriebsrichtwerte für die Berechnung von Mehrflächen- und Kippsegmentlagern. Z DIN 31665: 1993-09 Gleitlager; Prüfung von Lagermetallen; Korrosionsbeständigkeit von Lagermetallen gegenüber Schmierstoffen bei statischer Beanspruchung Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 10129: 2019-04 Z DIN 50282: 1979-02 Gleitlager; Das tribologische Verhalten von metallischen Gleitwerkstoffen, Kennzeichnende Begriffe Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 50282: 2019-06 DIN 50282: 2019-06 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 Ersatz für DIN 50282: 1979-02 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. DIN 71803 Berichtigung 1: 2019-06 Winkelgelenke; Kugelzapfen mit Gewindezapfen, mit Nietzapfen; Berichtigung 1 Angle joints with screw studs, with rivet studs; Corrigendum 1 Kugelzapfen für Winkelgelenke werden in Kraftfahrzeugen zur Betätigung von technischen Einrichtungen verwendet. 2.1.1.1 Übersetzungen DIN ISO 4393: 2019-03 Print: 55,30 EUR/ Download: 51,00 EUR Fluid power systems and components - Cylinders - Basic series of piston strokes (ISO 4393: 2015) Fluidtechnische Anlagen und Bauteile - Zylinder - Kolbenhub-Grundreihen (ISO 4393: 2015) DIN 5480-2: 2015-03 Print: 162,40 EUR/ Download: 149,40 EUR Involute splines based on reference diameters - Part 2: Nominal and inspection dimensions Passverzahnungen mit Evolventenflanken und Bezugsdurchmesser - Teil 2: Nennmaße und Prüfmaße DIN ISO 10285: 2019-03 Print: 112,10 EUR/ Download: 103,10 EUR Rolling bearings - Sleeve type linear ball bearings - Boundary dimensions and tolerances (ISO 10285: 2007 + Amd. 1: 2012) Wälzlager - Linearkugellager in Hülsenform - Hauptmaße und Toleranzen (ISO 10285: 2007 + Amd. 1: 2012) DIN ISO 15242-3: 2019-06 Print: 83,70 EUR/ Download: 77,20 EUR Rolling bearings - Measuring methods for vibration - Part 3: Radial spherical and tapered roller bearings with cylindrical bore and outside surface (ISO 15242-3: 2017) Wälzlager - Geräuschprüfung (Körperschallmessung) - Teil 3: Radial-Pendelrollenlager und Radial-Kegelrollenlager mit zylindrischer Bohrung und zylindrischer Mantelfläche (ISO 15242-3: 2017) DIN ISO 15242-4: 2019-06 Print: 102,60 EUR/ Download: 94,40 EUR TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 107 Normen 108 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Rolling bearings - Measuring methods for vibration - Part 4: Radial cylindrical roller bearings with cylindrical bore and outside surface (ISO 15242-4: 2017) Wälzlager - Geräuschprüfung (Körperschallmessung) - Teil 4: Radial-Zylinderrollenlager mit zylindrischer Bohrung und zylindrischer Mantelfläche (ISO 15242- 4: 2017) 2.1.2, VDI-Richtlinien B VDI/ VDE 2252 Blatt 1: 1999-10 Feinwerkelemente - Führungen - Gleitlager, Allgemeine Grundlagen Zurückziehung beabsichtigt; technisch veraltet. Einsprüche bis 2019-05-31 B VDI/ VDE 2252 Blatt 2: 2007-09 Feinwerkelemente - Führungen - Nichtmetall-Gleitlager Zurückziehung beabsichtigt; technisch veraltet. Einsprüche bis 2019-05-31 B VDI/ VDE 2253 Blatt 1: 1967-10 Feinwerkelemente; Sperrungen; Gesperre Zurückziehung beabsichtigt; technisch veraltet. Einsprüche bis 2019-05-31 Z VDI 2726: 1982-04 Ausrichten von Getrieben Zurückgezogen, ersetzt durch VDI 2726: 2019-04 VDI 2726: 2019-04 81,00 EUR Ausrichten von Getrieben Alignment of gear installations Ersatz für VDI 2726: 1982-04 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen Z EN ISO 4491-4: 2013-05 Metallpulver - Bestimmung des Sauerstoffgehaltes durch Reduktionsverfahren - Teil 4: Gesamt-Sauerstoffgehalt durch Reduktionsextraktion (ISO 4491-4: 2013) Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 4491-4: 2019-05 ZE prEN ISO 4491-4: 2018-12 Metallic powders - Determination of oxygen content by reduction methods - Part 4: Total oxygen by reductionextraction (ISO/ DIS 4491-4: 2018) ZE prEN ISO 6149-1: 2018-02 Leitungsanschlüsse für Fluidtechnik und allgemeine Anwendung - Einschraublöcher und Einschraubzapfen mit metrischem Gewinde nach ISO 261 und O-Ring-Abdichtung - Teil 1: Einschraublöcher mit Ansenkung für O-Ring-Abdichtung (ISO/ DIS 6149-1: 2018) Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN ISO 6149-1: 2019-01 E FprEN ISO 6149-1: 2019-01 Leitungsanschlüsse für Fluidtechnik und allgemeine Anwendung - Einschraublöcher und Einschraubzapfen mit metrischem Gewinde nach ISO 261 und O-Ring-Abdichtung - Teil 1: Einschraublöcher mit Ansenkung für O-Ring-Abdichtung (ISO/ FDIS 6149-1: 2019) Connections for hydraulic fluid power and general use - Ports and stud ends with ISO 261 metric threads and O-ring sealing - Part 1: Ports with truncated housing for O-ring seal (ISO/ FDIS 6149-1: 2019) Vorgesehen als Ersatz für EN ISO 6149-1: 2007-02; Ersatz für prEN ISO 6149-1: 2018-02 E prEN ISO 10070: 2019-03 Metallpulver - Ermittlung der spezifischen Außenoberfläche durch Messung der Luftdurchlässigkeit einer Pulverprobe unter gleichförmigen Strömungsbedingungen (ISO/ DIS 10070: 2019) Metallic powders - Determination of envelope-specific surface area from measurements of the permeability to air of a powder bed under steady-state flow conditions (ISO/ DIS 10070: 2019) Einsprüche bis 2019-06-21 E EN 12082/ prA1: 2019-02 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Prüfung des Leistungsvermögens Railway applications - Axleboxes - Performance testing Vorgesehen als Änderung von EN 12082: 2017-09 Einsprüche bis 2019-05-09 2.2.2 ISO-Normen Z ISO 155: 1998-07 Riementriebe - Scheiben - Grenzwerte für die Einstellung des Achsabstandes Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 155: 2019-03 ZE ISO/ DIS 155: 2017-11 Belt drives - Pulleys - Limiting values for adjustment of centres ISO 155: 2019-03 44,10 EUR Belt drives - Pulleys - Limiting values for adjustment of centres Ersatz für ISO 155: 1998-07 ZE ISO/ DIS 355: 2018-05 Wälzlager - Metrische Kegelrollenlager - Maße und Reihenbezeichnungen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 355: 2019-02 E ISO/ FDIS 355: 2019-02 183,10 EUR Wälzlager - Metrische Kegelrollenlager - Maße und Reihenbezeichnungen Rolling bearings - Tapered roller bearings - Boundary dimensions and series designations Vorgesehen als Ersatz für ISO 355: 2007-07 und ISO 355 AMD 1: 2012-02; Ersatz für ISO/ DIS 355: 2018-05 TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 108 Normen 109 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 E ISO/ DIS 1328-2: 2019-01 67,20 EUR Cylindrical gears - ISO system of flank tolerance classification - Part 2: Definitions and allowable values of double flank radial composite deviations Vorgesehen als Ersatz für ISO 1328-2: 1997-08 Einsprüche bis 2019-04-22 Z ISO 2710-2: 1999-12 Hubkolben-Verbrennungsmotoren - Begriffe - Teil 2: Begriffe zur Motorwartung Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 2710-2: 2019-03 ZE ISO/ FDIS 2710-2: 2018-12 Hubkolben-Verbrennungsmotoren - Fachwörterverzeichnis - Teil 2: Begriffe zur Instandhaltung von Motoren ISO 2710-2: 2019-03 44,10 EUR Hubkolben-Verbrennungsmotoren - Fachwörterverzeichnis - Teil 2: Begriffe zur Instandhaltung von Motoren Reciprocating internal combustion engines - Vocabulary - Part 2: Terms for engine maintenance Ersatz für ISO 2710-2: 1999-12 E ISO/ DIS 3547-5: 2019-01 67,20 EUR Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 5: Prüfung des Außendurchmessers Plain bearings - Wrapped bushes - Part 5: Checking the outside diameter Vorgesehen als Ersatz für ISO 3547-5: 2007-10 Einsprüche bis 2019-04-16 E ISO/ DIS 3547-6: 2019-01 67,20 EUR Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 6: Prüfung des Innendurchmessers Plain bearings - Wrapped bushes - Part 6: Checking the inside diameter Vorgesehen als Ersatz für ISO 3547-6: 2007-10 Einsprüche bis 2019-04-16 E ISO/ DIS 3547-7: 2019-01 67,20 EUR Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 7: Messung der Wanddicke Plain bearings - Wrapped bushes - Part 7: Measurement of wall thickness Vorgesehen als Ersatz für ISO 3547- 7: 2007-10 Einsprüche bis 2019-04-16 Z ISO 4384-1: 2012-10 Gleitlager - Härteprüfung an Lagermetallen - Teil 1: Verbundwerkstoffe Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 4384-1: 2019-02 ZE ISO/ FDIS 4384-1: 2018-12 Gleitlager - Härteprüfung an Lagermetallen - Teil 1: Verbundwerkstoffe ISO 4384-1: 2019-02 44,10 EUR Gleitlager - Härteprüfung an Lagermetallen - Teil 1: Verbundwerkstoffe Plain bearings - Hardness testing of bearing metals - Part 1: Multilayer bearings materials Ersatz für ISO 4384-1: 2012-10 Z ISO 4386-1: 2012-10 Gleitlager - Metallische Verbundgleitlager - Teil 1: Zerstörungsfreie Ultraschall-Prüfung der Bindung ≥ 0,5 mm Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 4386-1: 2019-04 E ISO/ FDIS 4386-1: 2019-01 67,20 EUR Plain bearings - Metallic multilayer plain bearings - Part 1: Non-destructive ultrasonic testing of bond of thickness greater than or equal to 0,5 mm Vorgesehen als Ersatz für ISO 4386-1: 2012-10 ISO 4386-1: 2019-04 67,20 EUR Plain bearings - Metallic multilayer plain bearings - Part 1: Non-destructive ultrasonic testing of bond of thickness greater than or equal to 0,5 mm Ersatz für ISO 4386-1: 2012-10 Z ISO 4386-2: 2012-10 Gleitlager - Metallische Verbundgleitlager - Teil 2: Zerstörende Prüfung der Bindung für Lagermetall-Schichtdicken ≥ 2 mm Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 4386-2: 2019-04 E ISO/ FDIS 4386-2: 2019-01 67,20 EUR Plain bearings - Metallic multilayer plain bearings - Part 2: Destructive testing of bond for bearing metal layer thicknesses greater than or equal to 2 mm Vorgesehen als Ersatz für ISO 4386-2: 2012-10 ISO 4386-2: 2019-04 67,20 EUR Plain bearings - Metallic multilayer plain bearings - Part 2: Destructive testing of bond for bearing metal layer thicknesses greater than or equal to 2 mm Ersatz für ISO 4386-2: 2012-10 E ISO/ DIS 4468: 2019-04 67,20 EUR Gear hobs - Accuracy requirements Vorgesehen als Ersatz für ISO 4468: 2009-06 und ISO 4468 Technical Corrigendum 1: 2009-11 Einsprüche bis 2019-07-12 Z ISO 4491-4: 2013-05 Metallpulver - Bestimmung des Sauerstoffgehaltes durch Reduktionsverfahren - Teil 4: Gesamt-Sauerstoffgehalt durch Reduktions-Extraktion Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 4491-4: 2019-04 ZE ISO/ FDIS 4491-4: 2018-12 Metallpulver - Bestimmung des Sauerstoffgehaltes durch Reduktionsverfahren - Teil 4: Gesamt-Sauerstoffgehalt durch Reduktionsextraktion ISO 4491-4: 2019-04 44,10 EUR Metallpulver - Bestimmung des Sauerstoffgehaltes durch Reduktionsverfahren - Teil 4: Gesamt-Sauerstoff- TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 109 Normen 110 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 gehalt durch Reduktionsextraktion Metallic powders - Determination of oxygen content by reduction methods - Part 4: Total oxygen by reductionextraction Ersatz für ISO 4491-4: 2013-05 Z ISO 5593: 1997-08 Wälzlager - Begriffe und Definitionen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 5593: 2019-04 Z ISO 5593 AMD 1: 2007-06 Wälzlager - Begriffe; Änderung 1 Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 5593: 2019-04 ZE ISO/ FDIS 5593: 2018-10 Wälzlager - Begriffe und Definitionen ISO 5593: 2019-04 44,10 EUR Wälzlager - Begriffe und Definitionen Rolling bearings - Vocabulary Ersatz für ISO 5593: 1997-08 und ISO 5593 AMD 1: 2007-06 ZE ISO/ DIS 6149-1: 2018-02 Leitungsanschlüsse für Fluidtechnik und allgemeine Anwendung - Einschraublöcher und Einschraubzapfen mit metrischem Gewinde nach ISO 261 und O-Ring-Abdichtung - Teil 1: Einschraublöcher mit Ansenkung für O-Ring-Abdichtung Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 6149-1: 2019- 01 E ISO/ FDIS 6149-1: 2019-01 44,10 EUR Leitungsanschlüsse für Fluidtechnik und allgemeine Anwendung - Einschraublöcher und Einschraubzapfen mit metrischem Gewinde nach ISO 261 und O-Ring- Abdichtung - Teil 1: Einschraublöcher mit Ansenkung für O-Ring-Abdichtung Connections for hydraulic fluid power and general use - Ports and stud ends with ISO 261 metric threads and O-ring sealing - Part 1: Ports with truncated housing for O-ring seal Vorgesehen als Ersatz für ISO 6149-1: 2006-02; Ersatz für ISO/ DIS 6149-1: 2018-02 E ISO/ DIS 6281: 2019-01 67,20 EUR Gleitlager - Prüfung bei Vollschmierung und Mischreibung in Prüfständen Plain bearings - Testing under conditions of hydrodynamic and mixed lubrication in test rigs Vorgesehen als Ersatz für ISO 6281: 2007-06 Einsprüche bis 2019-04-08 V ISO/ TS 6336-4: 2019-01 159,80 EUR Tragfähigkeitsberechnung von gerad- und schrägverzahnten Stirnrädern - Teil 4: Berechnung der Zahnflankenbruchtragfähigkeit Calculation of load capacity of spur and helical gears - Part 4: Calculation of tooth flank fracture load capacity E ISO/ FDIS 7146-1: 2019-02 206,30 EUR Plain bearings - Appearance and characterization of damage to metallic hydrodynamic bearings - Part 1: General Vorgesehen als Ersatz für ISO 7146-1: 2008-10 E ISO/ FDIS 7146-2: 2019-02 102,00 EUR Plain bearings - Appearance and characterization of damage to metallic hydrodynamic bearings - Part 2: Cavitation erosion and its countermeasures Vorgesehen als Ersatz für ISO 7146-2: 2008-10 Z ISO 7905-3: 1995-02 Gleitlager - Lager-Ermüdung - Teil 3: Prüfung an ebenen Streifen aus metallischem Verbundwerkstoff Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 7905-3: 2019-04 E ISO/ FDIS 7905-3: 2019-01 44,10 EUR Plain bearings - Bearing fatigue - Part 3: Test on plain strips of a metallic multilayer bearing material Vorgesehen als Ersatz für ISO 7905-3: 1995-02 ISO 7905-3: 2019-04 44,10 EUR Plain bearings - Bearing fatigue - Part 3: Test on plain strips of a metallic multilayer bearing material Ersatz für ISO 7905-3: 1995-02 Z ISO 9010: 1997-04 Synchronriementriebe - Riemen für den Kraftfahrzeugbau Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 21342: 2019-05 Z ISO 9011: 1997-04 Synchronriementriebe - Scheiben für den Kraftfahrzeugbau Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 21342: 2019-05 ZE ISO/ DIS 9628: 2018-03 Wälzlager - Spannlager und exzentrischer Spannring - Grenzmaße und Toleranzen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 9628: 2019-03 E ISO/ FDIS 9628: 2019-03 159,80 EUR Wälzlager - Spannlager und exzentrischer Spannring - Grenzmaße und Toleranzen Rolling bearings - Insert bearings and eccentric locking collars - Geometrical product specification (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für ISO 9628: 2006-04 und ISO 9628 AMD 1: 2011-03; Ersatz für ISO/ DIS 9628: 2018-03 E ISO/ DIS 10070: 2019-03 67,20 EUR Metallpulver - Ermittlung der spezifischen Außenoberfläche durch Messung der Luftdurchlässigkeit einer Pulverprobe unter gleichförmigen Strömungsbedingungen Metallic powders - Determination of envelope-specific surface area from measurements of the permeability to air of a powder bed under steady-state flow conditions TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 110 Normen 111 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Vorgesehen als Ersatz für ISO 10070: 1991-12 Einsprüche bis 2019-06-21 E ISO/ DIS 11687-1: 2019-01 67,20 EUR Gleitlager - Gehäusegleitlager - Teil 1: Stehlager Plain bearings - Pedestal plain bearings - Part 1: Pillow blocks Vorgesehen als Ersatz für ISO 11687-1: 1995-02 Einsprüche bis 2019-04-08 E ISO/ DIS 11687-2: 2019-01 67,20 EUR Gleitlager - Gehäusegleitlager - Teil 2: Seitenflanschlager Plain bearings - Pedestal plain bearings - Part 2: Side flange bearings Vorgesehen als Ersatz für ISO 11687-2: 1995-02 Einsprüche bis 2019-04-08 E ISO/ DIS 11687-3: 2019-01 67,20 EUR Gleitlager - Gehäusegleitlager - Teil 3: Mittelflanschlager Plain bearings - Pedestal plain bearings - Part 3: Centre flange bearings Vorgesehen als Ersatz für ISO 11687-3: 1995-02 Einsprüche bis 2019-04-08 E ISO/ DIS 12128: 2019-03 67,20 EUR Gleitlager - Schmierlöcher, Schmiernuten und Schmiertaschen - Maße, Formen, Bezeichnung und ihre Anwendung für Lagerbuchsen (ISO 12128: 2018) Plain bearings - Lubrication holes, grooves and pockets - Dimensions, types, designation and their application to bearing bushes Vorgesehen als Ersatz für ISO 12128: 2001-09 Einsprüche bis 2019-06-07 Z ISO 12129-1: 1995-04 Gleitlager - Teil 1: Passungen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 12129-1: 2019-03 ZE ISO/ FDIS 12129-1: 2019-01 Gleitlager - Toleranzen - Teil 1: Passungen ISO 12129-1: 2019-03 67,20 EUR Gleitlager - Toleranzen - Teil 1: Passungen Plain bearings - Tolerances - Part 1: Fits Ersatz für ISO 12129-1: 1995-04 Z ISO 12129-2: 1995-04 Gleitlager - Teil 2: Form- und Lagetoleranzen und Oberflächenrauheit für Wellen, Bunde und Spurscheiben Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 12129-2: 2019-04 ZE ISO/ DIS 12129-2: 2018-07 Gleitlager - Toleranzen - Teil 2: Form- und Lagetoleranzen und Oberflächenrauheit für Wellen, Bunde und Spurscheiben Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 12129-2: 2019- 01 E ISO/ FDIS 12129-2: 2019-01 44,10 EUR Gleitlager - Toleranzen - Teil 2: Form- und Lagetoleranzen und Oberflächenrauheit für Wellen, Bunde und Spurscheiben Plain bearings - Tolerances - Part 2: Tolerances on form and position and surface roughness for shafts and thrust collars Vorgesehen als Ersatz für ISO 12129-2: 1995-04; Ersatz für ISO/ DIS 12129-2: 2018-07 ISO 12129-2: 2019-04 44,10 EUR Gleitlager - Toleranzen - Teil 2: Form- und Lagetoleranzen und Oberflächenrauheit für Wellen, Bunde und Spurscheiben Plain bearings - Tolerances - Part 2: Tolerances on form and position and surface roughness for shafts and thrust collars Ersatz für ISO 12129-2: 1995-04 ZE ISO/ DIS 13939: 2018-09 Foliengleitlager - Richtlinien zur Prüfung der Leistung von Radial-Foliengleitlagern - Prüfung der Tragfähigkeit, des Reibungskoeffizenten und der Lebensdauer Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 13939: 2019-04 E ISO/ FDIS 13939: 2019-04 102,00 EUR Foliengleitlager - Richtlinien zur Prüfung der Leistung von Radial-Foliengleitlagern - Prüfung der Tragfähigkeit, des Reibungskoeffizenten und der Lebensdauer Foil bearings - Performance testing of foil journal bearings - Testing of static load capacity, friction coefficient and lifetime Vorgesehen als Ersatz für ISO 13939: 2012-08; Ersatz für ISO/ DIS 13939: 2018-09 ZE ISO/ DIS 19349: 2018-07 Gleitlager mit Flüssigkeitsschmierung - Schmierstoffversorgung und Überwachung ISO 19349: 2019-03 44,10 EUR Gleitlager mit Flüssigkeitsschmierung - Schmierstoffversorgung und Überwachung Plain bearings with liquid lubrication - Lubricant supply arrangements and monitoring E ISO/ DIS 21250-1: 2019-02 67,20 EUR Wälzlager - Geräuschprüfung von Wälzlagerfetten - Teil 1: Grundlagen, Prüfanordnung, Prüfmaschine Rolling bearings - Noise testing of rolling bearing greases - Part 1: Basic principles, testing assembly, test machine Einsprüche bis 2019-05-03 E ISO/ DIS 21250-2: 2019-02 67,20 EUR Wälzlager - Geräuschprüfung von Wälzlagerfetten - Teil 2: Prüf- und Bewertungsverfahren BQ+ Rolling bearings - Noise testing of rolling bearing greases - Part 2: Test and evaluation method BQ+ Einsprüche bis 2019-05-03 TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 111 Normen 112 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 E ISO/ DIS 21250-3: 2019-02 67,20 EUR Wälzlager - Geräuschprüfung von Wälzlagerfetten - Teil 3: Prüf- und Bewertungsverfahren MQ Rolling bearings - Noise testing of rolling bearing greases - Part 3: Test and evaluation method MQ Einsprüche bis 2019-05-03 ZE ISO/ DIS 21342: 2018-07 Synchronriementriebe - Riemen für den Kraftfahrzeugbau ISO 21342: 2019-05 136,70 EUR Synchronriementriebe - Riemen für den Kraftfahrzeugbau Synchronous belt drives - Automotive belts and pulleys Ersatz für ISO 9010: 1997-04 und ISO 9011: 1997-04 E ISO/ DIS 21866-1: 2019-03 67,20 EUR Gleitlager - Automobil-Motorlagerprüfstand mit realen Pleuelstangen - Teil 1: Prüfstand Plain bearings - Automotive engine bearing test rig using actual connecting rods - Part 1: Test rig Einsprüche bis 2019-06-03 ZE ISO/ DIS 22423: 2018-05 Folienlager - Richtlinie für die Funktionsprüfung von Folien-Axiallagern - Prüfung der Tragfähigkeit, des Reibungskoeffizienten und der Lebensdauer ISO 22423: 2019-01 102,00 EUR Folienlager - Richtlinie für die Funktionsprüfung von Folien-Axiallagern - Prüfung der Tragfähigkeit, des Reibungskoeffizienten und der Lebensdauer Foil bearings - Performance testing of foil thrust bearings - Testing of static load capacity, bearing torque, friction coefficient and lifetime IEC 62364: 2019-01 277,03 EUR Wasserturbinen - Leitfaden für den Umgang mit hydroabrasiver Erosion in Kaplan-, Francis und Pelton-Turbinen Hydraulic machines - Guidelines for dealing with hydro-abrasive erosion in kaplan, francis, and pelton turbines Ersatz für IEC 62364: 2013-06 3 Vorhaben 3.1 DIN-Normenausschuss Luft- und Raumfahrt (NL) Luft- und Raumfahrt - Einstellbare Ösenköpfe mit zweireihigem Pendelkugellager und Gewindeschaft aus korrosionsbeständigem Stahl, reduzierte radiale Lagerluft - Maße und Belastungen; (DIN EN 4036: 2007-06); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 131-03-03 AA <13116250> Das Dokument legt die Eigenschaften von einstellbaren Ösenköpfen mit zweireihigem Pendelkugellager mit reduzierter, radialer Lagerluft und Gewindeschaft aus korrosionsbeständigem Stahl fest, die so ausgelegt sind, daß sie unter Belastung nur langsamen Dreh- und Kippbewegungen standhalten. Luft- und Raumfahrt - Einstellbare Ösenköpfe mit zweireihigem Pendelkugellager aus korrosionsbeständigem Stahl, reduzierte radiale Lagerluft und Gewindeschaft aus Titanlegierung - Maße und Belastungen; (DIN EN 4035: 2006-09); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 131-03-03 AA <13116251> Diese Norm legt die Eigenschaften von einstellbaren Ösenköpfen mit zweireihigem Pendelkugellager aus korrosionsbeständigem Stahl, mit reduzierter radialer Lagerluft und Gewindeschaft aus Titanlegierung fest, die so ausgelegt sind, dass sie unter Belastung nur langsamen Dreh- und Kippbewegungen standhalten. Sie bestehen aus: einem Ösenkopf, der: mit einer Ringnut zur Kontrolle der Einschraubtiefe versehen ist; mit Dicht- oder Deckscheiben ausgerüstet ist; eine Längsnut zur Sicherung aufweisen kann; einem Innenring mit Kugeln. Diese Ösenköpfe sind für Bediengestänge für Flugsteuerungen oder für Strukturstangen von Luftfahrzeugen bestimmt. Sie sind für den Einsatz im Temperaturbereich von 54 °C bis 150 °C bestimmt. Da sie jedoch mit folgenden Fetten geschmiert werden: Hochdruckfett auf Esterbasis (Kennbuchstabe A); Betriebstemperaturbereich 73 °C bis 121 °C oder Hochdruckfett auf der Basis von synthetischen Kohlenwasserstoffen zur allgemeinen Verwendung (Kennbuchstabe B), Betriebstemperaturbereich 54 °C bis 177 °C (nach EN 2067), ist ihr Anwendungsbereich bei Schmierung mit Fett mit dem Kennbuchstaben A auf 121 °C eingeschränkt. 3.2 DIN-Normenausschuss Maschinenbau (NAM) Buchsenketten; (DIN 8164: 1999-08); NA 060-34-35 AA <06003924> Das Dokument legt die Maße und Mindestbruchkräfte fest. Buchsenketten nach dieser Norm werden für langsam laufende Antriebe geringer Präzision eingesetzt. 3.3 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der kinematischen Viskosität - Verfahren mit dem Viskosimeter nach dem Stabinger-Prinzip; (DIN EN 16896: 2017-02); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-84 AA <06235559> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung der kinematischen Viskosität mittels Viskosimeter nach dem Stabinger-Prinzip durch Berechnung aus der dynamischen Viskosität und der Dichte von Mitteldestillatkraftstoffen und Fettsäuremethylester-Kraftstoffen (en: TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 112 Normen 113 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 fatty acid methyl ester, FAME) sowie Gemischen dieser Kraftstoffe fest. Nanotechnologien - Fachwörterverzeichnis - Teil 8: Industrieller Nanoherstellungsprozess; (DIN CEN ISO/ TS 80004-8: 2015-07); (Europäi sches Normungsvorhaben); NA 062-08-17-01 UA <06235563> Diese Technische Spezifikation legt Begriffe und Definitionen für den industriellen Herstellungsprozess von Nanomaterialien fest. Sie ist ein teil eines mehrteiligen Dokuments, das die verschiedenen Aspekte der Nanotechnologie abdeckt. Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 2: Schweröle und Rückstandsöle; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-14 AA <06235573> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Siedeverlaufes in Mineralölerzeugnissen mit Hilfe der Kapillar-Gaschromatographie mit einem Flammenionisationsdetektor (FID) fest. Dieses Dokument ist anwendbar auf Mineralölerzeugnisse mit einem für die Probenahme bei Umgebungstemperatur ausreichend niedrigen Dampfdruck und mit einem Siedebereich von mindestens 100 °C. Die Norm ist anwendbar auf Destillate mit einem Siedebeginn (IBP, Initial Boiling Point) oberhalb von 100 °C und mit einem Siedeende (FBP, „Final Boiling Point“) oberhalb von 750 °C, wie z. B. Schweröle und Rückstandsöle. Für bitumiöse Proben ist dieses Prüfverfahren nicht geeignet. 3.4 DIN-Normenausschuss Wälz- und Gleitlager (NAWGL) Wälzlager - Nadellager mit Käfig - Nennmaße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen; (DIN 617: 2008-10); NA 118-01-05 AA <11800540> Dieses Dokument legt Maße, Kurzzeichen und die geometrische Produktspezifikation für Nadellager mit spanend gefertigten Ringen in der Toleranzklasse Normal (PN) fest. Sie gilt für Lager mit und ohne Innenringe. Zudem werden Einbauempfehlungen und empfohlene Messverfahren zur Messung des Hüllkreises beschrieben. Wälzlager - Nadelhülsen und Nadelbüchsen, mit Käfig - Nennmaße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen; (DIN 618: 2008-10); NA 118-01-05 AA <11800541> Dieses Dokument legt Maße, Kurzzeichen und die geometrische Produktspezifikation für Nadelhülsen und Nadelbüchsen mit Käfig in nicht abgedichteter und abgedichteter Ausführung fest. Zudem werden Einbauempfehlungen und empfohlene Messverfahren zur Messung des Hüllkreises beschrieben. Gleitlager; Metallische Verbundgleitlager; Zerstörungsfreie Prüfung nach dem Eindringverfahren; (ISO 4386- 3: 2018); (DIN ISO 4386-3: 1992-11); NA 118-02-02 AA <11800543> Dieses Dokument legt eine zerstörungsfreie Prüfung nach dem Eindringverfahren zur Ermittlung von Bindungsfehlern und Fehlstellen in der Gleitfläche des Lagers fest. Gleitlager; Anforderungen an Stützkörper für dickwandige Verbundgleitlager (ISO 6280: 2018); (DIN ISO 6280: 1982-10); NA 118-02-02 AA <11800544> Dieses Dokument enthält Anforderungen und Anleitungen für die optimale Verbindung zwischen Stützkörper und Lagermetall von dickwandigen Verbundgleitlagern. Diese optimale Verbindung hängt von der chemischen Zusammensetzung, dem Spannungszustand, der Gefügeausbildung und der Bearbeitung der Bindungsfläche des Stützkörpers ab. 3.5 DIN-Normenausschuss Werkstofftechnologie (NWT) Metallpulver - Bestimmung der Teilchengröße durch Trockensiebung (ISO/ DIS 4497: 2019); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 4497: 2019; (DIN ISO 4497: 1991-04); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 145-01-02 AA <14500159> Dieses Dokument legt ein Verfahren fest zur Bestimmung der Teilchengrößenverteilung metallischer Pulver durch Trockensieben in Granulationsfraktionen. 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. TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 113 Normen 114 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 Voraussetzung für die Aufnahme einer Titelmeldung in die DITR-Datenbanken ist das Vorliegen eines Belegexemplars der technischen Regel. Alle regelerstellenden Organisationen werden daher gebeten, Belegstücke zu Veränderungen ihrer Regelwerke mit Preisangabe an folgende Anschrift zu senden: Deutsches Informationszentrum für technische Regeln (DITR), 10772 Berlin. Erklärung der im DIN-Anzeiger für technische Regeln verwendeten Vorzeichen: V = DIN SPEC (Vornorm) F = DIN SPEC (Fachbericht) P = DIN SPEC (PAS) A = DIN SPEC (CWA) G = Geschäftsplan (GP → einer DIN SPEC (PAS)) E = Entwurf M = Manuskriptverfahren C = Corrigendum/ Berichtigung Ü = Übersetzung B = Beabsichtigte Zurückziehung (BV → einer Vornorm, BE → eines Entwurfs) Z = Zurückziehung (ZV → einer Vornorm, ZE → eines Entwurfs) 4.1 Europäische und internationale Normungsergebnisse 4.1.1 Europäische Normen Der Druck der vom Europäischen Komitee für Normung (CEN) angenommenen EN als DIN-EN-Norm ist vorgesehen. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) beim Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Der Druck der vom Europäischen Komitee für Elektrotechnische Normung (CENELEC) angenommenen EN und HD als DIN-ENbzw. DIN-EN-Norm mit VDE- Klassifizierung ist in Vorbereitung. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript bei der DKE Deutsche Kommission Elektrotechnik Elektronik Informationstechnik im DIN und VDE, Stresemannallee 15, 60596 Frankfurt, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Die Übernahme der vom Europäischen Institut für Telekommunikationsnormen (ETSI) angenommenen EN in das Deutsche Normenwerk ist in Vorbereitung. Bis zur Übernahme als DIN-Norm kann das Vormanuskript bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. 4.1.2 Europäische Norm-Entwürfe Die spätere Übernahme der von CEN und CENELEC veröffentlichten Norm-Entwürfe (prEN) und der von CENELEC herausgegebenen HD-Entwürfe (prHD) in das Deutsche Normenwerk ist vorgesehen. Hinsichtlich der Schlussentwürfe (prEN) von CEN, die ohne Einspruchsfristen angezeigt werden, können Vormanuskripte in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) zu den angegebenen Preisen bezogen werden. Bei Dokumenten, die im Parallelen Umfrageverfahren bei IEC und CENELEC erschienen sind, ist in Klammern die Nummer des IEC-Dokumentes angegeben. Diese Entwürfe können bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Stellungnahmen sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. Die vom ETSI veröffentlichten Entwürfe für Europäische Normen (prEN) sollen später in das Deutsche Normenwerk übernommen werden. Diese Entwürfe (überwiegend in englischer Sprache) können bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Stellungnahmen sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. 4.1.3 Internationale Normen und Norm-Entwürfe Die Ergebnisse der Arbeit der Internationalen Organisation für Normung (ISO) und der Internationalen Elektrotechnischen Kommission (IEC) sowie der ISO/ IEC- Arbeit können im DIN Deutsches Institut für Normung e. V., Burggrafenstraße 6, 10787 Berlin, IEC-Normen und IEC-Entwürfe zusätzlich bei der DKE eingesehen werden. Die Ergebnisse der ISO- und IEC-Arbeit sind in Englisch und/ oder Französisch erhältlich. Sie liegen in deutscher Übersetzung vor, wenn sie gleichzeitig als Europäische 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 TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 114 Normen 115 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 keine ausreichende Zustimmung zur Veröffentlichung als Norm erreichen konnte oder wenn sich ein zu normender Gegenstand noch in der Entwicklungs- oder Erprobungsphase befindet. Europäische und Internationale Technische Berichte dienen zur Bekanntmachung bestimmter Daten, die für die europäische bzw. internationale Normungsarbeit von Nutzen sind. Europäische Technische Spezifikationen werden in der Regel als DIN SPEC (Vornorm) übernommen. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden spätestens drei Jahre nach ihrer Veröffentlichung mit dem Ziel überprüft, die für die Herausgabe einer Norm erforderliche Einigung anzustreben. Europäische Technische Berichte können bei Bedarf als DIN SPEC (Fachbericht) übernommen werden. Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) können von der ISO herausgegeben werden, wenn sich ein Thema noch in der Entwicklung befindet oder wenn aus einem anderen Grund derzeit noch keine Internationale Norm veröffentlicht werden kann. Eine PAS kann auch ein in Zusammenarbeit mit einer externen Organisation erarbeitetes Dokument sein, das nicht den Anforderungen einer Internationalen Norm entspricht. Europäische und Internationale Workshop Agreements (CWA und IWA) Diese Dokumente sind Ergebnisse von Arbeiten europäischer oder internationaler Expertengruppen (Workshops) im Rahmen von CEN/ CENELEC und ISO/ IEC, jedoch außerhalb der Technischen Komitees. Sie liegen, falls nicht anders angegeben, in englischer Fassung vor. 5 Herausgeber und Bezugsquellen 5.1 Deutsche Normen Herausgeber: DIN Deutsches Institut für Normung e. V., 10772 Berlin Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.2 Europäische Normen Herausgeber: European Committee for Standardization (CEN), 17, Avenue Marnix, 1000 BRUXELLES, BEL- GIEN 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 IEC-Publikationen Herausgeber: International Electrotechnical Commission (IEC), Case postale 131, 1211 GENÈVE 20, SCHWEIZ Bezug: VDE-VERLAG GMBH, Postfach 12 23 05, 10591 Berlin TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 115 Anzeige 116 Tribologie + Schmierungstechnik · 66. Jahrgang · 4/ 5/ 2019 .- . ember 201 Deutsche Gesellschaft für Materialkunde e.V. in Zusammenarbeit mit • Deutscher Verband für Materialforschung und -prüfung (DVM) • Stahlinstitut VDEh Wer sich in der Industrie oder wissenschaftlichen Instituten mit der Prüfung und Charakterisierung von Werkstoffen und Bauteilen sowie der Schadensanal yse befasst, sollte die Tagung „Werkstoffprüfung 201 “ nicht verpassen! Diese Tagung hat sich in den letzten Jahren als maßgebliches Forum für die Fortschritte auf dem Gebiet der Charakterisierung der Werkstoffeigenschaften etabliert. Vorgestellt werden Erkenntnisse aus der gesamten Prüf- und Messtechnik sowie Problemstellungen der Werkstoffprüfung und deren Lösung. Junge Werkstoffprüfer sind ebenfalls herzlich willkommen! Die begleitende Ausstellung, auf der Neuheiten präsentiert werden, ist aktiv in das Vortragsprogramm mit eingebunden. Nutzen Sie die Gelegenheit mit den Anwendern der Branche in direkten Kontakt zu treten und werden Sie Aussteller auf der Werkstoffprüfung 201 Kontakt Deutsche Gesellschaft für Materialkunde e.V. Petra von der Bey T +49 (0) 69 75306-741 werkstoffpruefung@dgm.de 3 . Vortrags- und Diskussionstagung Werkstoffprüfung Neu-Ulm, Edwin-Scharff-Haus TuS_4_5_2019.qxp_T+S_2018 23.08.19 13: 15 Seite 116