eJournals

ISSN 0724-3472 Aus Wissenschaft und Forschung Aus der Praxis für die Praxis www.expertverlag.de TuS 1/ 2020 Tribologie und Schmierungstechnik HERAUSGEGEBEN VON MANFRED JUNGK 1 _ 20 67. JAHRGANG Arne Bischofberger, Sascha Ott, Albert Albers Einfluss von Beanspruchungsgrößen auf die Schwingungsentkopplung im nasslaufenden Kupplungssystem und deren Korrelation mit dem Reibverhalten im Friktionskontakt (mit Peer-Review) Bernadette Schlüter, Andreas Stake, Mathias Widrat, Volkmar Stenzel, Andreas Kailer Einfluss von Graphen/ PTFE auf die Belastbarkeit und Lebensdauer von Gleitlacken Rahul Dahiwal, Bernd Sauer Investigation of Cage Pocket Wear in Solid-Lubricated Rolling Bearings Suleyman Bayrak, Dominik Paulkowski: Low Friction and Wear of Elastomers by DLC Coating Jörg Loos, Wolfram Kruhöffer, Daniel Merk, Toni Blaß, Jörg Franke: Reibungsbedingte WEC-Bildung bei hohen Lasten Patrick Stuhler, Nadine Nagler: Adhäsiver Verschleiß in vollrolligen Zylinderrollenlagern: Anschmieren Peter Berlet, Lars Köhler, Morten Kronstedt, Bach Phan, Norbert Schmitz, Michael Wittemann, Valentin Veit, Michael Züfle: Entwicklung und Erprobung einer neuen Kraftstoffpumpe für Hochdruck-Benzindirekteinspritzung Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology TuS_Umschlag_67_1.indd 1,3 TuS_Umschlag_67_1.indd 1,3 06.03.2020 12: 08: 10 06.03.2020 12: 08: 10 Heft 1. März 2020 67. Jahrgang Herausgeber: Dr. Manfred Jungk Tel.: +49 (0)6722-500836 eMail: manfred.jungk@mj-tribology.com www.mj-tribology.com Redaktion: Dr. rer. nat. Erich Santner Tel.: +49 (0)02 28 9 61 61 36 / eMail: esantner@arcor.de Ulrich Sandten Tel.: +49 (0)7071 97556 56 / eMail: sandten@verlag.expert Beiträge, die mit vollem Namen oder auch mit Kurzzeichen des Autors gezeichnet sind, stellen die Meinung des Autors, nicht unbedingt auch die der Redaktion dar. Unverlangte Zusendungen redaktioneller Beiträge auf eigene Gefahr und ohne Gewähr für die Rücksendung. Die Einholung des Abdruckrechtes für dem Verlag eingesandte Fotos obliegt dem Einsender. Die Rechte an Abbildungen ohne Quellenhinweis liegen beim Autor oder der Redaktion. Ansprüche Dritter gegenüber dem Verlag sind, wenn keine besonderen Vereinbarungen getroffen sind, ausgeschlossen. Überarbeitungen und Kürzungen liegen im Ermessen der Redaktion. Die Wiedergabe von Gebrauchsnamen, Warenbezeichnungen und Handelsnamen in dieser Zeitschrift berechtigt nicht zu der Annahme, dass solche Namen ohne Weiteres von jedermann benutzt werden dürfen. Vielmehr handelt es sich häufig um geschützte, eingetragene Warenzeichen. Die Zeitschrift und alle in ihr enthaltenen Beiträge und Abbildungen sind urheberrechtlich geschützt. Mit Ausnahme der gesetzlich zugelassenen Fälle ist eine Verwertung ohne Einwilligung des Verlags strafbar. Dies gilt insbesondere für Vervielfältigungen, Übersetzungen, Mikroverfilmungen und die Einspeicherung und Verarbeitung in elektronischen Systemen. Alle Informationen in dieser Zeitschrift wurden mit großer Sorgfalt erstellt. Fehler können dennoch nicht völlig ausgeschlossen werden. Weder Verlag noch Autoren oder Herausgeber übernehmen deshalb eine Gewährleistung für die Korrektheit des Inhaltes und haften nicht für fehlerhafte Angaben und deren Folgen. Entwurf und Layout: Ludwig-Kirn Layout, 71638 Ludwigsburg expert verlag GmbH Dischingerweg 5, 72070 Tübingen Tel. +49 (0)7071-97556-0, Fax: +49 (0)7071-9797-11 eMail: info@verlag.expert Vereinigte Volksbank EG, Sindelfingen BIC GENODES1 BBV, IBAN DE51 6039 0000 0032 9460 07 USt.-IdNr. DE 145162062 Anzeigen: Selina Sauskojus, expert verlag Tel: +49 (0) 7071-9797-26, Fax: +49 (0)7071-9797-11 eMail: anzeigen@narr.de Informationen und Mediendaten senden wir Ihnen gerne zu. Abo-Service: Annette Häußler, expert verlag Tel. +49 (0)7071-9797-17, Fax: +49 (0)7071-9797-11 eMail: haeussler@narr.de Die zweimonatlich erscheinende Zeitschrift kostet im Abonnement print EUR 205,-, Vorzugspreis für private Leser EUR 152,-. Abonnementspreis print + online access: EUR 225,-, Vorzugspreis für private Leser EUR 160,- (alle Preise inkl. MwSt.). Abonnementspreis e-only: EUR 210,- (inkl. MwSt.), Vorzugspreis für private Leser EUR 152,- (inkl. MwSt.). Versandpreise: Inland EUR 9,-, Ausland EUR 17,- Persönliche Mitglieder der GfT erhalten gegen Vorlage eines entsprechenden Nachweises einen Nachlass von 20 % auf das Abo Netto. Für Mitglieder der ÖTG ist der Abonnementspreis im Mitgliedschaftsbeitrag enthalten. Die Abonnementsgebühren sind jährlich im Voraus bei Rechnungsstellung durch den Verlag ohne Abzug zahlbar. Abbe-stellungen müssen spätestens sechs Wochen vor Ende des Bezugsjahres schriftlich vorliegen. Der Bezug der Zeitschriften zum Jahresvorzugspreis verpflichtet den Besteller zur Abnahme eines vollen Jahrgangs. Bei vorzeitiger Beendigung eines Abonnementauftrages wird der Einzelpreis nachbelastet. Bei höherer Gewalt keine Lieferungspflicht. Erfüllungsort und Gerichtsstand: Tübingen. ISSN 0724-3472 1/ 20 Für eine Veröffentlichung bitten wir Sie, uns die Daten als Word- Dokument und als PDF sowie die Original-Bilddaten zur Verfügung zu stellen. Hilfreich ist es ferner, wenn die Bilder durchnummeriert und bereits an der richtigen Stelle platziert sowie mit den zugehörigen Bildunterschriften versehen sind. Da wir auf die Einheit von Text und Bild großen Wert legen, bitten wir, im Text an geeigneter Stelle einen sogenannten (fetten) Bildhinweis zu bringen. Das Gleiche gilt für Tabellen. Auch sollten die Tabellen unsere Art des Tabellenkopfes haben. Die Artikel dieses Heftes zeigen Ihnen, wie wir uns den Aufbau Ihres Artikels vorstellen. Vielen Dank. Bitte lesen Sie dazu auch unsere ausführlichen „Hinweise für Autoren“ (Checkliste auf der hinteren Umschlagseite). Aktuelle Informationen über die Fachbücher zum Thema „Tribologie“ und über das Gesamtprogramm des expert verlags finden Sie im Internet unter www.expertverlag.de Ihre Mitarbeit in Tribologie und Schmierungstechnik ist uns sehr willkommen! Impressum Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie | Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft | Organ der Swiss Tribology Checkliste Autorenangaben Federführender Autor: F Postanschrift F Telefon- und Faxnummer F eMail-Adresse Alle Autoren: F Akademische Grade, Titel F Vor- und Zunamen F Orcid-ID F Institut/ Firma F Ortsangabe mit PLZ Umfang/ Form F bis ca. 3500 Wörter F neue deutsche Rechtschreibung und Kommasetzung bitte nach Duden Daten F Beitrag in WORD und als PDF (beide mit Bildern und Bildunterschriften etc.) F Bilddaten unbedingt zusätzlich als tif oder jpg (300 dpi/ ca. 2000 x 1200 Pixel der Originaldatei) Vektordaten als eps Manuskript F kurzer, prägnanter Titel F deutsche Zusammenfassung, 5 bis 10 Zeilen, ca. 100 Wörter F Schlüsselwörter, 6 bis 8 Begriffe F englisches Abstract, 5 bis 10 Zeilen, ca. 100 Wörter (bitte von einem Muttersprachler prüfen lassen) F Keywords, 6 bis 8 Begriffe F Bilder/ Diagramme/ Tabellen (bitte durchnummerieren und Nummern im Text erwähnen) F Bild- und Diagramm-Unterschriften, Tabellen-Überschriften F Literaturangaben Manuskript und Daten bitte an Dr. Manfred Jungk eMail: manfred.jungk@mj-tribology.com Tel.: +49 (0)6722-500836 Fax: +49 (0)6722-7506685 Nach Abschluss der Satzarbeiten erhalten Sie einen Korrekturabzug mit der Bitte um kurzfristige Durchsicht und Freigabe. Änderungen gegen das Manuskript sind in diesem Stadium nicht mehr möglich. Bitte beachten Sie ferner Redaktion und Verlag gehen davon aus, dass die Autoren zur Veröffentlichung berechtigt sind, dass die zur Verfügung gestellten Texte und das Bildmaterial nicht Dritte in ihren Rechten verletzen und dass bei Bildmaterial, wo erforderlich, die Quellen angeben sind. Bitte holen Sie im Zweifelsfall eine Abdruckgenehmigung beim Rechteinhaber ein. Redaktion und Verlag können keine Haftung für eventuelle Rechtsverletzungen übernehmen. Herausgeber Dr. Manfred Jungk eMail: manfred.jungk@mj-tribology.com Tel.: +49 (0)6722-500836 Fax: +49 (0)6722-7506685 www.mj-tribology.com Verlag expert verlag GmbH Dischingerweg 5 D-72070 Tübingen Tel.: +49 (0)7071-97556-0 Fax: +49 (0)7071-9797-11 eMail: info@verlag.expert www.expertverlag.de Redaktion Dr. rer. nat. Erich Santner eMail: esantner@arcor.de Tel. (02 28) 96161 36 Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Ihre Mitarbeit in Tribologie und Schmierungstechnik ist uns sehr willkommen! TuS_Umschlag_67_1.indd 4,6 TuS_Umschlag_67_1.indd 4,6 06.03.2020 12: 08: 10 06.03.2020 12: 08: 10 Editorial 1 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 Liebe Leserinnen und Leser, die von Prof. Wilfried Bartz ins Leben gerufene und alle zwei Jahre von der Technischen Akademie Esslingen durchgeführte Veranstaltung fand im Januar zum 22. Mal statt. Das in Zusammenarbeit mit dem Verband Schmierstoff-Industrie e.V. und insbesondere der Gesellschaft für Tribologie e.V. erstellte Programm lockte über 500 Teilnehmer an. Darunter waren erfreulicherweise viele junge Kolleginnen und Kollegen, was den stattfindenden Generationswechsel verdeutlicht. Die aktuellen Themen wurden sowohl im Anschluss an die über 150 Vorträge als auch in den vielen Gesprächen während der Pausen diskutiert. Nachhaltigkeit war das bestimmende Thema des Kolloquiums und es ist für die junge Generation das Lebensthema. Dazu gab es am zweiten der drei Tage eine eigene Vortragsreihe mit acht Beiträgen zu nachhaltigen Schmierstoffen. Schon während der Eröffnungsveranstaltung wurden im Plenum die makroökonomische Sichtweise, die Trendanalyse der Society of Tribologists and Lubrication Engineers, die Chancen für neue Schmierstoffe in der Elektromobilität, die Auswirkung der Elektromobilität auf die Tribologie und eine Nachhaltigkeitsanalyse zum Thema gemacht. Die neun parallel verlaufenden Vortragsreihen waren in die Fachbereiche Grundöle, Prüfung, Additive, Schmierfette, Dichtungen, Gleitlager, Ölanalytik, Reibung, Verschleiß, Wälzlager, Beschichtungen, Fahrzeugschmierung und Metallbearbeitung unterteilt. Neben der Vortragsreihe zur Nachhaltigkeit von Schmierstoffen wurden die Themen Elektromobilität, Simulation und i-Tribomat als eigenständige Vortragsreihen neu ins Programm aufgenommen. Die Elektromobilität verlangt vom Schmierstoff besseres Verhalten im Grenzreibungsgebiet bei gleichzeitig veränderten Anforderungen an thermische und elektrische Leitfähigkeit. Die Simulation und Berechnung von molekularen Veränderungen im Schmierspalt hat seit meiner Studienzeit, in der es nur möglich war, das Wasserstoffmolekül zu berechnen, mehrere Quantensprünge erfahren. i-Tribomat ist ein Projekt, mit dem neue tribologische Materialien schneller geprüft und in industrielle Anwendungen gebracht werden können. Dazu werden Daten erfasst, ausgetauscht und analysiert. Zum Abschluss der Tagung wurde durch die persönlichen Sichtweisen der Jungen Tribologen ein Ausblick in die Zukunft gewährt. Die Tribologie wird eine wichtige Rolle im Umfeld von Gesellschaft, Ökonomie und Ökologie einnehmen. Sicherlich haben sich die erfahrenen Kolleginnen und Kollegen über die Anwesenheit von Prof. Bartz während der Abendveranstaltung genauso gefreut, wie ich es getan habe. Die jüngeren Kolleginnen und Kollegen werden sich in den kommenden Jahrzehnten auch gerne daran erinnern, einen Pionier der Tribologie gesehen zu haben. Persönlich erinnere ich mich an die Begegnung mit einem Pionier der Atomphysik. Friedrich Hund schritt Anfang der 80er Jahre an mir auf dem Weg zum Rednerpult des Hörsaales vorbei, um über die nach ihm benannten Regeln zu berichten. Mögen die kommenden 20er Jahre Ihnen auch viele interessante Begegnungen bringen und bleiben Sie der Tribologie gewogen, Ihr Manfred Jungk Herausgeber „International Colloquium Tribology“ startet in die 20er Jahre T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 1 Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 Veranstaltungen Datum Ort Veranstaltung GfT TAE * Anschriften der Veranstalter 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 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 ► 16.03. - 19.03.20 Irsee 5 th Bioinspired Materials 2020 https: / / bioinspired2020.dgm.de/ home/ ► 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 ► 19.04. - 22.04.20 Seoul, Korea 2 nd Korea-Tribology International Symposium - K-TRIB2020 http: / / k-trib2020.org/ ► 21.04. - 22.04.20 Stuttgart UNITI Mineralöltechnologie-Forum 2020 https: / / www.umtf.de ► 24.04. - 28.04.20 Hamburg 32 nd ELGI AGM http: / / www.elgi.org/ elgi.org/ index.php/ home/ meetings-calender ► 28.04. - 29.04.20 Karlsruhe 4 th Hybrid Materials and Structures 2020 https: / / hybrid2020.dgm.de/ home/ ► 03.05. - 07.05.20 Chicago, Illinois 75 th STLE Annual Meeting & Exhibition https: / / www.stle.org/ annualmeeting ► 04.05. - 05.05.20 Prag, Czech Republic 4 th International Conference on Materials Science and Engineering https: / / www.tribonet.org/ conferences/ 2020/ 05/ 4thinternational-conference-on-materials-science-and-engineering/ ► 13.05. - 15.05.20 Karlsruhe Tribologie https: / / www.dgm.de/ index.php? id=1480 ► 18.05. - 19.05.20 Ostfildern Tribologie der Kunststoffe TAE* ► 26.05. - 28.05.20 Potsdam 4 th International Symposium on Fatigue Design and Materials Defects 2020 https: / / fdmd2020.inventum.de/ home/ ► 09.06. - 10.06.20 Bilbao, Spain LUBMAT 2020 https: / / www.lubmat.org/ en/ home ► 09.06. - 12.06.20 Geiranger, Norway NORDTRIB 2020 The 19 th Nordic Symposium on Tribology http: / / www.nordtrib2020.tribology.no/ ► 13.06. - 16.06.20 Miami, FL,USA NLGI Annual Meeting http: / / www.nlgi.org ► 21.06. - 26.06.20 Lewiston, ME, US Gordon Research Conference on Tribology https: / / www.grc.org/ tribology-conference/ 2020/ ► 08.09. - 10.09.20 Leeds, UK 47 th Leeds-Lyon-Symposium on Tribology https: / / eps.leeds.ac.uk/ events-conferences/ doc/ leeds-lyon-symposium-tribology ► 28.09. - 30.09.20 Göttingen GfT - 61. Tribologie-Fachtagung https: / / www.gft-ev.de/ de/ tribologie-fachtagung-2020/ T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 2 Inhalt 3 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 1 Editorial „Tribologie ist überall“ 4 Nachruf Prof. Dr. Duncan Dowson (1928 - 2020) Von Harry van Leeuwen und Gerhard Poll 7 Arne Bischofberger, Sascha Ott, Albert Albers Einfluss von Beanspruchungsgrößen auf die Schwingungsentkopplung im nasslaufenden Kupplungssystem und deren Korrelation mit dem Reibverhalten im Friktionskontakt 16 Bernadette Schlüter, Andreas Stake, Mathias Widrat, Volkmar Stenzel, Andreas Kailer Einfluss von Graphen/ PTFE auf die Belastbarkeit und Lebensdauer von Gleitlacken 25 Rahul Dahiwal, Bernd Sauer Investigation of Cage Pocket Wear in Solid-Lubricated Rolling Bearings 33 Suleyman Bayrak, Dominik Paulkowski Low Friction and Wear of Elastomers by DLC Coating 38 Jörg Loos, Wolfram Kruhöffer, Daniel Merk, Toni Blaß, Jörg Franke Reibungsbedingte WEC-Bildung bei hohen Lasten 47 Patrick Stuhler, Nadine Nagler Adhäsiver Verschleiß in vollrolligen Zylinderrollenlagern: Anschmieren 54 Peter Berlet, Lars Köhler, Morten Kronstedt, Bach Phan, Norbert Schmitz, Michael Wittemann, Valentin Veit, Michael Züfle Entwicklung und Erprobung einer neuen Kraftstoffpumpe für Hochdruck-Benzindirekteinspritzung Aus Wissenschaft und Forschung 2 Veranstaltungen 62 Nachrichten Mitteilungen der GfT Mitteilungen der ÖTG 67 Patentumschau 69 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 67. Jahrgang, Heft 1 März 2020 Veröffentlichungen Die Autoren wissenschaftlicher Beiträge werden gebeten, ihre Manuskripte direkt an den Herausgeber, Dr. Jungk, zu senden (Checkliste und Formatvorgaben siehe Umschlagseite hinten). Authors of scientific contributions are requested to submit their manuscripts directly to the editor, Dr. Jungk (see backpage for formatting guidelines). Ab dem Jahrgang 2019 können Sie die aktuellen Hefte der Tribologie und Schmierungstechnik im Online-Abonnement beziehen. Die Hefte der vergangenen Jahrgänge werden kontinuierlich integriert. Unsere eLibrary bietet Ihnen einen qualitativ hochwertigen und benutzerfreundlichen Zugang zum digitalen Buch- und Zeitschriftenprogramm der Verlage expert, Narr Francke Attempto und UVK. Nutzen Sie mit uns die Chancen der Digitalisierung: https: / / elibrary.narr.digital/ journal/ tus Der Online-Zugang ist in Kombination mit dem Print-Abo oder als e-only-Abo erhältlich. Abo-Service: IHR ONLINE-ABONNEMENT DER TuS Annette Häußler Tel: +49 (0) 7071-9797-17 Fax: +49 (0) 7071-9797-11 eMail: haeussler@narr.de T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 3 Prof. Dr. Duncan Dowson, ein angesehener wissenschaftlicher Ingenieur und Ingenieurwissenschaftler, führend auf dem Gebiet der Tribologie, verstarb am 6. Januar 2020 im Alter von 91 Jahren. Mit diesem Nachruf möchten wir ihn ehren und an ihn erinnern. Prof. Dowson wurde am 31.8.1928 in Kirkbymoorside in England geboren und wuchs in seinem geliebten North Yorkshire Moors auf. Seine akademische Laufbahn ist eng verbunden mit der Universität von Leeds, wo er 1950 den Bachelor-Grad im Fach Maschinenbau erhielt. 1952 beendete er seine Doktorarbeit (Ph.D.) zu „Cavitation in lubricating films supporting small loads“ bei Prof. Dr. Derman Guy Christopherson. Die Untersuchung des Phänomens der Kavitation blieb ein lebenslanges Interesse. Zwischen 1952 und 1954 arbeitete er in der Industrie bei der Sir W. G. Armstrong Whitworth Aircraft Company. Dann kehrte er zurück zur Universität Leeds, wo er eine Anzahl von verschiedenen Positionen bekleidete und für den Rest seines Arbeitslebens blieb. Er wurde 1954 Lecturer, 1963 Senior Lecturer, 1965 Reader und schließlich 1966 Professor für Technische Strömungsmechanik und Tribologie. Im Jahr 1971 wurde er Doktor der Wissenschaften (D.Sc.). Duncan Dowson war Mitglied der Arbeitsgruppe, die 1964 von Lord Bowden, dem Staatsminister für Bildung und Wissenschaft, zur Untersuchung von Schmierung, Ausbildung und Forschung eingerichtet wurde, dem sogenannten „Jost Committee“. Dieses Komitee wurde nach seinem Vorsitzenden benannt, Prof. Dr. H. Peter Jost CBE. Diesen Ausschuss förderte die Annahme des Wortes „Tribologie“, definiert als „Wissenschaft und Technik der interagierenden Oberflächen in relativer Bewegung unter damit verbundenen Praktiken“. Der Beitrag, den Duncan Dowson durch die Anwendung der wissenschaftlichen Ergebnisse auf die Technologie geleistet hat, war enorm. Er wurde weltweit als einer der führenden Tribologen anerkannt. Im modernen Kontext hat er wahrscheinlich mehr als jeder andere getan, um die Tribologie zu fördern, und vermutlich war Duncan einer der einflussreichsten Tribologen des 20. Jahrhunderts. Im Jahr 1959 veröffentlichte Duncan Dowson, zusammen mit Gordon Higginson, die erste einer Vielzahl von Arbeiten, die sich mit dem Mechanismus der elasto-hydrodynamischen Schmierung (EHD oder EHL) befassten. Darin wurde trotz der extrem harten Bedingungen die erstaunlich effektive Schmierung von Zahnrädern, Wälzlagern und Nockenmechanismen erklärt. Das hat zu enormen Verbesserungen im wissenschaftlichen Verständnis dieser Mechanismen geführt. Als Ergebnis wurden die Lebensdauer und Zuverlässigkeit von Wälzlagern und ähnlichen hochbelastete Komponenten stark verlängert, was zu erheblichen finanziellen Einsparungen führte. Seit seiner Einführung in den 1960er Jahren wurden seine ingenieurwissenschaftlichen Studien im Bereich der Biotribologie und Biotechnologie an der Seite von Ärzten in Krankenhäusern in Leeds und der britischen Gemeinschaft in einem weiteren Sinne durchgeführt. Professor Duncan Dowson wurde möglicherweise in der breiteren Fachwelt für diese Arbeiten am weitesten bekannt. Er erhielt internationale Anerkennung für seine Erläuterungen der Funktionsweise menschlicher Gelenke und biotechnologischer Prothesen. Er forschte umfassend im Zusammenhang mit der Schmierung von Synovialgelenken und der Entwicklung von Gelenkprothesen im Hinblick auf deren Simulation, Schmierung und insbesondere Verschleiß. Etwa 1970 begann Duncan Dowson mit seinen Forschungsstudien zur Schmierung von Kolbenringen. Diese Forschungen waren ein wichtiger internationaler Beitrag zum Verständnis der hydrodynamischen, elastohydrodynamischen, Misch- und Grenzschmierung der Ringe in Verbrennungsmotoren mit detaillierten Konstruktionsüberlegungen zu Ringform, Strömungskontinuität, Ringdrehung, Kolbenringverformungen, Ringverschleiß und anderen Bereichen. Das führte zu Verbesserungen im Verständnis und in der Konstruktion, die auf eine beträchtliche Anzahl von Motoren in Großbritannien und Europa angewandt wurden. Seine Studien über die Schmierung im Verbrennungsmotor wurden weiterentwickelt und umfassten auch Ventiltrieb- und Motorlagerschmierung. Er war an der Entwicklung eines Nachruf 4 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 Nachruf Prof. Dr. Duncan Dowson (1928 - 2020) Preisträger des Georg-Vogelpohl-Ehrenzeichen 2013 Von Harry van Leeuwen und Gerhard Poll 1 1 Chris M. Taylor, Professor Emeritus an den Universitäten Leeds und Bradford und ein sehr guter Freund der Familie Dowson, hat den Autoren mit seinen Kommentaren sehr geholfen. T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 4 Nachruf 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 Melville Medaille, 1979 den Mayo D. Hersey Award, und 2000 den Robert Henry Thurston Award; von der British Society of Rheology die Goldmedaille (gemeinsam mit Gordon Higginson, 1969) von der Universität Gent 1998 die Sarton Medaille, und von der Gesellschaft für Tribologie 2013 das Georg Vogelpohl Ehrenzeichen. Seine intellektuellen Fähigkeiten wurden durch eine Reihe von höheren akademischen Graden anerkannt. Zusätzlich zu seinem eigenen DSc im Jahr 1971 erhielt er die Ehrendoktorwürde von der Chalmers University of Technology in Schweden, dem INSA (Institut National des Sciences Appliquées) de Lyon in Frankreich, der Universität Lüttich in Belgien, der Universität Waterloo in Kanada und von den Universitäten Bradford, Leeds und Loughborough im Vereinigten Königreich. Dieser immense Beitrag wurde durch einen weit verbreiteten öffentlichen Einsatz ergänzt, Duncan Dowson war für die Regierung, die Forschungsräte, seine Heimatstadt und die IMechE in verschiedenen Funktionen tätig, nicht zuletzt als Präsident des IMechE für das Jahr 1992/ 1993. Er diente als Herausgeber des IMechE- Flaggschiffs Journal of Mechanical Engineering Science und des Journal of Engineering in Medicine. Außerdem war er Herausgeber der Zeitschrift Wear. Er hatte IMechE und STLE-Honorary Fellowships sowie ein ASME-Life Fellowship. Die wohl wichtigste Eigenschaft von Duncan war seine Liebe zur Ausbildung und die Freude an der Lehre der Ingenieurwissenschaften für Männer und Frauen im Hörsaal und im Labor. Seine persönliche Wärme drückte sich in der Betreuung von Studenten, Mitarbeitern und all jenen aus, denen er in seinem beruflichen und persönlichen Leben begegnete. Die Wertschätzung, die man für ihn empfand, spiegelte nicht nur seine akademische Leistung, sondern auch seine zwischenmenschlichen Fähigkeiten wider. Er beriet weit über 100 Forschungsstudenten an der Universität Leeds, der Universität, der er eine unendliche Vorliebe entgegenbrachte und der er sein berufliches Arbeitsleben widmete. Er hatte viele Führungspositionen an der Universität Leeds inne, wie Direktor des Instituts für Tribologie (1967 bis 1987), Pro-Vizekanzler (1983 bis 1985), und Direktor der Fakultät für Maschinenbau (1985 bis 1992). Sein Ausscheiden aus dem Dienst am 30. September 1993 nach 39 Jahren an der Uni-Leeds bedeutete nicht, dass er sich von seinem Studium und seiner beruflichen Tätigkeit zurückzog. Er arbeitete weiterhin mit einer langen Reihe von Kollegen zusammen und hatte insbesondere Forschungsaufgaben an der Universität Leeds und der Universität Bradford. Seine Publikationsrate blieb auch im Ruhestand unvermindert hoch. Duncan Dowson hinterlässt seine Frau Mabel, seinen älteren Sohn David Guy und seine Frau Pam, seine Enkelin Emma und ihren Mann Steve und deren Kinder, seine Urenkelinnen Emily, Charlotte und Annabelle. der softwaretechnisch ausgefeiltesten Modelle für die Vorhersage der Motorreibung beteiligt. Ein solch weit verbreiteter Beitrag zur Ingenieurwissenschaft war durch umfangreiche Publikationen gekennzeichnet. Duncan Dowson hatte eine Liebe zum Schreiben, einen „reibungslosen Stift“ und ein Talent, die entscheidenden Erkenntnisse aus den Forschungsstudien herauszuarbeiten. In dieser Welt der Leistungsindikatoren war er ein Überbieter mit einer Größenordnung von etwa 600 Publikationen, die seinen Namen tragen. Nicht zuletzt ist sein umfangreiches Buch The History of Tribology (Longmans 1979, 2. Aufl. 1998) zu nennen, in dem er die Geschichte seines Fachgebiets vom Beginn der Zivilisation bis zum Ende des 20. Jahrhunderts erforschte. Duncan widmete dieses Buch seinem viel zu früh gestorbenen Sohn Stephen Paul Dowson (3.10.1956 -10.10.1968). Zusammen mit dem 1993 verstorbenen Professor Maurice Godet gründete er 1974 das Leeds-Lyon Symposium on Tribology, das bis heute die weltweit führende jährliche Europäische Forschungskonferenz dieser Art ist. Daraus sind viele „Proceedings of the Leeds-Lyon Symposium on Tribology“ hervorgegangen. Duncan war immer einer der Verfasser dieser „Proceedings“, vom ersten Jahr (1974, Thema: „Cavitation and Related Phenomena in Lubrication“) bis zum letzten, in dem die Publikationen in Buchform erschienen (2004, Thema: „Life Cycle Tribology“). In diesen „Proceedings“ leistete Duncan selbst zahlreiche Beiträge. Seine Arbeiten auf dem Gebiet der EHL hat er zusammengefasst in den Büchern Elastohydrodynamic Lubrication, gemeinsam mit Gordon Higginson (1966, 2.Aufl. 1977), und in Ball Bearing Lubrication, mit Bernie Harnrock (1981). Sein Name ist für immer mit den Näherungsformeln für die EHD-Schmierfilmdicke von Dowson & Higginson (für Linienkontakte) und von Hamrock & Dowson (für elliptische Kontakte) verbunden. Duncan Dowson erhielt viele Auszeichnungen und Ehrungen. So wurde er 1982 zum Fellow of The Royal Academy of Engineering gewählt, 1987 zum Fellow of the Royal Society of London und 1989 erhielt er den CBE in der Birthday's Honours List. Im Mai 2011 wurde er außerdem zum Honorary Fellow of the Royal Society of Edinburgh gewählt. Im Jahr 1966 bekam Duncan die Thomas Hawksley Goldmedaille von der IMechE (Institution of Mechanical Engineers), 1979 den James Clayton Preis, 1979 die Tribology Goldmedaille und 2001 die James Watt International Goldmedaille. Von der Institution of Civil Engineers die James Alfred Ewing Goldmedaille (1988) und die Kelvin Medaille (1998); 1976 von der ASME (American Society of Mechanical Engineers) die T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 5 Anzeige 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 MASCHINENBAU Rüdiger Krethe Handbuch Ölanalysen 2020, ca. 300 Seiten €[D] 148,00 ISBN 978-3-8169-3499-8 eISBN 978-3-8169-8499-3 Das Buch bietet eine praxisorientierte Einführung in das Thema Ölanalysen. Es vermittelt das nötige Hintergrundwissen, von der sachgerechten Probenentnahme, den Prüfverfahren bis zum Verstehen der Analysenergebnisse. Hierdurch unterstützt es den Anwender dabei, kostspielige Ausfallzeiten der Maschinen zu verhindern. Inhalt: Was Ölanalysen erfolgreich macht. Probenentnahme und Versand Das Öl in der Maschine Prüfverfahren zur Überwachung von Ölen, Schmierfetten und Kühlerfrostschutzmitteln Prüfumfang Routineüberwachung Bewertung von Analyseergebnissen Ölanalysen praktisch Laboranalyse, Vor-Ort-Check und Onlinesensor Wissen von A bis Z Verzeichnis der Abbildungen und Tabellen Verzeichnis der zitierten Standards und Normen Literaturhinweise Der Autor Rüdiger Krethe ist diplomierter Maschinenbauer und Tribotechniker. Er befasst sich seit mehr als 25 Jahren intensiv mit der Schmierung von Maschinen, angefangen von der Produktauswahl, der innerbetrieblichen Organisation bis hin zur Überwachung von Schmierölen und Hydraulikflüssigkeiten während des Einsatzes. 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 Lehrpersonal an Berufsschulen und Technischen Fachhochschulen expert verlag GmbH Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Tel. +49 (0)7071 97556-0 \ Fax +49 (0)7071 9797-11 \ info@narr.de \ www.narr.de Stand: März 2020 · Änderungen und Irrtümer vorbehalten! T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 6 Einleitung Downsizing- und Downspeedingmaßnahmen in modernen Antriebssystemen führen mitunter zu immer höheren Momentenanregungen im Antriebsstrang. Die gleichzeitige Forderung nach erhöhter Effizienz und Komfort liefern einen Bedarf an neuartigen Maßnahmen zur Schwingungsreduzierung im Antriebsstrang. Nach [1] und wie u.a. in [2] unter Nutzung einer virtuellen Validierungsumgebung ermittelt, bietet die nasslaufende Kupplung ein großes Potential zur Reduzierung von durch die Verbrennungskraftmaschine induzierten Drehungleichför- Aus Wissenschaft und Forschung 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0001 Einfluss von Beanspruchungsgrößen auf die Schwingungsentkopplung im nasslaufenden Kupplungssystem und deren Korrelation mit dem Reibverhalten im Friktionskontakt Arne Bischofberger, Sascha Ott, Albert Albers* Eingereicht: 11. September 2019 Nach Begutachtung angenommen: 6. Februar 2020 Die nasslaufende Kupplung bietet durch gezielt eingestellten Kupplungsschlupf ein Potential zur Schwingungsreduzierung von Drehungleichförmigkeiten im Antriebsstrang. Die Nutzbarmachung dieses Potentials stellt eine Möglichkeit dar der wachsenden Forderung nach erhöhter Effizienz, mitunter durch Downsizing anderer schwingungsmindernder Komponenten aber auch durch eine gezielte Auslegung des Tribosystems im zukünftigen Antriebsstrang, bei gleichzeitig erhöhtem Komfortverhalten durch eine bedarfsgerechte Regelung, nachzukommen. Um eine gezielte Auslegung des Tribosystems unter dynamischer Anregung zu ermöglichen, werden hierzu in diesem Beitrag Einflüsse durch Beanspruchungsgrößen, wie Grundschlupfdrehzahl oder Kühlölvolumenstrom auf die Schwingungsentkopplung im nasslaufenden Lamellenpaket ermittelt und deren Korrelation mit dem Reibverhalten im dynamischen Betrieb herausgearbeitet. Um den Einfluss des tribologischen Systems untersuchen zu können, wird ergänzend das Reibverhalten zweier Tribosysteme grundlegend gegenübergestellt. Schlüsselwörter Nasslaufende Lamellenkupplung, Dauerschlupf, Schwingungsentkopplung, Reibungszahlverlauf, dynamische Anregung, Einfluss Beanspruchungsgrößen, Tribosystem The wet running clutch in controlled slip mode features a potential in decoupling of induced rotational oscillation in the drive train. A utilization of this potential is one way to satisfy the growing demand on increased efficiency by downsizing vibration-reducing components and also targeted design of the tribological system and simultaneously increasing comfort behavior by a situation-related control. Therefore, to enable a specific design of the tribological system under dynamic excitation, this paper presents an investigation and analyse of influences on the decoupling behaviour in wet running clutch systems of stress variables such as slip speed or cooling oil volume flow. A correlation between them and the friction behaviour in dynamic modes will be worked out. Additional the friction behaviour of two tribological systems will be compared for further investigations on influences by tribological system. Keywords wet running clutch, controlled slip, decoupling, rotational oscillation, tribological system, friction coefficient behaviour, dynamic Kurzfassung Abstract * M.Sc. Arne Bischofberger Dipl.-Ing. Sascha Ott Univ.-Prof. Dr.-Ing. Dr. h.c. Albert Albers IPEK - Institut für Produktentwicklung am Karlsruher Institut für Technologie, 76131 Karlsruhe T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 7 den Reiblamellen, den Stahllamellen, dem Kühlbzw. Schmieröl sowie dem Beanspruchungskollektiv zusammen. In Bild 1 ist exemplarisch ein Lamellenpaket dargestellt. Nach [11] gehören zu den wesentlichen Einflussgrößen auf das Systemverhalten im nasslaufenden Kupplungssystem neben dem tribologischen System die Temperatur im Reibkontakt und die Flächenpressung. In [12] wurden bereits experimentelle Untersuchungen des dynamischen Reibverhaltens an einer geregelten Wandlerüberbrückungskupplung durchgeführt. Der Fokus lag hierbei jedoch auf der Untersuchung von selbstinduzierten Reibschwingungen. Neben [7] wurden auch in [13] erste Untersuchungen zu Beanspruchungsgrößen hinsichtlich deren Einfluss auf das Reibverhalten im nasslaufenden Kupplungssystem durchgeführt, in denen gezeigt wurde, dass der Reibungszahlgradient mit sinkender Grundschlupfdrehzahl zunimmt. Der Reibungszahlgradient wird definiert als die Steigung der Reibungszahl über der Differenzdrehzahl bzw. der Gleitgeschwindigkeit. Von einem positiven bzw. zunehmenden Reibungszahlgradienten wird gesprochen, wenn die Reibungszahl mit zunehmender Gleitgeschwindigkeit ansteigt. Negative Reibungszahlgradienten können selbsterregte Reibschwingungen hervorrufen. Aber auch stark positive Reibungszahlgradienten sind aufgrund eingeschränkter Funktion im Kupplungssystem nicht vorteilhaft, weswegen im Regelfall ein leicht positiver Reibungszahlgradient im Friktionssystem erwünscht ist [14, 15]. Wie auch in [16] ermittelt, lässt sich eine grundlegende Veränderung des Reibungszahlverlaufs durch Variation des Kühlölvolumenstroms nicht feststellen [7]. Der Schmierstoff bzw. das Kühlöl selbst hat nach [17] hingegen einen großen Einfluss auf das Reibverhalten im Friktionskontakt. In [18] werden neben dem in [2] hervorgehobenen Einfluss der Reibcharakteristik auf das Übertragungsverhalten im Kupplungssystem zwar weitere Einflussgrößen auf die Schwingungsreduzierung aufgeführt, die Einflüsse selbst sind allerdings noch nicht hinreichend untersucht. Selbiges gilt für die Korrelation der Reibcharakteristik mit der Schwingungsreduzierung im System. In [7] wurde außerdem der Ein- Aus Wissenschaft und Forschung 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0001 migkeiten. Auch [3] beschreibt den Vorteil einer Komfortsteigerung durch gezielt eingestellten Kupplungsschlupf, insbesondere in Bereichen höherer Motorlasten bei geringeren Drehzahlen. Weitere Quellen wie u.a. [4 bis 6] bestätigen das große Potential zur Schwingungsreduzierung durch einen gezielt eingestellten Schlupfbetrieb. Durch eine Nutzbarmachung des Potentials zur Schwingungsreduzierung durch das nasslaufende Kupplungssystem sollen zukünftig andere Antriebsstrangkomponenten deren Hauptfunktion die Schwingungsreduzierung darstellt, in Bauraum und Masse reduziert werden. Das Reibverhalten im Friktionskontakt beeinflusst maßgeblich das Übertragungsverhalten im System [2]. Um das nasslaufende Kupplungssystem zur Schwingungsreduzierung gezielt regeln zu können, ist eine Kenntnis über das dynamische Reibverhalten und den Einfluss von Beanspruchungsgrößen von hoher Bedeutung. In [7] wurden bereits Einflussfaktoren aus Beanspruchungsgrößen auf das Reibungszahlverhalten experimentell untersucht. Im Zuge dieser Veröffentlichung werden daran anknüpfend Einflussfaktoren auf die Schwingungsentkopplung unter dynamischer Anregung und deren Korrelation mit dem Reibverhalten ermittelt. Um auch den Einfluss der Systemstruktur auf das Schwingungsentkopplungsverhalten ermitteln zu können, wird in diesem Beitrag die Systemstruktur in Form des tribologischen Systems variiert und deren Auswirkung auf das Reibverhalten gegenübergestellt. Zukünftig soll darauf aufbauend der Einfluss des tribologischen Systems auf die Schwingungsentkopplung untersucht und herausgearbeitet werden. Die Ergebnisse werden in [8] vorgestellt. Stand der Forschung Zentrales Element zur Erfüllung der Hauptfunktion einer nasslaufenden Kupplung stellt das Reibungszahlverhalten im Friktionskontakt dar. Dieses wird nach [9] durch verschiedenste Einflussgrößen bestimmt. Neben konstruktiven Einflüssen bestimmen vor allem Einflüsse durch das Beanspruchungskollektiv sowie Einflüsse durch die Systemstruktur - nach [10] stellen diese das tribologische System dar - das Reibungszahlverhalten. Zu den Beanspruchungsgrößen, welche auch im Folgenden untersucht werden sollen gehören u.a.: - die mittlere Schlupfdrehzahl (Grundschlupfdrehzahl) bzw. die Gleitgeschwindigkeit, - der Kühlölvolumenstrom, - die Flächenpressung und - zusätzlich im dynamischen Betrieb die Amplitude sowie die Frequenz der Anregung. Das tribologische System im nasslaufenden Kupplungssystem setzt sich wie u.a. in [10] und [7] beschrieben aus Bild 1: Aufbau eines Lamellenpakets einer nasslaufenden Kupplung T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 8 fluss des Fahrzeugrestsystems auf das Reibungszahlverhalten im Lamellenpaket untersucht. Dabei wird im dynamischen Betrieb ein maßgeblicher Einfluss des Restsystems auf das Reibverhalten ermittelt. Um triebstrangdynamische Wechselwirkungen mit dem Kupplungssystem systemnah abbilden zu können, soll das Restsystem in dynamischen Untersuchungen am Lamellenpaket simuliert und in die Validierungsumgebung miteingebunden werden [7]. Validierungsumgebung & Vorgehensweise Die für die Untersuchungen verwendete Validierungsumgebung wurde in [19] veröffentlicht und ist in Bild 2 dargestellt. Dabei stellt der Antriebsmotor das Restsystem bis zum Eingang der Prüfkammer bzw. des Lamellenpakets dar. Die Torsionswelle mit zwei Massenträgheiten stellt das Restsystem in physischer Form ab Ausgang des Lamellenpakets dar. Das physische Restsystem bildet dabei das Fahrzeugrestsystem ab Ausgang der Kupplung bis zu den Abtriebsrädern in reduzierter Form ab. In [7] wurde ein Vergleich zwischen Untersuchungen mit physischem Restsystem (weicher Aufbau) und Untersuchungen ohne Restsystem (starrer Aufbau) durchgeführt. Es konnte festgehalten werden, dass eine adäquate Abbildung des Restsystems für schwingungstechnische Untersuchungen aufgrund triebstrangdynamischer Wechselwirkungen notwendig ist. Die Untersuchungen dieses Beitrags werden daher ausschließlich im weichen Aufbau durchgeführt. Um den Einfluss einzelner Beanspruchungsgrößen ermitteln und gleichzeitig eine eventuelle Beeinflussung der Beanspruchungsgrößen untereinander mit untersuchen zu können, wird eine vollfaktorielle DoE gewählt. Dabei werden die Beanspruchungsgrößen als unabhängige Variablen (Faktor), die Bewertungsgrößen als Zielgrößen (Antwort) festgelegt. Die Faktoren werden einzeln variiert und dabei deren Auswirkung auf die entsprechenden Bewertungsgrößen beobachtet. Der Einfluss wird hierbei relativ anhand mehrerer Bewertungsgrößen ermittelt. Da es für jeden Faktor eine Vielzahl an Einzelversuchen gibt, bei welchen der Faktor festgehalten wird, dient der große Versuchsumfang auch dazu, die Ergebnisse bzgl. des Einflusses der Faktoren statistisch abzusichern. Der Gesamtversuchsplan setzt sich aus den folgenden zwei vollfaktoriellen DoEs mit 48 (DoE 1) und 144 (DoE 2) Einzelversuchen (Tabelle 1) sowie einem weiteren Versuchsplan zur Ermittlung des Einflusses der Antriebsdrehzahl zusammen. Zur Ermittlung des Einflusses der Antriebsdrehzahl, wird ein zusätzlicher Versuchsplan herangezogen, bei welchem die Anregungsfrequenz bei Variation der Drehzahl, im Gegensatz zu den beiden oben aufgeführten Versuchsplänen, als unabhängige Variable festgehalten wird. Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0001 Bild 2: Validierungsumgebung mit physischem Restsystem Beanspruchungsgröße Faktorstufen DoE 1 Faktorstufen DoE 2 Grundschlupfdrehzahl [min -1 ] Stufe 1 Stufe 2 Stufe 3 Stufe 4 Stufe 5 Flächenpressung [N/ mm²] Stufe 1 Stufe 2 Stufe 3 Stufe 1 Stufe 2 Stufe 3 Anregungsordnung [-] Stufe 1 Stufe 2 Stufe 1 Stufe 2 Anregungsamplitude [min -1 ] Stufe 1 Stufe 1 Stufe 2 Antriebsdrehzahl [min -1 ] Stufe 1 Stufe 2 Stufe 1 Stufe 2 Spezifischer Kühlölvolumenstrom [mm³/ mm²s] Stufe 1 Stufe 2 Stufe 1 Stufe 2 Tabelle 1: Versuchsplan mit Faktorstufen der untersuchten Beanspruchungsgrößen T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 9 Einfluss von Beanspruchungsgrößen & Korrelation mit dem Reibverhalten Aus den Ergebnissen der im vorherigen Abschnitt vorgestellten Untersuchungen wurde mittels mehrfacher linearer Regression ein signifikanter Einfluss mehrerer der untersuchten Beanspruchungsgrößen auf die Schwingungsreduzierung ermittelt. Im Folgenden werden die Ergebnisse anhand exemplarischer Auszüge aus den Versuchsreihen vorgestellt. Dazu werden die Reibungszahlverläufe sowie der Verlauf der An- und Abtriebsdrehzahl (blau und orange) bei Variation der entsprechenden Beanspruchungsgröße dargestellt. Dabei wird die Beanspruchungsgröße immer von links (a) nach Aus Wissenschaft und Forschung 10 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0001 Als Bewertungsgrößen für das Schwingungsentkopplungsverhalten werden die Winkelbeschleunigung am Ausgang des Lamellenpakets sowie das spezifische Amplitudenverhältnis aus Ab- und Antriebsdrehzahl definiert. Beide Größen werden für eine Verbesserung des Komfortverhaltens möglichst klein gehalten. Zur Bewertung des Reibungszahlverhaltens wird der Reibungszahlgradient sowie die in Bild 3 exemplarisch dargestellte minimale (μ min ) und maximale Reibungszahl (μ max ) herangezogen. Der in folgenden Ergebnissen aufgeführte Reibungszahlgradient wird mittels Steigungsdreieck der in Bild 3 dargestellten Geraden, gemittelt über mehrere Perioden, ermittelt. Es gilt: (1) Die Versuche werden im Dauerschlupfzustand mit gezielt aufgebrachter Anregung durchgeführt. Dabei wird eine Grundschlupfdrehzahl eingestellt und anschließend antriebsseitig eine Anregung mit den Parametern Anregungsamplitude in Form einer Drehzahlamplitude sowie Anregungsfrequenz aufgebracht. Nachdem das System eingeschwungen ist, beginnt die eigentliche Erfassung des Dauerschlupfzustandes und der Untersuchungsparameter. Sowohl die Versuchsdurchführung als auch die Auswahl des Untersuchungsgegenstands (Bild 1), werden u.a. in [7] detailliert erläutert. Bild 4: Exemplarische Darstellung des Einfluss der Grundschlupfdrehzahl Schlupf 1 Schlupf 2 Reibungszahlgradient [rpm -1 ] 7,8*10 -5 5,5*10 -5 Spez. Amplitudenverhältnis [%] 34,7 9,8 Winkelbeschleunigung [rad/ s²] 150 51 Tabelle 2: Kenngrößen - Einfluss der Grundschlupfdrehzahl (vgl. Bild 4) Bild 3: Exemplarische Darstellung eines Reibungszahlverlaufs mit Bewertungsgrößen des Reibverhaltens T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 10 rechts (b) erhöht. Zusätzlich werden die vorgestellten Bewertungsgrößen herangezogen. Abschließend werden die untersuchten Korrelationen mit dem Reibungszahlverhalten herausgearbeitet. In Bild 4 ist exemplarisch der Reibungszahlverlauf (oben) sowie der Verlauf der An- und Abtriebsdrehzahl (unten) bei geringerer Grundschlupfdrehzahl (a) und erhöhter Grundschlupfdrehzahl (b) dargestellt. Alle weiteren Beanspruchungsgrößen/ Randbedingungen wie u.a. die Anregungsamplitude werden zwischen (a) und (b) konstant gehalten. Aus dem Verlauf der Abtriebsdrehzahl (orange) wird eine erhöhte Reduzierung der Schwingungsamplitude bei erhöhter Schlupfdrehzahl ersichtlich. Dies wird durch Betrachtung der zugehörigen Bewertungsgrößen in Tabelle 2 bestätigt. Die erhöhte Reduzierung resultiert tendenziell aus einer erhöhten Dämpfung, welche bei erhöhtem Schlupf auftritt. Wie bereits in [7, 13] ermittelt, lässt sich am Reibungszahlverlauf mit zunehmender Schlupfdrehzahl eine Zunahme der maximalen sowie minimalen Reibungszahlen sowie eine Abnahme des Reibungszahlgradienten beobachten. Eine Abhängigkeit des Schwingungsentkopplungsverhalten von der eingestellten Flächenpressung lässt sich ebenfalls feststellen. Mit zunehmender Flächenpressung, wie in Bild 5 exemplarisch für zwei Faktorstufen der Flächenpressung dargestellt, nimmt die Entkopplungswirkung im System ab. Die geringere Flächenpressung führt tendenziell zu einer erhöhten Entkopplungswirkung im Friktionskontakt woraus eine verbesserte Schwingungsreduzierung resultiert Dies verdeutlichen auch die in Tabelle 3 für die exemplarisch dargestellte Erhöhung der Flächenpressung aufgelisteten Bewertungsgrößen. Sowohl das spezifische Amplitudenverhältnis als auch die Winkelbeschleunigung nehmen von Flächenpressung 1 (a) zu Flächenpressung 2 (b) zu. Wird die Ordnung der Anregung und damit bei gleichbleibender Antriebsdrehzahl die Anregungsfrequenz erhöht, lässt sich eine Reduzierung des spezifischen Amplitudenverhältnisses ermitteln, vgl. exemplarisch Bild 6 und Tabelle 4. Eine Erhöhung der Anregungsfrequenz resultiert bei gleichbleibender Drehzahlamplitude in eine erhöhte Winkelbeschleunigung. Die bei (b) stärker reduzierte Amplitude am Kupplungsausgang kann die aus der Frequenzerhöhung resultierende erhöhte Winkelbeschleunigung im Rahmen des Versuchsumfangs nicht komplett kompensieren. Dies führt im Gesamten zu einer Erhöhung der resultierenden Winkelbeschleunigung am Kupplungsausgang bei Variation der Anregungsordnung von Stufe 1 (a) auf Stufe 2 (b). Wird die Amplitude der Anregung erhöht, resultiert dies ebenfalls in einer Erhöhung der Winkelbeschleunigung bei tendenziell unverändertem relativen spezifischen Amplitudenverhältnis. Die Amplitude nimmt demnach tendenziell keinen Einfluss auf das Schwingungsentkopplungsverhalten im nasslaufenden Lamellenpaket. Eine Erhöhung dieser wirkt sich durch die höheren Beschleunigungen sowie höheren absoluten Amplituden dennoch negativ auf den Komfort bzw. das NVH-Ver- Aus Wissenschaft und Forschung 11 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0001 Bild 5: Exemplarische Darstellung des Einflusses der Flächenpressung Flächenpressung 1 Flächenpressung 2 Reibungszahlgradient [rpm -1 ] 1,52*10 -4 1,19*10 -4 Spez. Amplitudenverhältnis [%] 25,7 40,9 Winkelbeschleunigung [rad/ s²] 173 256 Tabelle 3: Kenngrößen - Einfluss der Flächenpressung (vgl. Bild 5) T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 11 hält, wird hier auf eine exemplarische Darstellung der Variation des Faktors verzichtet. Es lässt sich tendenziell im untersuchten Bereich kein Einfluss der Antriebsdreh- Aus Wissenschaft und Forschung 12 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0001 halten aus. In Bild 7 ist exemplarisch der Einfluss der Antriebsdrehzahl abgebildet. Da sich der Kühlölvolumenstrom bzgl. des Einflusses tendenziell analog ver- Bild 6: Exemplarische Darstellung des Einflusses der Anregungsordnung Anregungsordnung 1 Anregungsordnung 2 Reibungszahlgradient [rpm -1 ] 7,9*10 -5 7,2*10 -5 Spez. Amplitudenverhältnis [%] 43,7 33,1 Winkelbeschleunigung [rad/ s²] 182 211 Tabelle 4: Kenngrößen - Einfluss der Anregungsordnung (vgl. Bild 6) Bild 7: Exemplarische Darstellung des Einflusses der Antriebsdrehzahl Antriebsdrehzahl 1 Antriebsdrehzahl 2 Reibungszahlgradient [rpm -1 ] 2,7*10 -5 3,7*10 -5 Spez. Amplitudenverhältnis [%] 15,0 15,5 Winkelbeschleunigung [rad/ s²] 146 145 Tabelle 5: Kenngrößen - Einfluss der Antriebsdrehzahl (vgl. Bild 7) T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 12 zahl sowie des Kühlölvolumenstroms auf das Schwingungsentkopplungsverhalten feststellen. Sowohl das spezifische Amplitudenverhältnis als auch die Winkelbeschleunigung zeigen keine signifikante Veränderung bei Variation der beiden Faktoren. Exemplarisch ist dies auch an den in Tabelle 5 aufgeführten Kenngrößen der in Bild 7 für die Variation der Antriebsdrehzahl abgebildeten Dauerschlupfzustände zu erkennen. Eine tendenzielle Korrelation der Schwingungsentkopplung mit dem Reibverhalten lässt sich in begrenzten Rahmen v.a. für die als Bewertungsgröße betrachteten Reibungszahlen feststellen. Dabei wird eine tendenziell erhöhte Entkopplungswirkung bei erhöhter minimaler sowie bei erhöhter maximaler Reibungszahl ermittelt. Dies resultiert mitunter aus der Abnahme der Reibungszahlen bei einer Erhöhung der Flächenpressung. Eine erhöhte Flächenpressung führt dabei gleichzeitig zu einer Reduzierung der Entkopplungswirkung (Zunahme des Amplitudenverhältnisses sowie der Winkelbeschleunigung). Exemplarisch ist die Korrelation mittels linearer Regression für die minimale Reibungszahl in Bild 8 dargestellt. R 2 gibt dabei das Bestimmtheitsmaß der jeweiligen Regression an. Insbesondere mit Zunahme der min. sowie max. Reibungszahlen kann ein linearer Zusammenhang zugrunde liegen. Dies muss aufgrund der geringen Bestimmtheitsmaße jedoch weiter und auch auf mögliche andere Zusammenhänge hin untersucht werden. Für den Reibungszahlgradienten konnte im Rahmen des Versuchsumfangs mittels linearer Regression keine Korrelation mit dem Schwingungsentkopplungsverhalten festgestellt werden. Dies lässt sich tendenziell bereits an den zuvor jeweils mit aufgeführten Reibungszahlgradienten erkennen (Tabelle 2 bis Tabelle 5). Um den Einfluss des Reibverhaltens zielgerichtet untersuchen zu können, wird dieser Parameter als Faktor durch Variation des Tribosystems verändert. Dabei werden alle weiteren Parameter, wie die Beanspruchungsgrößen und weiteren Randbedingungen festgehalten. Hierfür wird einleitend das Reibverhalten zweier Tribosysteme grundlegend gegenübergestellt. Reibverhalten zweier Tribosysteme Für zukünftige Untersuchungen des Reibverhaltens auf die Schwingungsentkopplung bietet es sich an das Tribosystem bei ansonsten gleichbleibenden Randbedingungen zu variieren. Dazu wird einleitend im Folgenden der Einfluss eines veränderten Schmierstoffs bzw. Kühlöls auf das Reibverhalten untersucht. In Bild 9 sind die Reibungszahlverläufe für drei Schlupfstufen der beiden Tribosystemvarianten TS 1 (Ausgangskühlöl) und TS 2 (veränderte Additivierung) abgebildet. Eine Erhöhung der Schlupfdrehzahl führt wie bereits in [7] und [13] vorgestellt für beide Tribosystemvarianten zu einer tendenziellen Abnahme des Reibungszahlgradienten sowie zu einer tendenziellen Zunahme der minimalen und maximalen Reibungszahlen. Vergleicht man die Reibungszahlverläufe der Tribosystemvariante 1 (a) mit denen der Tribosystemvariante 2 (b) wird ersichtlich, dass der Reibungszahlgradient bei TS 2 gegenüber TS 1 tendenziell höhere Werte annimmt. Die minimalen und maximalen Reibungszahlen fallen hingegen bei TS 2 tendenziell geringer aus. Es lässt sich ableiten, dass durch die Veränderung der Additive bzw. Additivzusammensetzung in Ölvariante 2 ein tendenziell höherer Reibungszahlgradient bei gleichzeitig niedrigeren absoluten Reibungszahlwerten erreicht wird. Da sich die Reibungszahlverläufe der beiden Tribosystemvarianten bei gleichen Randbedingungen unterscheiden, können hiermit zukünftige schwingungstechnische Untersuchungen ergänzend Aufschluss darüber geben inwieweit ein verän- Aus Wissenschaft und Forschung 13 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0001 Bild 8: Korrelation der minimalen Reibungszahl mit dem spez. Amplitudenverhältnis (links) und der Winkelbeschleunigung (rechts) (lineare Regression) T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 13 - eine Erhöhung der Grundschlupfdrehzahl und - eine Reduzierung der Flächenpressung. Eine Erhöhung der Anregungsordnung führt tendenziell ebenfalls zu verringerten Amplitudenverhältnissen, erhöht allerdings gleichzeitig die Winkelbeschleunigung am Ausgang des Lamellenpakets. Ermittelt wurde auch, dass die Antriebsdrehzahl sowie der Kühlölvolumenstrom im Untersuchungsbereich tendenziell keinen Einfluss auf die Schwingungsentkopplung nehmen. Die Grundschlupfdrehzahl resultiert als einer der Haupteinflussfaktoren um die Entkopplungswirkung im nasslaufenden Kupplungssystem zu verbessern. Da damit gleichzeitig Effizienzeinbußen einhergehen, gilt es nun Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0001 derter Reibungszahlverlauf, also mitunter der Reibungszahlgradient, Einfluss auf die Schwingungsentkopplung nimmt. Zusammenfassung & Ausblick Zusammenfassend kann festgehalten werden, dass insbesondere der Schlupf und die Flächenpressung einen signifikanten Einfluss auf die Schwingungsentkopplung haben. Dabei führt tendenziell zu einer Reduzierung der Entkopplungs-Bewertungsgrößen „Amplitudenverhältnis“ und „Winkelbeschleunigung“, woraus tendenziell ein verbessertes Komfortverhalten resultiert (vgl. hierzu auch Bild 10, über alle Einzelversuche durchgeführte mehrfache lineare Regression): Bild 9: Reibungszahlverläufe für drei Schlupfstufen mit TS 1 (a) und TS 2 (b) Bild 10: Einfluss der Grundschlupfdrehzahl und der Flächenpressung auf die Schwingungsentkopplung (MLR), links Spez. Amplitudenverhältnis, rechts Winkelbeschleunigung T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 14 in weiteren Untersuchungen den Einfluss des tribologischen Systems auf die Entkopplung und letztlich auf den Zielkonflikt Komfort vs. Effizienz zu untersuchen. Zukünftig soll dazu auch die Effizienz in Form weiterer Bewertungsgrößen herangezogen werden um durch gezielte Einstellung der Beanspruchungsgrößen und Auslegung des Tribosystems mögliche Optimierungen des Zielkonflikts herbeiführen zu können. Danksagung Die Autoren danken für die Unterstützung des Forschungsprojekts. Das IGF-Vorhaben 18501-N der Forschungsvereinigung Antriebstechnik e.V. (FVA) wird über die AiF im Rahmen des Programms zur Förderung der Industriellen Gemeinschaftsforschung (IGF) vom Bundesministerium für Wirtschaft und Energie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages gefördert. Literatur [1] Lutz, D. u. Verein Deutscher Ingenieure: Kupplungsmanagement - ein Baustein zur Drehschwingungsdämpfung. VDI Berichte 697 (1988), S. 219-256 [2] Basiewicz, M., Albers, A. u. Ott, S.: Influencing factors on the decoupling of induced rotational oscillation by wetrunning multi-plate-packages in controlled slip mode (2017) [3] Abbassi, M. B.: Steigerung des Antriebsstrangkomforts im Kfz durch elektronisches Kupplungsmanagement. ATZ - Automobiltechnische Zeitschrift 101 (1999) 2, S. 118-126 [4] Reik, W., Friedmann, O., Agner, I. u. Werner, O.: Die Kupplung - das Herz des Doppelkupplungsgetriebes. In: Getriebe in Fahrzeugen 2004. Tagung Friedrichshafen, 22. und 23. Juni 2004. VDI-Berichte, 1827, Buch. Düsseldorf: VDI-Verl. 2004, S. 65-88 [5] Drexl, H.-J. u. Verein Deutscher Ingenieure: Der Torsionsdämpfer in der Kupplungsscheibe. VDI Berichte 697 (1988), S. 133-158 [6] Jürgens, G. u. Fischer, R.: Vergleich verschiedener Systeme zur Verringerung von Triebstrangschwingungen (1988), S. 233-256 [7] Kemper, C., Wantzen, K., Bischofberger, A., Ott, S. u. Albers, A.: Vergleich von Reibungszahlverläufen von nasslaufenden Friktionskontakten im gezielten Schlupfbetrieb unter dynamischer Anregung. Forschung im Ingenieurwesen (2019) [8] Bischofberger, A., Ott, S. u. Albers, A.: Die nasslaufende Kupplung als Stellglied zur Schwingungsreduzierung im Antriebsstrang - Einflüsse eines veränderten Tribosystems. VDI-Berichte 2366. Düsseldorf: VDI Verlag GmbH 2019 [9] Rao, G.: Modellierung und Simulation des Systemverhaltens nasslaufender Lamellenkupplungen. Zugl.: Dresden, Techn. Univ., Diss., 2011. Fortschritt-Berichte VDI Reihe 12, Verkehrstechnik, Fahrzeugtechnik, Bd. 751. Düsseldorf: VDI-Verl. 2012 [10] Czichos, H. u. Habig, K.-H. (Hrsg.): Tribologie-Handbuch. Tribometrie Tribomaterialien Tribotechnik. SpringerLink Bücher. Wiesbaden: Springer Vieweg 2015 [11] Wienholt, H. W. u. Zdora, D.: Auslegung der Überbrückungskupplung mit geregeltem Schlupf bei Einsatz des Drehmomentwandlers in Pkw-Automatikgetrieben (1995), S. 281-299 [12] Stephan Vorholt: Untersuchung und Simulation von Reibschwingungen an einer Wandlerüberbrückungskupplung, Ruhr-Universität Bochum, Universitätsbibliothek Doctoralthesis [13] Kemper, C., Basiewicz, M., Ott, S. u. Albers, A.: Schwingungsentkopplung durch nasslaufende Funktionsreibkontakte im geregelten Schlupfbetrieb - Anforderungen an den tribologischen Kontakt in Wechselwirkung mit der Antriebssystemdynamik. 59. Tribologie-Fachtagung 2018. Göttingen 2018 [14] Albers Albert. u. Herbst, D.: Kupplungsrupfen - Ursachen, Modellbildung und Gegenmaßnahmen. VDI-Berichte 1416; ISBN 3-18-091416-5, 1998. 1998 [15] Kani, H., Miyake, J. u. Ninomiya, T.: Analysis of the Friction Surface on Clutch Judder. Technical Notes (1992), S. 82-84 [16] Rank, R.: Reibwerkstoffe und Systemlösungen für neue KfZ-Getriebe. Lubricants, Materials and Lubrication Engineering. Technische Akademie Esslingen, Ostfildern 2002, S. 1925-1936 [17] Abu Snima, K.: Kenngrößen und Belastungsgrenzen von nasslaufenden Lamellenkupplungen unter Dauerschlupfbeanspruchung. 16158113 21 (2006) [18] Ott, S. u. Basiewicz, M.: Innovative validation environments and methods for holistic clutch system development. Antriebstechnisches Kolloquium ATK 2017 (2017) Tagungsband 17, S. 12 [19] Albers, A., Ott, S. u. Basiewicz, M.: Ermittlung des Übertragungs- und Systemverhaltens nasslaufender Lamellenpakete im Schlupfbetrieb unter Berücksichtigung der Systemwechselwirkungen. Kupplungen und Kupplungssysteme in Antrieben. Ettlingen: VDI-Verlag, Düsseldorf 2017 Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0001 T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 15 auf der Basis von Polytetrafluorethylen (PTFE) in Kombination mit organischen Bindemitteln ist seit längerem Stand der Technik [2,3]. In vielen vorangegangenen Untersuchungen wurde bewiesen, dass Nanopartikel (z.B. Graphen) in der Lage sind, Polymere zu verstärken [4]. Jedoch ist die Kombination aus beiden Füllstoffen in verschiedenen Bindemittelsystemen bislang kaum untersucht worden [5]. Im Rahmen dieses Projekts werden Graphen/ PTFE-Komposite auf Polyurethan- und Epoxidharzbasis sowohl auf ihre Reibals auch ihre Verschleißeigenschaften in trockenem und geschmiertem Zustand untersucht. Zudem wurden die elektrischen und thermischen Eigenschaften ausgewählter Lacke untersucht. Materialien und Methoden Für tribologisch optimierte Gleitlacke wurde Polyurethan PUL (Setalux D A 870 BA), Epoxidharz EPW (wässrig, EPI-REZ 6521-WH-53) und Epoxidharz EPL Aus Wissenschaft und Forschung 16 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0002 Einleitung Gleitlacke haben gegenüber flüssigen Schmierstoffen einige Vorteile: Sie können bei höheren Temperaturen sowie unter trockenen Bedingungen eingesetzt werden [1]. Allerdings besteht allgemeiner Entwicklungsbedarf von Gleitlacken, um die Belastbarkeit und Lebensdauer zu erhöhen. Das Ziel ist es, einen geringeren Verschleiß der Lacke bei niedriger Reibung zu gewährleisten, sodass die technische Nutzbarkeit bei reduzierter Schichtdicke ermöglicht wird. Die Herstellung von Gleitlacken Um den Verschleiß und die Reibung von Gleitlacken zu minimieren, wurden Polyurethan und Epoxidharze sowohl mit Graphen zur mechanischen Verstärkung als auch mit PTFE als Reibminderer modifiziert und qualifiziert. Die Herstellung der Gleitlacke wurde so optimiert, dass sich eine sehr gute Haftfestigkeit und eine sehr homogene Verteilung der Füllstoffe in der Polymermatrix ergaben. In tribologischen Untersuchungen wurden die entwickelten Gleitlacke hinsichtlich des Reibverhaltens, der Abriebbeständigkeit sowie auch im Vergleich zu kommerziellen Gleitlacken bewertet. Die neu entwickelten, modellhaften Gleitlacksysteme zeigten sehr gute tribologische und mechanische Eigenschaften. Somit ergibt sich durch die Kombination von Graphen und PTFE als Füllstoffe die Möglichkeit einer wesentlichen Verbesserung der Belastbarkeit und Lebensdauer. Schlüsselwörter Graphen, PTFE, Gleitlack, Nanocomposite, Tribologie To minimize the wear and friction of anti-friction coatings, polyurethane and epoxy resins have been modified and qualified both with graphene for mechanical reinforcement and with PTFE as a friction reducer. The production of the anti-friction coatings was optimized in such a way that a very good adhesion and a very homogeneous distribution of the fillers in the polymer matrix were reached. In tribological tests these coatings were evaluated in terms of friction behavior, abrasion resistance and in comparison with commercial anti-friction coatings. The newly developed model-based anti-friction coating systems showed very good tribological and mechanical properties. Thus, the combination of graphene and PTFE as fillers offers the possibility of a significant improvement in load capacity and service life. Keywords Graphen/ PTFE, Anti-friction coating, nanocompositee, tribology Kurzfassung Abstract * Dr. Bernadette Schlüter Fraunhofer-Institut für Werkstoffmechanik IWM, MikroTribologie Centrum μTC, 79108 Freiburg, Dr. Andreas Kailer Fraunhofer-Institut für Werkstoffmechanik IWM, 79108 Freiburg Andrej Stake Mathias Widrat Dr. Volkmar Stenzel Fraunhofer-Institut für Fertigungstechnik und Angewandte Materialforschung IFAM, 28359 Bremen Einfluss von Graphen/ PTFE auf die Belastbarkeit und Lebensdauer von Gleitlacken Bernadette Schlüter, Andreas Stake, Mathias Widrat, Volkmar Stenzel, Andreas Kailer * T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 16 (lösemittelhaltig, Epilox L50 - 54) mit vier Graphentypen (SE1132, SE1430, SE1233, SE2430, The Sixth Elements, siehe Tabelle 1) unterschiedlichen Sauerstoffgehalts und spez. Oberfläche und 10 % PTFE (Algoflon L600: Polymist F5A 1: 1) gefüllt (siehe Tabelle 3). Für lösemittelhaltige Systeme wurde das Dispergieradditiv SOLSPERSE 88000 verwendet. Die beste Verteilung der Füllstoffe wurde durch Dispergieren mit der Perlmühle (ZrO 2 -Perlen mit Durchmesser 0,6 mm, Mahldauer: 20 min) erhalten. Als Referenzsystem wurden das reine Lacksystem, Lacke mit verschiedenen Graphentypen (s. Tabelle 1) und Füllstoffgehalten sowie Lacke mit Graphen und PTFE untersucht. Als Benchmark dienten drei Gleitlacke der Firma Klüber (1K-PU-Lack, wasserbasiert, Aushärtebedingungen: 100 °C; 2K-PAI-Lack, Lösemittelbasiert (NEP) / 230 °C; 1K-Phenolharzlack, wasserbasiert / 180 °C). Die Substrate (Stahl, RE, Gardobond Prüfblech) wurden vorbehandelt (Strahlen mit Korund, 3fache zehnminütige Reinigung im Ultraschallbad, gefüllt mit Butylacetat), bevor die Lacke mittels Spritzpistole (Sata Jet 5000, 1,2 mm) appliziert wurden. Die Schichten wurden auf ihre Haftfestigkeit (Gitterschnitt nach DIN EN ISO 2409: 2013 (1 mm Abstand) und Ritzhärte (Ritzprüfung nach DIN EN ISO 1518- 1: 2011-09) sowie ihre Eindringhärte (DIN 50 359 / ISO 14577) untersucht. Die Wärmeleitfähigkeit wurde nach ASTM E 1461 mit Hilfe der Flash-Methode unter Berücksichtigung der Schichtdicke gemessen. Die elektrischen Eigenschaften wurden durch Messung des Volumenwiderstandes durch die Lackprobe unter Berücksichtigung der Geometrien des Messaufbaus und der Schichtdicke bei einer Gleichspannung von 100 V ermittelt. Verschleißtests wurden mit einem Schwing-Reib-Verschleiß-Tribometer (SRV-III, Optimol-Instruments) mit Stift/ Scheibe-Geometrie untersucht (Bild 1a). Als obere oszillierende Probe wurde ein Stift (ø 5 mm  Kontaktfläche: 4,8 mm, 100Cr6, R a = 0,3, R z = 5,6) verwendet. Die Scheibe (ø 24 mm, h: 7,9 mm, 100Cr6) war mit den unterschiedlichen Gleitlacken (20 µm - 30 µm) beschichtet. Die Prüfbedingungen waren: Prüfkraft 50 N (2,8 MPa), Schwingfrequenz 10 Hz, Schwingweite 1 mm, Raumtemperatur, Prüfdauer 2 Stunden. Die Verschleißanalyse wurde mit Laserscanmikroskopie und Rasterelektronenmikroskopie (REM) durchgeführt. Tribologische Untersuchungen zur Gleitreibung (Stribeckkurven) in ungeschmiertem Zustand wurden mit einer „Kugel auf 3 Platten“-Anordnung (Tribomesszelle, Anton Paar, MCR501) durchgeführt (Bild 1b). Als obere rotierende Probe wurde eine Stahlkugel (100Cr6, Grade 28, ø 12,7 mm, R a = 0,2 µm) verwendet. Als Gegenkörper dienten drei mit Gleitlack beschichtete Plättchen, welche im 45°-Winkel angeordnet waren. Alle Versuche wurden mit einer Normalkraft von 3 N (entspricht 150- 250MPa, je nach Schichtdicke) durchgeführt, wobei die Geschwindigkeit bis auf 1,4 m/ s erhöht wurde. Ergebnisse und Diskussion Alle Bindemittel (PUL, EPL und EPW) eigneten sich für die Herstellung der Gleitlacke. Durch das Dispergieren der Füllstoffe mit der Perlmühle konnte eine Partikelgröße kleiner als 5 µm erreicht werden. Dies war durch die Dispergierung mittels Dissolver nicht möglich. In der REM-Aufnahme in Bild 2a ist zu sehen, dass die Verteilung der Graphenpartikel mittels Kryo-Bruch nicht abgebildet werden kann. Bild 2b zeigt eine REM- Aufnahme einer Kryo-Mikrotromierten Probe, die die homogene Partikelverteilung sichtbar macht. Die Ausrichtung und die Form der Graphenflakes waren wie erwartet parallel zur Oberfläche. Auch die Verteilung der Aus Wissenschaft und Forschung 17 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0002 Bild 1: Schematische Zeichnung der triblogischen Versuchsgeometrien: a) oszilliernder Verschleißversuch an der SRV und b) Kugel auf 3-Platten Aufbau für die Gleitreibungsversuche (Stribeck) Füllstoff Kohlenstoff [wt.-%] Sauerstoff [wt.-%] Partikelgröße [μm] spez. Oberfläche [m²/ g] Bezeichnung SE 1233 > 98 > 0,1 7,8 ≥450 Graphen SE 1132 > 93 > 3 6,5 ≥180 Graphen SE 1430 75 ± 5 16 ± 3 7 ≥180 Graphen SE 2430 47 ± 5 42 ± 4 - - Graphenoxid Tabelle 1: Eigenschaften der verwendeten Graphene Füllstoff SE 123 SE 113 SE 143 SE 243 hnung en en en enoxid T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 17 An ausgewählten Proben wurden die elektrischen und thermischen Eigenschaften der Lacke gemessen. Dafür eignete sich der Graphentyp SE1233 besonders, da es den höchsten Kohlenstoffgehalt aufweist und laut Hersteller am besten leitfähig ist. In Tabelle 2 sind die elektrischen Eigenschaften zu sehen. Durch die Zugabe von Graphen zu isolierenden PUL-Matrixlack steigt die Leitfähigkeit um eine Potenz, und der Lack wird elektrisch ableitend. Die Erhöhung des Graphengehaltes führt zu einer Erhöhung der Leitfähigkeit. Elektrische Leitfähigkeit (spez. Oberflächenwiederstand: 10 4 Ω) Aus Wissenschaft und Forschung 18 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0002 PTFE-Partikel (Bild 3a) ist gut (helle runde Partikel). Die Verteilung der Graphen/ PTFE- Partikel ist ebenfalls homogen (Bild 3b). Neben der dunklen Lackmatrix und den weißen PTFE-Partikeln ist das hellgraue Graphen etwas schwerer zu erkennen. Die größeren weißen Bereiche sind durch die Präparation der Probe entstanden. Hier „verschmierte“ die Klinge, die die Probe dünn schnitt, das PTFE. Alle Lackschichten weisen eine hervorragende Haftfestigkeit (GT 0) auf allen getesteten Substraten auf. In Bild 4 ist am Beispiel von Polyurethanlacken die Ritzhärte gezeigt. Die Zugabe von PTFE allein hat keinen Einfluss auf die Ritzhärte, Graphen jedoch erhöht die Ritzhärte. Dieser Trend ist bei dem wässrigen EP - System am geringsten und bei PUL am größten ausgeprägt. Bei PUL und EPL Systemen steigt die Ritzhärte tendenziell mit zunehmendem Graphen-Füllstoffgehalt an. Bei EPW-System ist dies nicht der Fall. Wird PTFE zu den graphenhaltigen Lacken gegeben sinkt die Ritzhärte wieder ab. Bei dem Kombinationssystem mit Graphen und PTFE konnte keine Änderung festgestellt werden. Der E-Modul aller Matrixlacke liegt bei ca. 4 GPa und steigt bei Zugabe von Graphen an, was auf die mechanische Verstärkung des Graphens zurückzuführen ist. Eine Ausnahme bildet der Graphentyp SE2430 (dunkelblau). Er weist den höchsten Sauerstoffgehalt auf, und beeinflusst die mechanische Stabilität negativ. Die Zugabe von PTFE zur Lackmatrix senkt den E-Modul, die Kombination Graphen/ PTFE erhöht ihn zumindest bei EPL und PUL-Systemen über den Wert des reinen Matrixlackes. Am Beispiel von Polyurethan ist dies in Bild 5 gezeigt. Bild 4: Beispiel für die Ritzhärte von Polyurethan-Lacken. Die Farben repräsentieren die unterschiedlichen Graphentypen Bild 2: Polyurethan-Lack mit Graphen (SE1233) a) 1 Gew.-%, Kryo-Bruch und b) 2 Gew.-% Kryo-Mikrotomie Bild 3: EPL-Lacke mit a) 10 % PTFE und b) 2 % Graphen (SE1233) / 10 % PTFE. Die hellen weißen Bereiche zeigen das PTFE, die hellgrauen Strukturen in b) zeigen das Graphen. Die dunklen Bereiche sind die Lackmatrix T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 18 wird durch die Kombination von 3 %Graphen+10 % PTFE erhalten. Entgegen der Erwartungen erhöht das PTFE hier die Leitfähigkeit der Lacke. Dies kann zum einen daran liegen, dass das PTFE eventuell mit Essigsäure modifiziert ist, welches die Leitfähigkeit erhöht, oder dass die zinkposphatierte Platte (Lacksubstrat) einen Einfluss hat. Messungen an freistehenden Lacken liegen noch nicht vor. Die Wärmeleitfähigkeitsmessungen ergaben eine Erhöhung der Wärmeleitfähigkeit um 40 % vom Basis PUL-Lack (0,19 W/ mK) zum Lack mit 2 % Graphen bzw. Lack mit 2 % Graphen/ 10 % PTFE (0,26 W/ mK). schaften zur Folge hat. Tabelle 3 zeigt die im Folgenden verwendeten Lacksysteme. Ergebnisse der SRV-Versuche Für die PUL-Lacke sind die Reibwertkurven in Bild 6 zu sehen. Die jeweils gleichen Graphetypen sind farblich einheitlich dargestellt. Beim Graphentyp SE1233 konnten keine 3 Gew.-% eingearbeitet werden, da dieses Graphen eine sehr große spez. Oberfläche besitzt. Bei diesem Graphentyp wurde bei einem Gehalt von 2 Gew.-% untersucht, ob eine längere Mahldauer (geringere Mahlfeinheit) zu einem verbesserten tribologischen Ergebnis führt (s. Tabelle 3). Beim weichen PUL-System senkt die Kombination Graphen/ PTFE den Reibwert im Vergleich zum graphenfreien PTFE-System um bis zu 35 %. Aus Wissenschaft und Forschung 19 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0002 Tabelle 2: Elektrische Eigenschaften von Polyurethangleitlacken. Die untere Tabelle zeigt die Definition von leitend, ableitend und isolierend Bild 5: E-Modul von Polyurethan-Gleitlacken Während des Projekts wurden viele Lacke hergestellt und untersucht; als tribologisch interessant stellten sich erwartungsgemäß nur die PTFE-haltigen Systeme heraus, da durch Graphen keine ausreichende Verminderung der Reibwerte erzielt werden kann. SRV-Vorversuche an Polyurethanlacken zeigten, dass zwar durch Graphen alleine der Reibwert von 0.7 auf 0.5 und der Verschleiß je nach Graphentyp um bis zu 2/ 3 gesenkt werden kann, aber nicht die Werte erreicht, die durch PTFE-Zusatz erreicht werden können (z.B.: µ = 0,2). Graphentyp SE1233 mit dem geringsten Sauerstoffgehalt und der größten spez. Oberfläche hat sich als besonders interessant gezeigt, weshalb dieser Graphentyp ausschließlich bei den EPL-Lacken verwendet wurde. Zusätzlich wurde bei diesem Graphentyp untersucht, ob eine längere Mahldauer eine geringere Mahlfeinheit, und damit bessere mechanische und tribologische Eigen- T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 19 wenn Graphene zur PTFE- Lackkombination gegeben werden. In Bild 9a ist dies an den Reibwertkurven zu sehen. Der EPW-PTFE-Lack zeigt einen Einlaufhügel, der in einen stabilen Reibwert bei µ = 0,17 mündet. Die Graphen/ PTFE Kombinationen starten bei deutlich niedrigeren Reibwerten und steigen stetig innerhalb der 2 h Versuchsdauer auf höherer Werte als µ = 0.17 an. Sie sind bis zum Versuchsende noch nicht stabil eingelaufen. Die Verschleißauswertung in Bild 9b zeigt auch deutliche Unterschiede zu den beiden vorherig gezeigten Lacksystemen. Bei den EPW-Lacken ist der Verschleiß ähnlich oder deutlich höher (bis zu 200 %), sobald diese Graphen/ PTFE Füllstoffe enthalten. Die Graphene mit den niedrigen Sauerstoffgehalten (SE1233 und SE1132) ergaben ein deutlich höheres Verschleißvolumen. Diese beiden Graphen/ PTFE-Lacke zeigten auch niedrigere Aus Wissenschaft und Forschung 20 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0002 Dies führen wir auf den bekannten Verstärkungseffekt des Graphens zurück, der besonders beim weichen Lacksystem zum Vorschein tritt. Die geringere Mahlfeinheit, sowie der höhere Graphengehalt zeigen keine Vorteile bezogen auf die Reibwertentwicklung. In Bild 7 sind die mittleren Verschleißvolumina der untersuchten PUL-Lacke zu sehen. Die Werte streuen stark, was auf die Versuchsgeometrie zurückzuführen ist. Generell bieten die Erhöhung des Graphengehalts und die geringere Mahlfeinheit keine Vorteile. Die Proben, die den niedrigsten Reibwert aufwiesen, zeigen auch den geringsten Verschleiß (PUL-PTFE-13, -13gm (Graphentyp SE1233) und -18 (Graphentyp SE2430). Beim lösemittelhaltigen Epoxidharzlacke (EPL) wurde nur der Graphentyp SE1233 (geringster Sauerstoffgehalt, höchste spez. Oberfläche) verwendet. Er wurde mit 2 Gew.-% Probencode Graphentyp Graphengehalt PTFE-Gehalt (Gew.-%) (Gew.-%) PUL-PTFE-0 - 0 10 PUL-PTFE-3 SE 1132 2 10 PUL-PTFE-8 SE 1430 2 10 PUL-PTFE-13 SE 1233 2 10 PUL-PTFE-13gm* SE 1233 2 10 PUL-PTFE-18 SE 2430 2 10 PUL-PTFE-4 SE 1132 3 10 PUL-PTFE-9 SE 1430 3 10 PUL-PTFE-19 SE 2430 3 10 EPW PTFE 5 - 0 10 EPW 2 PTFE 5 SE 1132 1 10 EPW 7 EPW 2 PTFE 5 SE 1430 1 10 EPW 12 EPW 2 PTFE 5 SE 1233 1 10 EPW 17 EPW 2 PTFE 5 SE 2430 1 10 EPL-PTFE-0 - 0 10 EPL-PTFE-13 SE 1233 2 10 EPL-PTFE-13gm* SE 1233 2 10 EPL-PTFE-14 SE 1233 3 10 EPL-PTFE-14gm* SE 1233 3 10 * gm steht für geringere Mahlfeinheit (längere Mahldauer 60 min statt 20 min) Tabelle 3: Neu hergestellte, tribologisch interessante Gleitlacke Bild 6: Reibwertkurven der PUL-Lacke mit a) 2 % Gew.-% Graphen und b) 3 Gew.-% Graphen und 3 Gew.-% und zusätzlich mit geringere Mahlfeinheit eingearbeitet. Die Reibwertkurven (Bild 8a) liegen alle etwa bei µ = 0,13, vermutlich da nur ein Graphentyp verwendet wurde oder das Lacksystem härter ist als das PUL-System und die mechanische Verstärkung weniger Auswirkung zeigt. Die geringere Mahlfeinheit und der höhere Graphengehalt zeigen keine Vorteile. In Bild 8b ist zu sehen, dass der Zusatz von Graphen und PTFE zu ähnlichem oder besserem Abriebverhalten (bis zu 50 %) im Vergleich zu PTFE als alleinigem Zusatz führt. Dies ist auf die mechanische Verstärkung zurückzuführen. Die wässrigen Epoxidharzsysteme (EPW) zeigen im Vergleich zu den vorherig gezeigten Lacksystemen deutliche Unterschiede im tribologischen Verhalten auf, T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 20 E-Moduln auf, als die beiden anderen Lacke. Da der rein PTFE-gefüllte Lack jedoch einen noch geringen E-Modul aufweist, kann die mechanische Stabilität nicht alleine der Grund sein, weshalb diese Lacke besonders hohen Verschleiß aufweisen. Es ist zu vermuten, dass bei wässriger Verarbeitung des Lacks die Graphene mit mehr Sauerstofffunktionalitäten besser eingebunden werden, wodurch die Verschleißbeständigkeit weniger stark beeinträchtigt wird. Inwieweit die Netzwerkdichte durch die verschiedenen Graphentypen beeinflusst wird, ist nicht bekannt. Die Ergebnisse der SRV-Versuche der Benchmarksysteme sind in Bild 10 zu sehen. Das PAI-System zeigt den niedrigsten und das Phenolharzsystem den höchsten Aus Wissenschaft und Forschung 21 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0002 PUL-PTFE-0 PUL-PTFE-3 PUL-PTFE-8 PUL-PTFE-13 PUL-PTFE-13gm PUL-PTFE-18 PUL-PTFE-4 PUL-PTFE-9 PUL-PTFE-19 0,00 0,02 0,04 0,06 0,08 0,10 0,12 0,14 mittl. Verschleißvolumen [mm³] 3% Graphen 2% Graphen Bild 8: Reibwert (a) und Verschleißvolumen (b) der lösemittelhaltigen Epoxidharzlacke nach SRV-Versuchen Bild 9: Reibwert (a) und Verschleißvolumen (b) der wässrigen Epoxidharzlacke nach SRV-Versuchen Bild 7: Verschleißvolumen der PUL-Lacke nach SRV-Versuchen a b a b T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 21 Lack, Reibspur und auf dem Pin detektiert. Sobald Graphen enthalten ist, ist die Detektion von PTFE nicht mehr möglich, da das Raman-Signal von Graphen sehr stark ist. Ergebnisse der Gleitreibungsversuche Die Gleitreibungsversuche wurden mit der Tribomesszelle des Rheometers durchgeführt. Aufgrund des Setups war die Pressung bei diesen Versuchen deutlich höher als bei den SRV-Versuchen und lag bei einer Prüfkraft von 3 N je nach Schichtdicke zu Versuchsbeginn bei etwa 150-250 MPa. Für die PUL-Lacke (Bild 13a) zeigt sich, dass die Graphen/ PTFE-Kombination den Reibwert senkt, mehr Graphen (3 %) jedoch keinen Vorteil bietet (hier nicht graphisch gezeigt). Positiven Einfluss Aus Wissenschaft und Forschung 22 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0002 Verschleiß. Hingegen sind beim Phenolharzsystem die Reibwerte am niedrigsten. Der PTFE-Gehalt dieser Lacke ist unbekannt, sodass keine weiteren Interpretationen erfolgen können. Zur Aufklärung der Verschleißmechanismen wurden rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen der Reibspuren und Pins angefertigt (Bild 11), sowie Ramanuntersuchungen an den gleichen Stellen durchgeführt (Bild 12). Die REM-Aufnahmen zeigen, dass es einen Übertrag des Lacks auf den Pin gibt. Dieser enthält sowohl Graphen als auch PTFE. Die Analysen lassen jedoch keine quantitativen Vergleiche zu. Zusätzliche EDX-Messungen bestätigen den Übertrag von Polymermatrix (erhöhter Kohlenstoffgehalt) und PTFE (Fluor) an den Stellen, die Übertrag zeigen. Mit Raman-Spektroskopie wurde PTFE in graphenfreien Systemen in Bild 10: Reibwert (a) und Verschleißvolumen (b) der Benchmarklacke nach SRV-Versuchen Bild 11: REM-Aufnahmen der Pins (Übertrag) und der Reibspuren von unterschiedlich gefüllten Gleitlacken a b T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 22 auf den Reibwert haben der Graphentyp SE1233 und die geringere Mahlfeinheit. In Bild 13b sind die Ergebnisse der Gleitreibversuche der EPW-Lacke zu sehen. Hier ist der positive Einfluss des Graphens sehr deutlich zu sehen. Die Lacke ohne PTFE zeigen einen sehr hohen Reibwert (µ = 0,6), der durch Graphenzugabe um bis zu 50 % auf µ = 0,3 gesenkt werden kann. Bild 13c zeigt die Ergebnisse der Gleitreibversuche der EPL-Lacke. Hier ist durch die Zugabe von Graphen zu PTFE-haltigen Lacken deutlich die Verminderung des Reibwerts bei hohen Gleitgeschwindigkeiten zu erkennen. Je mehr Graphen verwendet wird und je länger die Mahldauer Aus Wissenschaft und Forschung 23 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0002 Bild 12: Ramanmessungen an PUL-Gleitlacken auf dem Lack (schwarz), der Reibspur (rot) und dem Pin (blau) für a) PUL + 10 %PTFE und b) PUL +2 %Graphen/ 10 % PTFE Bild 13: Stribeckkurven trocken bei 3N, RT für a) PUL-Lacke, b) wässrige Epoxidharzlacke und c) lösemittelhaltige Epoxid-harzlacke a b a c b T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 23 Kohlenstoffgehalt, höchste spez. Oberfläche) interessant. Bei Anwendungen mit stärkerer Belastung (Pressung, Geschwindigkeit) kann ein höherer Füllstoffgehalt an Graphen und eine längere Mahldauer zusätzlich vorteilhaft sein. Danksagung Die Arbeiten wurden gefördert durch das Bundesministerium für Wirtschaft und Energie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages über die deutsche Forschungsgesellschaft für Oberflächenbehandlung e.V. im Rahmen des IGF Vorhaben Nr. 19322N zum Thema „Untersuchung der Material- und Verfahrenstechnischen Grundlagen für die Entwicklung eines Neuen Gleitlacksystems für hohe Beanspruchungen im Maschinen- und Automobilbau“. Literatur [1] K. Holmberg, H. Ronkainen, A. Matthews, Tribology of thin coatings, Ceramics International, Volume 26, Issue 7, 2000, 787-795. [2] Coatings Tribology, Volume 28, 1st Edition, K. Holmberg, A. Matthews, Elsevier, 1994. [3] Tribology of Polymeric Nanocomposites, Volume 55, 1st Edition, K. Friedrich, A.K. Schlarb, Elsevier, 2008. [4] Robert J. Young, Ian A. Kinloch, Lei Gong, Kostya S. Novoselov, The mechanics of graphene nanocomposites: A review, Composites Science and Technology, Volume 72, Issue 12, 2012, 1459-1476. [5] Muhammad T. Masood, Evie L. Papadopoulou, José A. Heredia-Guerrero, Ilker S. Bayer, Athanassia Athanassiou, Luca Ceseracciu, Graphene and polytetrafluoroethylene synergistically improve the tribological properties and adhesion of nylon 66 coatings, Carbon, Volume 123, 2017, 26-33. Aus Wissenschaft und Forschung 24 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0002 war, desto niedriger ist der Reibwert. Alle Lacke (PUL, EPL und EPW zeigen ihre besten Reibwerte im Bereich von µ = 0,3. Zusammenfassung Es konnten homogene Gleitlacke auf Basis von Polyurethan- und Epoxidharzen hergestellt werden, die 1 - 2 Gew.-% Graphen und 10 Gew.-% PTFE enthielten. Die Haftfestigkeit aller Lacke war hervorragend. Die Ritz- und Mikroeindringhärte der Basislacke wird von den einzelnen Füllstoffen in entgegengesetzte Richtung beeinflusst, die Graphen/ PTFE-Kombination führt zu keiner deutlichen Absenkung. Sowohl bei Verschleißversuchen als auch bei Gleitreibungsversuchen konnte gezeigt werden, dass reibminderndes PTFE und mechanisch verstärkendes Graphen in Kombination als Füllstoff in Gleitlacken auf Polyurethan- und Epoxidharzbasis tribologisch sehr vielversprechend sind. Der Graphentyp SE1233, welcher den höchsten Kohlenstoffgehalt und die größte spez. Oberfläche besitzt zeigt sich bei den lösemittelhaltigen Lacken (PUL und EPL) als besonders tribologisch interessant. Hier konnten das Abriebverhalten um bis zu 50 %, und der Reibwert um bis zu 35 % (PUL) verringert werden. Dies gilt nicht für den EPW-Lack. Hier zeigte sich vor allem beim Graphentyp SE1233 ein um 200 % erhöhtes Abriebverhalten. In trockenen Gleitreibversuchen bei deutlich höherer Pressung zeigen alle Lacke mit Graphen/ PTFE- Füllstoff niedrigere Reibwerte als das graphenfreie PTFE-System. Die Reibwerte liegen im Bereich von µ = 0,3. Besonders interessant ist auch hier der Graphentyp SE1233 zusätzlich in Kombination mit einer geringeren Mahlfeinheit. Dieses Graphen führt zusätzlich zu höherer elektrischer und thermischer Leitfähigkeit in den untersuchten PUL-Lacken. Für tribologische Anwendungen sind die Lacksysteme PUL und EPL mit dem Graphentyp SE1233 (höchster T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 24 1 Introduction In the case of solid-lubricated rolling bearings, the cage not only separates the rolling elements but also serves as a lubricant reservoir, lubricating the rolling contacts. The cage wear releases lubricant particles embedded in the cage matrix and replace worn lubricant in the rolling contact. For such bearings, the contact forces between the rolling elements and the cage pocket are therefore not only decisive for cage stability or failure but also the transfer lubrication. Research has shown that the use of such modified polymer cages can significantly extend the service life of solid-lubricated rolling bearings [1,2]. Additional studies have shown that a further significant increase in service life is possible by adapting the cage design - and thus resulting in more stable contact forces and wear rates [3]. On the one hand, a rolling bearing cage with different cage pockets can either be intended constructively (e.g., to improve cage dynamics or acoustics) or on the other hand, can also be the result of bearing operation. Particularly in the case of solid-lubricated rolling bearings, whose service life can be significantly extended by targeted cage wear, a better understanding and a reliable prediction of the wear processes is necessary in order to achieve a further increase in the service life or performance of these machine elements. Although the influence of different pocket clearances on both the above-mentioned situations has been known for a long time, after extensive research, there are no in-depth scientific studies carried out on rolling bearing cages with different cage pockets. However, the first simulated investigations about the resulting frictional energy in solidlubricated rolling bearings show considerable influences on the rolling bearing system, e.g., caused by an enlarged cage pocket. Not yet considered in detail is the extent to which different cage pockets have a concrete effect on the lubrication, overall cage dynamics, and stability. Therefore, this paper contributes the investigation of cage pocket wear in the solidlubricated bearing appli- Aus Wissenschaft und Forschung 25 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0003 Investigation of Cage Pocket Wear in Solid-Lubricated Rolling Bearings Rahul Dahiwal, Bernd Sauer* Polymerkäfige mit MoS 2 -Partikeln dienen als Schmierstoffdepot und bestimmen dadurch die Lebensdauer von feststoffgeschmierten Wälzlagern. Im Rahmen dieses Beitrags werden der Käfigtaschenverschleiß und die Transferschmierungsprozesse im Kugel-Käfigtaschenkontakt mittels experimenteller und simulativer Methoden untersucht. Auf diese Weise werden ein besseres Verständnis und eine zuverlässigere Vorhersage über die Verschleißprozesse erzielt. Dazu werden ein vorhandener Vierlager- Vakuum-Prüfstand zur Durchführung von Lagerversuchen und ein Tribometer zur tribologischen Charakterisierung des Käfigmaterials verwendet. Zusätzlich werden Simulationen durchgeführt, um die gesamte Lagerdynamik zu untersuchen. Es werden erste Ergebnisse vorgestellt. Schlüsselwörter Feststoff-Schmierung, Vakuum, Molybdändisulfid, Silber, Käfigverschleiß, Lebensdauer Polymeric cages endowed with MoS 2 -particles serve the purpose of lubricant depot and thereby enhances the service life of solid-lubricated bearings. This contribution provides the investigation of cage pocket wear and the transfer process at the ball-cage pocket contact with the help of experimental and simulation methods. Thus, it helps to gain a better understanding and reliable prediction about the wear processes. In order to do so, an existing four-bearing-vacuum-testrig is used to carry out the bearing tests, and a Tribometer is employed to investigate the tribological characterization of the cage material. Additionally, simulations are performed to study the overall bearing dynamics. Primary results are presented here. Keywords Solid lubrication, Vacuum, Molybdenum Disulphide, Silver, Cage Wear, Lifetime Kurzfassung Abstract * Rahul Dahiwal, M.Sc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-9173-3511 Prof. Dr.-Ing. Bernd Sauer Technische Universität Kaiserslautern Lehrstuhl für Maschinenelemente und Getriebetechnik (MEGT), 67663 Kaiserslautern T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 25 ring operation or the transfer of lubricant in the bearings, need to be understood in details. Therefore, component tests are essential. In order to gain a sufficient understanding preferably for the description of the cage pocket wear, tests are carried out with a four-bearing-test rig shown in Figure 1 (a), which was successfully deployed by Marquart [4] and is also used here for the further investigations. It is essential to set realistic operating conditions (load, speed, ambient medium, pressure, temperature, ...) in order to obtain meaningful insights. In this test setup, four test bearings are set into operation in vacuum (1 x 10 -5 mbar) at maximum operating temperatures of 200 °C and 300 °C. Each bearing is loaded combined radially and axially. The shaft system (see Figure 1 b) is installed in a vacuum chamber for this purpose. All the tests take place under identical boundary conditions (see. Table 1) and thus unwanted environ- Aus Wissenschaft und Forschung 26 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0003 cation. To perform the tribological characterization of the cage material, several tribological tests are carried out to obtain coefficients of friction and wear information from the material pair. Parallel to the tribological tests, component tests on the bearings are performed to understand the actual transfer process in such bearings and where wear takes place at the cage pocket. Furthermore, simulation models can be employed to understand the effects on the contact forces and the resulting bearing dynamics due to various cage pocket diameters. 2 Experimental and Simulative Approach 2.1 Test set-up for the investigation of cage pocket wear In order to analyze the service life or lifetime of solidlubricated bearings, the wear of bearing components du- Test Duration in revolutions Test Temperature Radial Load Initial Pocket Diameter Test 1 2.2 Mio. 300 °C 1000 N 8.0 mm Test 2 3.3 Mio. 300 °C 1000 N 8.0 mm Test 3 4.8 Mio. 300 °C 1000 N 8.0 mm Test 4 10 Mio. 200 °C 250 N 8.0 mm Test 5 10 Mio. 200 °C 250 N 8.3 mm Test 6 7 Mio. 200 °C 250 N 8.5 mm Table 2: Tests and corresponding test conditions. Further details in Table 1 Bearing 7205 (Spindle Bearing) Environment Vacuum (1 x 10 -5 mbar) Raceways Non-coated Balls Silver (Ag) coated, 50 nm thickness Cage pocket material PI with 15 % MoS 2 Axial Load 80 N Shaft Speed 1500 rpm Table 1: Test conditions for the bearing tests Figure 1: Four-bearing-test rig at MEGT; a) Photo of the test rig with an open vacuum chamber b) Schematic of the shaft system carrying four test bearings under axial and radial load a) b) mental influences can be avoided as best as possible. The tests listed in Table 2 are carried out in this contribution. The segmented cage shown in Figure 2 was used. The construction of the cage consists of two parts: brass structure and cage pocket segments made of solid lubricating material. The cage pocket segments are inserted into the brass structure [5]. This modification is done so that: it is easier to mount and T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 26 dismount the cage pockets into the brass structure, and it is relatively simple to manufacture as well. This modification allows possible variations of the cage pockets, like enlarged and varied cage pocket diameters can be considered within the same bearing. A most crucial aspect would be the convenience to perform the measurements and the macroscopic gravimetric analysis of the individual cage pockets to investigate the wear. 2.2 Pin-On-Ring Tribometer As the rolling contact influences the service life of solidlubricated rolling bearings, sliding contact affects the bearing lifetime. Therefore, it is necessary to analyze the sliding behavior, in particular, between the ball and cage pocket interface, as the cage pockets are being used as lubricant depot, crucial for the lifetime [4]. In order to analyze the tribological characteristics of the materials under the sliding contact, a Pin-On-Ring Tribometer has been used, because its kinematics reproduction for the conditions in rolling bearings, e.g., in ball-cage contact is very promising, and therefore the test results can be transferred particularly well to rolling bearings [6]. In order to have a comparable transfer of results, a tribological system must be set as close as possible with the real bearing scenario. The detail construction of the Tribometer available at the MEGT is shown in Figure 3 (a). The Tribometer tests are also carried out under high vacuum conditions. With this type of construction, two ring samples are being mounted at the same time on a shaft supported by two support bearings for every single test. The shaft is driven through a motor. A torque measuring hub records the total friction torque on the drive shaft transmitted into the chamber through a Magneto fluid-rotary feedthrough. A cuboid-shaped pin made of Polyimide (PI) with 15 % Molybdenum disulfide (MoS 2 ) representing Aus Wissenschaft und Forschung 27 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0003 Figure 3: Tribological setup for the investigation of the sliding contact a) Pin-on-Ring Tribometer [5]) b) Ring and Pin Setup in Tribometer Figure 2: Split view of the investigated solid-lubricated rolling bearing with modified cage design [5] Ring NU205, 100Cr6, Silver Coating on the surface (Ag), 100 nm thickness Pin Tecansint 2391, Polyimide with 15 % MoS 2 (PIM15) Pin Length 10.6 mm Pin Contact Area 5.6 mm x 5.6 mm Environment Vacuum (1 x 10 -5 mbar) Initial Load 31 N Sliding velocities 1.6; 2.4; and 3.6 m/ s Starting Temperature Ambient Temperature Roughness Ring-surface R a ~ 0.0769 µm Test Duration 1.3 million revolutions or 128 km Table 3: Test conditions for the tribological characterization at the cage pocket contact T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 27 Besides MoS 2 , Ag is a suitable solid lubricant for highvacuum conditions. Silver ensures better thermochemical stability up to 950 °C and as good tribological properties as MoS 2 [7]. It is used here because the lubricant already analyzed can be reliably distinguished analytically from the lubricant transported into the lubricating gap. A thin-film of 50 nm has been applied on balls in order to have more lubricant surface area which is also cost-effective as compared with raceway coatings with MoS 2 . The film is applied through a physical vapor deposition (PVD) technique. Some devices and procedures have been developed and used at the MEGT to measure the wear of bearing components. Such a wear investigation approach has been explained and showed in Figure 4. First of all, certain pre-measurement like dimensions, roundness, and weight were carried out on individual bearing components like bearing inner and outer rings, cage pockets, and balls before the test. Dimensions and clearances are measured through a 3D co-ordinate machine available at the department, and gravimetric analysis was carried out with the help of precision weighing machine with a repetitive accuracy of 0.02 mg. After that, measured individual bearing components are then assembled as a whole bearing and mounted in the vacuum chamber to carry out the tests. Finally, once the test is completed, the bearing is dissembled again into individual components in order to carry out the post measurements. Macroscopic wear analysis of the individual bearing components is carried out. The aim is to analyze the material wear of rolling elements, bearing rings and cage segments as a function of load, speed and running time and to determine their effect on the condition of the bearing and the transfer. The focus here would be to analyze the cage pocket wear only, as cage wear is a measure of the released transfer lubricant volume. But, at the same time other components cannot be ignored. Aus Wissenschaft und Forschung 28 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0003 the cage pocket is pressed against the rotating Silver (Ag) coated cylindrical ring (Figure 3 b) which represents the ball, and the material pair is examined under sliding stress. The pin samples are positioned on the ring through the pin holder. The load is applied via dead weight. Capacitive displacement sensors located underneath the holding arms of the holder determines the wear of a pin. The friction force is measured by using temperature-resistant strain gauges. The bearing ring is being heated during the tests in thermal equilibrium without the external heat source. The temperature of the ring is measured by thermocouples directly above the wear surface and separately by non-contact infrared temperature measurement sensors for the shaft. The sliding friction coefficient between the cage and the ball material is determined by the measured friction force, and the specific wear rates of the cage material are obtained from the distance measurements. The test bench data and test conditions are given in Table 3. After the successful commissioning of the Tribometer, wear and friction tests were carried out for the predefined sliding distance. After the tests (ball-cage contact), the following values are determined with the known radial load and different sliding velocities: - Stationary coefficient of friction - Specific wear rate with respect to the cumulative frictional energy 2.3 Wear investigation approach For the cage wear investigation purpose, bearing type 7205 (high precision spindle bearing) forms the basis, in order to ensure comparability with the results of the previous projects. Figure 4: Wear investigation procedure T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 28 2.4 Multibody Simulation Along with experimental wear tests, an MBS model which is being continuously developed at the MEGT is used for further analysis [8]. This model allows insight into processes and physical quantities that are difficult or inaccessible in experiments, such as local frictional phenomena and ball-pocket or ball-raceway contact forces. Dynamic simulations allow a better understanding of these processes within a rolling bearing. A ball bearing model is employed for the analysis of cage dynamics and determination of the local frictional energy at the ball-cage pocket interface [10]. The results from the Tribometer tests can further be employed to validate the simulation models for solid lubrication application. 3 Results In order to gain new insights into the cage wear, transfer of the lubricant and the effectiveness of solid lubricants, several bearing and tribological tests along with simulative investigations were carried out. The focus is on the consideration of the release of lubricant from the cage, preferably cage wear, and thus the effect on the service life. The results obtained are discussed below. 3.1 Investigation of friction and wear characteristics of the cage material in contact with the silver-coated ring Figure 5 (a) shows the results of friction coefficient µ, wear depth Δt as well as the temperature T measured on the ring over the cumulated frictional energy for pinring pairing. Test is performed under the vacuum conditions and the thermal equilibrium with a sliding velocity of 1.6 m/ s. It can be seen that the coefficient of friction µ increases to value around 0.35 at the start of the test and then fluctuates around the mean value of 0.086 with an amplitude of approx. 0.02 over the entire sliding distance. The test was started at an ambient temperature of around 25 °C and the temperature of the ring surface rises steadily up to 92 °C, also during the stationary phase of the test. It is noticeable that, the wear behavior looks almost linear over the entire test period, even if the temperature of the ring is rising. Thus, it could be concluded that for this particular test setup and material pair, the temperature has almost no influence on the wear of a pin and pin behaves certainly better for the change in the temperature against the silver coating. Pin reaches the maximum permissible wear depth of 60 µm. The coefficient of friction remains almost constant and this correlates with the linear wear pattern. Hence, the wear rate over the cumulated frictional energy can also be determined as a constant. This behavior has been confirmed in several other tests. Frictional power loss can be calculated based on each measured value of a friction force and the sliding velocity. Dissipated frictional energy can be calculated by integrating frictional power loss over time. The wear volume will be obtained from the wear depth and a pin cross-section. Finally, the specific wear rate e R can be determined on the basis of both the entities. The wear rate was determined on the basis of linear wear behavior and results in a constant specific wear rate of approx. 0.66 x 10 -5 mm 3 / Nm. Figure 5 (b) summarizes the results of all Tribometer tests. The average friction coefficients and the specific wear rates in the stationary wear phase for different sliding velocities are shown. All the tests are performed under identical operating conditions and only variable would be the sliding velocities. Two tests, each containing two test samples are performed for each sliding velocity. The coefficients of friction of a test were averaged over the stationary phase of the test duration of the respective test. Nevertheless, these results show a better qualitative as well as the quantitative influence of the sliding velocities on both the coefficient of friction and the wear rate. On Aus Wissenschaft und Forschung 29 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0003 Figure 5: Measurement data from Pin-on-Ring tests with a Pin (PIM15) on Ring (Ag coated) and test conditions according to Table 4 a) Friction coefficient, Wear curve, Temperature, at sliding velocity 1.6 m/ s b) Friction coefficients and specific wear rates for all the tests T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 29 were also found in further tests, but even in tests without radial load, no influence by the mechanical structure could be determined. The normal tendency towards an increasing amount of wear with running time is visible (see. Figure 6 a). The cage pockets show a much more pronounced run-in wear, already 10 mg after 2.2 million revolutions, which then increases linearly to around 23 mg after 4.8 million revolutions. However, these values are within the tolerance range of the measurements, so that this run-in effect cannot be clearly demonstrated by gravimetric measurements. During the bearing operation, wear of the cage pocket also increases steadily up to a certain extent to fulfill the lubrication purpose. In order to demonstrate this effect and to investigate the minimal amount required for the lubrication, the cage pockets with initially enlarged pocket diameters or the pocket clearance are considered [10]. This corresponds with nothing but considering already worn cage pockets. The qualitative, as well as the quantitative results of the tests with three different cage pocket diameters, are summarized in Figure 6 (b). These tests are performed under the low radial load of 250 N to avoid the higher dynamics of the bearing during operation. It is again noticeable that during these tests, diversified cage pocket wear occurs. However, it is asserted that the increase in cage pocket diameter reduces the cage pocket wear significantly. Average cage pocket wear with 8.0 mm diameter is around 40 mg and enlargement in diameter to 8.5 mm cause to reduce the wear to 5 mg approximately. This means that a reduction by around 87 % has been observed. This effect can be explained through the fact that an increase in pocket clearance causes less frequent contacts between the ball and the cage pockets. Less amount of sliding takes place, and thus, less material will be removed. In other words, it can be concluded that the increase in cage pocket diameter also results in a reduction in lubrication. Thus, it can be predicted that the bearing life can be affected to Aus Wissenschaft und Forschung 30 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0003 the one hand, an increase in sliding velocities results in almost no change in the coefficient of friction for the considered material pair. On the other hand, it has been observed that the sliding velocities have a considerably stronger influence on the specific wear rate, as an increase in sliding velocities causes an increase in wear rate. An increase in sliding velocity from 1.6 m/ s to 2.4 m/ s results in almost 47 % increase in wear rate. A similar effect has been observed for the sliding velocity of 3.6 m/ s. This can extensively affect the entire tribological system. Furthermore, more tests need to be performed in order to have a definite quantitative assertion of the characteristic data. 3.2 Cage pocket wear investigation Component tests are carried out for the operating conditions which are provided in Table 1 and Table 2. In order to illustrate the influence of run-time (see. Figure 6 a) and cage pocket diameters (see. Figure 6 b) on cage pocket wear, resulting mean values of the cage pocket wear per bearing are plotted respectively. It means that the mean value of the eight cage pockets is shown for each bearing so that the values must be multiplied by eight to determine the total wear mass of cage pockets. It can be seen from the result that during the bearing operation, enormous scattered cage pocket wear occurs. The variations in wear can be differentiated among the bearings within the same test. The statistical approach to study these discrepancies and variation in the distribution of the cage pocket wear and eventually on the wear rates has already been studied in detail in [9]. It is concluded that these discrepancies arise mainly due to the deviations in the bearing fine geometry, and thus, the test bench influence can be excluded for a moment. However, since the maximum and minimum values of the wear are not always available for the same bearing, a test bench influence, for example, by an uneven load application seems to be excluded. Significant variations Figure 6: Gravimetrically determined wear values (mean value of the eight cage pockets) for different test durations a) and for different initial cage pocket diameters b). Further experimental conditions listed in Table 1 and Table 2 a) Test 1, Test 2 and Test 3 b) Test 4, Test 5 and Test 6 T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 30 a great extent. However, on the other hand, as mentioned earlier, too much clearance adversely affect the cage dynamics [10]. Effects of enlarged pocket diameters on the total frictional moment has also been studied. Figure 7a) shows the measured frictional moment for Test 4 and Figure 7b) demonstrates the effect of an increase in pocket diameter on the overall frictional moment of the bearing. Considerable reduction in the frictional moment by increasing the pocket diameter has been observed. Increase in pocket diameter from 8.0 mm to 8.3 mm causes the reduction in the moment by around -27 % and a further increase in diameter to 8.5 mm causes the reduction by around -43 %. This also asserts that cage pocket diameter and the interface between ball-cage pocket has a significant influence and share in the overall frictional moment. 4 Summary and prospect In this article, experimental analysis methods for friction and wear investigations at cage pocket in solid-lubricated rolling bearings were presented. In detail, the tribological characterization between the cage material and the silver-coated ring was presented. The results provide the necessary information for particular solid lubrication material pair in contacts. The real component tests provide the know-how about the cage pocket wear, and thus the potential lubrication effects in case, tests are run for different durations, and enlarged pocket diameters were used. The first results of different run-time confirmed the increasing amount of cage pocket wear with runtime. Moreover, cage pocket wear investigation stated that an increase in pocket diameter eventually causes the reduction of pocket wear and resulting lubrication. In the future, more component and tribological tests need to be performed further to deepen the understanding of the wear mechanisms at the cage pocket to investigate the potential wear and friction requirement. The tribological data can be used for further validation of the simulation model and to develop a dynamic wear model which takes into account the local wear phenomena and change in the geometry. 5 Acknowledgement The authors would like to thank the German Research Foundation (DFG) for supporting and funding DFG project SA 898/ 20-1 “Lifetime influence of cage wear in transfer lubrication of solid lubricated rolling bearings” (Lebensdauereinfluss von Käfigverschleiß bei Transferschmierung von feststoffgeschmierten Wälzlagern.). References [1] B OZKURT , H.: Lebensdauertheorie zur Transferschmierung von feststoffgeschmierten Wälzlagern, Dissertation, Düsseldorf: VDI Verlag GmbH, 2010. [2] W OHLGEMUTH , M.: Ein Beitrag zur Lebensdauerverlängerung von feststoffgeschmierten Rillenkugellagern, Dissertation, Kaiserslautern: Technische Universität Kaiserslautern, 2010. [3] M ARQUART , M.; S AUER , B.: Optimized Cage Design for Increasing the Life of Solid-Lubricated Roller Bearings, in: Proceedings of the ASME 2012 International Mechanical Engineering Congress & Exposition, 2012. [4] M ARQUART , M.: Ein Beitrag zur Nutzung feststoffgeschmierter Wälzlager, Dissertation, Kaiserslautern: Technische Universität Kaiserslautern, 2014. [5] P ÖRSCH , S.: Ansätze zur erweiterten Lebensdauerberechnung feststoffgeschmierter Wälzlager, Technische Universität Kaiserslautern, 2014. [6] B IRKHOFER , H.; K ÜMMERLE, T.: Feststoffgeschmierte Wälzlager: Einsatz, Grundlagen und Auslegung, Berlin, Heidelberg: Springer Vieweg, 2012. Aus Wissenschaft und Forschung 31 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0003 Figure 7: Total frictional moment of all four bearings from Test 4 with 250 N radial load and 8 mm initial cage pocket diameter a) and total frictional moments for different cage pocket diameters b). Further details can be found in Table 2 a) b) T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 31 [9] D AHIWAL , R.; P ÖRSCH , S.; L ÖWENSTEIN , M.; S AUER , B.: An Approach to Determine and Analyze the Wear Rates at Cage Pocket Contacts in Solid-Lubricated Rolling Bearings, Tribology Transactions, 2019. [10] D AHIWAL , R.; P ÖRSCH , S.; S AUER , B.: Effects of unevenly worn cage pockets on the service life of a solid-lubricated rolling bearing, in: Proceedings of the 2019 STLE Annual Meeting and Exhibition (2019). Aus Wissenschaft und Forschung 32 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0003 [7] H AROLD , E. S LINEY .: The Use of Silver in Self-Lubricating Coatings for Extreme Temperatures, A S L E Transactions, 29: 3, 370-376, 1986. [8] K IEKBUSCH , T.: Strategien zur dynamischen Simulation von Wälzlagern, Bd. 23/ 2017, Maschinenelemente und Getriebetechnik, Berichte, Kaiserslautern: Technische Universität Kaiserslautern, Lehrstuhl für Maschinenelemente und Getriebetechnik, 2017 T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 32 1 Introduction Elastomers represent a unique class of materials combining an extremely low elastic modulus and a high elongation at break property. Rubber parts are widely used as rotary shaft seals, O rings or door seals. The rubber type, the amount of additives and the degree of cross-linking can be adjusted in order to cover a broad field of applications, particularly in the sealing industry [1]. The relatively low hardness of the elastomer leads, over the long term, to failure of the sealing part coming along with environmental pollution, energy losses and downtime. Although much progress has been made over the past few decades in improving the sustainability of elastomeric components, satisfying durability issues remain. Aus Wissenschaft und Forschung 33 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0004 Abdichtende Elastomerbauteile leiden an hoher Reibung und sind Verschleiß ausgesetzt, was letztendlich zu Fehlstellen und Austritt des abzudichtenden Mediums, anderweitigen Umweltbelastungen sowie Energieverlusten führt. Harte diamantartige amorphe Kohlenstoffschichten (diamond-like carbon, DLC) bewirken eine Verschleiß- und Reibungsreduzierung unter Beibehaltung typischer Elastomereigenschaften. Es wurden Parametervariationen des Beschichtungsprozesses durchgeführt. Die Nanohärte und die Schichtdicke charakterisieren die Widerstandsfähigkeit einer Schicht. Die Untersuchung erfolgt an insgesamt elf Elastomere verschiedener Hersteller aus drei Kautschuktypen (EPDM, FKM und NBR). Die Härte betrug jeweils 75 Shore A. Aus trocken laufenden Reibuntersuchungen ergaben sich Werte für Reibungskoeffizienten und Beurteilung des Verschleißverhaltens der beschichteten und unbeschichteten Elastomerplatten. Es zeigt sich, dass sich durch die Maßnahme der Beschichtung eine Reduzierung des Reibungskoeffizienten von µ unbeschichtet = 1,2 auf µ DLC = 0,2 realisieren lässt. Die Ergebnisse zeigen, dass angepasste Beschichtungen für verschiedene Elastomertypen, die als Dichtmaterialien eingesetzt werden, gegen Reibverschleiß geschützt werden können. Schlüsselwörter Elastomere, Gummireibung, DLC Beschichtung, Amorpher Kohlenstoff, a-C: H, Bias, Dichtung, PECVD, EPDM, NBR, FKM, Verschleiß, Funktionsschichten, Reibungsreduzierung Sealing rubber components suffer from high friction and wear causing leakage of lubricants. Leakages by formation of flaws lead to loss of energy and pollution. Amorphous carbon (diamond-like carbon, DLC) coatings combine their higher hardness with the high flexibility of the elastomeric substrate, also called rubber, to achieve low friction and low wear. Different coating properties were regarded by varying the deposition parameters in the PECVD process. The hardness and thickness were measured in order to carve out the best match to the preassigned requirements for a durable coating. Eleven elastomers from three rubber types (EPDM, FKM and NBR), exhibiting the same value of hardness (75 Shore A), were coated. Dry friction tests with the uncoated and coated elastomers were executed in order to determine the coefficient of friction (COF) and examine the wear resistance of the material. The investigations prove a considerably low coefficient of friction of all three rubber types by using DLC coatings compared to the uncoated variants (µ uncoated = 1.2 to µ DLC = 0.2). The promising results drive the development of customized coatings for various materials used as seals and need to be protected against frictional damages. Keywords Elastomers, Rubber Friction, DLC Coating, amorphous carbon, a-C: H, Bias, Sealing, PECVD, EPDM, NBR, FKM, Wear, Functional Layer Kurzfassung Abstract * Suleyman Bayrak, M. Sc. Dr. Dominik Paulkowski Fraunhofer-Institut für Fertigungstechnik und Angewandte Materialforschung IFAM 28359 Bremen Low Friction and Wear of Elastomers by DLC Coating Suleyman Bayrak, Dominik Paulkowski* T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 33 Material Tester (UMT1) combined with a NanoHead 2 (NH2) module. The evaluation of the roughness was made with an atomic force microscope (AFM). These measurements were performed with the Nanosurf easyScan 2. 2.2 Friction test The friction tests were run in a ball versus oscillating plate contact geometry under dry sliding conditions. Figure 1 illustrates the Universal Material Tester UMT3. Normal and friction force are recorded by a force sensor. Table 2 shows a condensed overview of the test parameters. It is well known, that the temperature and the relative humidity affect the results of the friction tests. In order to exclude thermal fluctuations, every friction test was carried out with a sample holder temperature of 30 °C. 3 Results and discussion 3.1 Cleaning and adhesion test Good adhesion of the coating to the elastomeric substrate was ensured. Therefore a pull-off test with a regular adhesive tape was done. Possible delaminations and other surface damages have been investigated under the light microscope to improve cleaning and deposition process. Figure 2 shows, for an exemplary case, the influence of the detergent on the adhesion strength. The same DLC coating has been coated on the same rubber type (EPDM). Apparently, there is a strong dependence between the adhesion strength and the detergent used in the cleaning process. 3.2 Deposition The negative charged electrode creates a direct bias voltage attracting the positive charged ions in the plasma. The rubber samples are placed on the electrode. By controlling the bias voltage, the acceleration of the ions towards the samples is controlled. As depicted in Figure 3 (a), with increasing (negative) bias voltage an increase in the deposition rate and the temperature can be observed. Aus Wissenschaft und Forschung 34 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0004 By modifying the surface of the elastomeric surface, bulk properties (e.g. strong damping, low modulus) can be preserved. Amorphous carbon (a C: H) films are as intended for the tribological functionalization of rubber surfaces. A thin coating thickness of one micrometer enhances the tribological behavior of the substrate drastically. This work deals with a particularly hard variant of the a C: H films, the DLC coatings. The high hardness, low wear rate and chemical inertness are typical properties of those functional layers [2]. Furthermore, the close chemical relationship between the rubber and the a C: H film enables an excellent adhesion to the rubber substrate [3]. 2 Experimental environment 2.1 Samples preparation Several rubber types were taken into account to investigate the influence of the substrate on the coating system. Rubber plates (FKM, NBR and EPDM) with a sample size of 20 x 20 mm are considered in the experiments. Oil contaminations and residual wax limit the adhesive strength of the DLC coating on the rubber surface. The cleaning of the rubber samples is therefore a decisive step before the deposition. The rubber substrates are sonicated in a tempered detergent solution (60 °C) for five minutes and rinsed with demineralized water. 2.1 Coating characterization and deposition process Due to the low deposition temperature and the high ionization energy, plasma-enhanced chemical vapor deposition (PECVD) was applied as coating process. Initially, the sample was treated by Ar plasma to plasma fine clean and activate the surface. An adhesion improving layer is deposited by introducing TMS (Tetramethysilan) into the chamber. For the functional toplayer, Toluene in combination with TMS was used as precursors. As shown in Table 1, the last deposition step is executed with two precursors. Coated silicon samples were used as references to measure the Young’s modulus. The commonly applied method for the determination of the Young’s modulus according to Oliver and Pharr is considered in this work. The nanoindentation was carried out with a Universal Gas Activation Gas flow Bias Time [sccm] [V] [s] Argon 30 400 120 TMS - - - Toluene - - - Table 1: Deposition parameter Adhesion improvement Gas flow Bias Time [sccm] [V] [s] - - - 20 600 120 - - - Functional layer Gas flow Bias Time [sccm] [V] [s] - - - 20 100 - 1200 600 80 - 110 100 - 1200 600 T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 34 Aus Wissenschaft und Forschung 35 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0004 Load Stroke Velocity Temperature Time shortterm Time longterm Counterpart Ball diameter Counterpart Material [N] [mm] [mm/ s] [°C] [s] [h] [mm] 4.7 11 200 30 300 24 10 100Cr6 Table 2: Test parameters of the friction test holder for counterpart crank drive force sensor sample holder sample z y x F Load F F Figure 1: Experimental setup for the tribotest with an inserted sample in the sample holder Tenside #1 Tenside #2 Tenside #3 100 μm 100 μm 100 μm Figure 2: Light micrographs of adhesive strength tests from coating to elastomer for 3 detergents, after adhesion test exemplary for EPDM-2 b) a) Figure 3 a: Variation of deposition rate and temperature with bias and b) variation of Young’s modulus with bias; p = 0,024 mbar peratu peratu T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 35 more adhesive bonds and eventually more friction. Whereas samples with a rough topography reduce the adhesive interactions. Surface comparisons are only made for samples with the lowest and highest COF. Exemplary light microscope images of coated and uncoated EPDM emphasize the wear resistance of the DLC coating on rubber materials (Figure 5). A clear wear track can be detected after five minutes sliding the ball against the unprotected substrate (Figure 5 a). The sample, which was coated with 600 V bias voltage, does not reveal any wear signs at all (Figure 5 b). Long-term friction test Additional long-term friction tests are therefore necessary to determine the durability of the DLC coatings. The friction coefficient over the course of 24 hours is shown for two representative rubber types (Figure 6). It can be demonstrated, that all rubber samples show a significantly low COF even after a long period of tribological strain. It is noteworthy that the DLC coating survived the test without any severe damages or delaminations. Figure 7 plots the COF of three rubber types tested with an increased normal load of now 10 N to determine the wear boundaries of the 600 V coatings. The chosen rub- Aus Wissenschaft und Forschung 36 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0004 In fact, the Young’s modulus keeps growing linearly and dependently from the bias voltage (Figure 3 b). This is related to the increasing amount of sp3 fraction in the microstructure of the amorphous carbon [2]. 3.3 Friction test Short-term friction test Figure 4 a plots the results of the short-term friction test. The uncoated rubber samples show a high friction coefficient with a relatively high standard deviation. This can be explained by the stick-slip effect typically occurring for uncoated rubbers. A very low coefficient of friction is seen for the DLC coated variants of all rubber types. The coated NBR rubber exhibits on average the lowest coefficient of friction whereas FKM shows a higher COF. That indicates that there is a role of the substrate on the friction since the mechanical properties of the coatings are consistent. One reason might be the surface topography of the coated samples (Figure 4 b). It should be noted that coated FKM shows the lowest roughness for the same coating series. It can be deduced that a low roughness results in a higher contact area between sample and counterpart, a) b) Figure 4: a) Variation of the COF by rubber type and applied DLC coating varied by bias Voltage as well as b) variation of the roughness with rubber type b) coated 600V, 4.7N, 5min uncoated, 4.7N, 5min a) Figure 5: Wear track of a) uncoated rubber and b) 600 V coated rubber after short-term friction test T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 36 ber samples are representative for the particular rubber type. DLC coated NBR and EPDM samples fail prior the end of the test. All FKM rubbers exhibit a constantly low COF. Nomenclature 600 V coated NBR Coated NBR sample; Deposition by 600 V bias voltage a-C: H Amorphous hydrogenated carbon COF Coefficient of friction DLC Diamond-like carbon EPDM Ethylene propylene diene monomer rubber FKM Fluoroelastomer NBR Acrylonitrile butadiene rubber Conclusion Different cleaning detergents have been investigated to carve out most appropriate one for the subsequent coating process. It became evident, that the detergent limits the adhesion strength from coating to elastomer. It was shown that the DLC-coatings significantly reduce the friction of elastomers. By modifying the (negative) bias voltage, it could be deduced that a high bias voltage is beneficial for the mechanical property of the DLC film. Shortand long-term friction test demonstrate the dependency of the substrate on the durability of the DLC coating. Acknowledgement The research project (IGF project 19772 N) is founded by the German Federal Ministry of Economics and Energy due to a decision in the German Bundestag. The responsible research association is the German Rubber Society. References [1] Krumeich, P.: Polymere Dichtungswerkstoffe; Resch Verlag; München; 1988 [2] Robertson, J.: Diamond-like amorphous carbon; Materials Science and Engineering: R 37; p. 129-281; 2002 [3] Martínez-Martínez, D.; Schenkel, M.; Pei, Y.T.; Sánchez- López, J.C.; De Hosson, J. Th.: Microstructure and chemical bonding of DLC films deposited on ACM rubber by PACVD; Surface and Coatings Technology; Vol. 205; p. 75-78; 2011 Aus Wissenschaft und Forschung 37 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0004 Figure 6: Coefficient of friction in long-term friction test of a) 600 V coated NBR and b) 600 V coated EPDM; Normal load 4.7 N COF uncoated a) COF uncoated b) Figure 7: Coefficient of friction in long-term friction test of 600 V coated NBR, EPDM, and FKM; Normal load 10 N T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 37 Einleitung Bei White Etching Cracks (WECs), auch bekannt als White Structure Flaking oder Brittle Flaking, handelt es sich um einen Ermüdungsmechanismus, der sich nicht mit der klassischen Wälzlager-Lebensdauertheorie berechnen lässt. Dabei kommt es unter der Oberfläche zu Rissnetzwerken an und in weiß anätzenden Phasen [Hol15, Eva16]. Betroffen können sowohl durchals auch einsatzgehärtete Lager [Bla17] und alle Wälzlagertypen [Loo17] unabhängig von der Art der Schmierung (Öl oder Fett) [Loo16a] sein. Die weiß anätzenden Aus der Praxis für die Praxis 38 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0005 Reibungsbedingte WEC-Bildung bei hohen Lasten Jörg Loos, Wolfram Kruhöffer, Daniel Merk, Toni Blaß, Jörg Franke* Wälzlager können in seltenen Fällen deutlich vor der berechneten Lebensdauer mit White Etching Cracks (WECs) ausfallen, wenn der Wälzkontakt neben der Haupt-Wälzbeanspruchung (p Hz ) noch weitere, sogenannte Zusatzbeanspruchungen ertragen muss. Aktuell wird in der Literatur diskutiert, ob hohe Pressungen zu Beginn des Betriebs alleine ausreichend für eine WEC-Bildung sein können. Zur Klärung dieser Frage werden kürzlich durchgeführte und publizierte WEC-Versuche auf Wälzlagerprüfständen und Tribometern diskutiert, die bei hohen Pressungen und unterschiedlicher überlagerter Wälzkontaktreibung durchgeführt wurden. Bei Versuchen mit relativ niedrigem Reibenergieeintrag mit Axialrillenkugellagern und Zylinderrollenlagern kam es trotz sehr hoher Pressung zu Betriebsbeginn zu keiner WEC-Bildung. An einfachen Tribometern scheint die Kombination von hoher Pressung und Mindestschlupf und somit indirekt ein Mindest-Reibenergieeintrag für eine beschleunigte WEA- Bildung erforderlich zu sein. Schrägkugellager und Pendelrollenlager bildeten bei hoher Pressung und gleichzeitig hohem Reibenergieeintrag frühzeitig WECs aus. Der Ausfallort belegt, dass die Reibenergie und nicht die Hertzsche Pressung hierfür hauptursächlich war. Das unterschiedliche WEC-Ausfallverhalten der Versuche bei hoher Last lässt sich mit einem reibenergetischen WEC-Lebensdauermodell, abgeleitet aus WEC-Versuchen auf den Schaeffler- Prüfständen R4G und FE8, gut nachvollziehen. Schlüsselwörter Wälzlager, Reibung, White Etching Cracks, WEC, White Structure Flaking Rolling bearings can fail in rare cases far ahead the calculated rating life due to White Etching Cracks (WECs). Prerequisites for WEC formation are the so called additional loads (electrical current, high friction, etc.) acting besides the Hertzian rolling contact stresses as the main load. Currently, it is being discussed in the literature whether a high pressure at the beginning of operation can be sufficient to initiate WECs. To address this question, recently performed as well as published WEC tests on bearing test rigs and basic tribometers working with high Hertzian pressures and various levels of internal friction energy are reviewed and discussed. It could be obtained from ball and roller bearing tests that high Hertzian pressures in conjunction with low specific friction energy do not lead to WEC formation. So, evaluating simple tribometer tests, it can be assumed that a combination of high pressure and a minimum proportion of slip (leading also to friction energy ingress) is required to trigger an accelerated WEA formation. In contrast, WECs occur in angular contact ball bearings and spherical roller bearings if they are subjected to high contact pressures and high specific friction energy at the same time. Additionally, the failure location indicates that the friction energy was the main trigger. A frictional WEC lifetime model, which was derived from a large number of bearing tests (FE8, R4G) before, provides an explanation for these different failure behaviors in the WECtests. Keywords Roller bearings, White Etching Crack, WEC, White Etching Area, White Structure Flaking, friction Kurzfassung Abstract * Dr. Jörg Loos Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-7596-3205 Dr. Wolfram Kruhöffer Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-6848-3040 Jörg Franke Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-5227-3620 Schaeffler Technologies AG & Co. KG 91074 Herzogenaurach Daniel Merk Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-3845-9146 Toni Blaß Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-1286-8144 Schaeffler Technologies AG & Co. KG, 97421 Schweinfurt T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 38 Phasen (White Etching Areas, WEAs) bestehen größtenteils aus sehr feinkörnigem, kohlenstoffübersättigtem Ferrit. Sie enthalten keine oder sehr kleine Karbide [Hol15]. Drei Erscheinungsformen von WECs können beobachtet werden (siehe Bild 1). Schliffe, in denen WEA Netzwerke dominieren und Risse eher nur flankierend auftreten. Häufig wird auch der umgekehrte Fall beobachtet. Die Risse erscheinen dann stärker ausgeprägt als die WEAs. Des Weiteren findet man in seltenen Fällen auch Strukturen, die an langgestreckte Butterflies erinnern. Der WEC-Entstehungsmechanismus ist bis heute nicht abschließend geklärt. Viele Ermüdungsversuche mit wasserstoffbeladenen Lagern belegen aber, dass bereits ein initial erhöhter Wasserstoffgehalt eine WEC-Bildung initiieren kann [z. B. Veg10, Rue14, Din18]. Außerdem zeigen sie, dass die Schwächung des Gefüges durch Wasserstoff zu Beginn des Einsatzes ausreichend ist. Auf der anderen Seite konnte nachgewiesen werden, dass Wälzlager im Betrieb durch hohe Wälzkontaktreibung oder auch Stromdurchgang atomaren Wasserstoff aufnehmen [Kue15, Ric18, Koh06, Han16, Geg18]. Die Wasserstoffentstehung durch spezielle Korrosionsmechanismen, insbesondere in Anwesenheit von Wasser und einem Gleichstrom, ist ebenfalls gut bekannt [z. B. Ros05]. Der in Bild 2 gezeigte „Wasserstoff-WEC-Pfad“ gibt somit eine mögliche Erklärung, warum WEC-Schäden oft in Anwendungen mit hoher Wälzkontaktreibung, elektrischem Stromdurchgang oder hohem Korrosionsrisiko beobachtet werden. Stark umstritten ist in der Literatur aktuell der genaue metallphysikalische Prozess (spannungsgetriebene Kohlenstoffdiffusion, lokale schwere plastische Verformung, Rekristallisierung, Rissbildung) und die Fragestellung, ob sich die Risse [z. B. Man19] oder die WEAs [z. B. Oez18] zuerst bilden. Nach den Erkenntnissen der allgemeinen Materialforschung an Stählen sind beide Wege möglich [Her12]. Hohe lokale Wasserstoffkonzentrationen fördern die Rissbildung (HEDE, HIC) aber auch lokale plastische Verformungen (HELP) mit anschließender WEA-Bildung. Möglich ist, dass die Betriebsbedingungen (Ver- Aus der Praxis für die Praxis 39 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0005 Bild 1: Erscheinungsformen der WEC-Bildung Bild 2: Erkenntnisstand WEC-Bildung in Wälzlagern (Standard-Wälzlagerstahl) T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 39 initiierte WECs bei relativ niedriger spezifischer Reibleistung, z. B. in typischen WEC-Tests auf dem FE8- Prüfgerät, treten ebenfalls stark abhängig von der Schmierstoffformulierung und dem elektrischen Potential auf (siehe Bild 3). Bei sehr hohen spezifischen Reibleistungen ist der Schmierstoffeinfluss wiederum davon abweichend und deutlich geringer. Dies wird deutlich, wenn man z. B. die Ergebnisse gleicher Schmierstoffe vom Micro-Pitting Rig (MPR) mit extrem hohen spezifischen Reibleistungen [Ric19, Gou19, Man19] mit denen vom FE8-Prüfgerät [Ric19] vergleicht. Auch existiert bei der energetischen WEC-Ermüdung nicht mehr zwingend ein Einfluss des elektrischen Potentials (siehe Bild 3). Reibenergetische WEC-Kennzahlen und WEC-Lebensdauermodell Zur Ermittlung einer geeigneten WEC-Beanspruchungskenngröße für die durch Reibung induzierten WEC- Schäden wurden in [Kru16] Wälzlagerversuche mit dem gleichen WEC-kritischen Schmierstoff durchgeführt. Die WEC-Neigung korrelierte hierbei gut mit der kinematischen Reibenergie-Akkumulation e a,kin (siehe Bild 4), bei der die flächenbezogene Reibenergie, mit der ein Oberflächenelement bei Überrollung beaufschlagt wird, ins Verhältnis zur Zeitspanne zwischen zwei Überrollungen gesetzt wird. Des Weiteren hatten bei den Versuchen die relative Schmierfilmdicke ( Λ 0 ) und die Kontaktart (Kugel vs. Rolle, Ring) wesentlichen Einfluss auf die WEC-Neigung. Versuche an Modellprüfständen, verbunden mit Wasserstoffsimulationen zeigten außerdem, dass auch die Größe des Kontaktes eine Rolle spielt [Fra17]. Zur Berücksichtigung dieser Einflüsse wurden der Schmierungskorrekturfaktor φ Λ , der Breitenfaktor k Breite und der Kugelfaktor k Kugel eingeführt [Loo17]. In der Praxis werden viele Anwendungen zwar mit potentiell WEC-kritischen Schmierstoffen betrieben Aus der Praxis für die Praxis 40 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 hältnis Wasserstoffkonzentrationen zu Vergleichsspannungen) darüber entscheiden, welcher der beiden Prozesse bestimmend ist, wodurch sich auch die unterschiedlichen WEC-Erscheinungsformen erklären ließen. Einige Forscher arbeiten auch am Nachweis eines alternativen WEC-Entstehungspfads (siehe Bild 2), bei dem elektrische Ströme elektrothermisch [Sce15] oder sehr hohe Spannungen durch Überlast [Sta17], Stoßbelastungen [Bru19] oder Kantenpressungen [Man19] das Gefüge zu Lebensdauerbeginn schwächen und WECs auslösen. WEC Hauptmechanismen WEC-Versuche deuten darauf hin, dass es zwei WEC- Hauptmechanismen gibt. Kleine Gleichströme z. B. infolge elektrostatischer Aufladungen [Loo16] führen zu WEC-Schäden ausschließlich am kathodisch geschalteten Lagerring (siehe Bild 3). Die Lebensdauer ist bei dieser „kathodischen WEC-Ermüdung“ stark abhängig von der verwendeten Schmierstoffformulierung. Bei in der Spitze sehr hohen elektrischen Lagerströmen, wie sie z. B. in umrichtergespeisten E-Maschinen vorkommen können, ist der Einfluss der elektrischen Polung hingegen wesentlich geringer und sogar konträr zur kathodischen WEC-Ermüdung. Hier besitzen die anodisch geschalteten Ringe ein höheres WEC-Risiko [Mik07, Din18]. WEC-Treiber im Fall hoher elektrischer Ströme scheinen die mit hoher Häufigkeit im Schmierspalt auftretenden Blitzentladungen zu sein, bei denen kurzzeitig Oberflächentemperaturen von über 1000 °C auftreten können. Der Einfluss der Schmierstoffformulierung bei der dann auftretenden „energetischen WEC-Ermüdung“ ist außerdem deutlich abweichend von der „kathodischen WEC-Ermüdung“ und wesentlich geringer. Auch bei reibungsinitiierter WEC-Bildung scheint es diese beiden Hauptmechanismen zu geben. Mischreibungs- DOI 10.30419/ TuS-2020-0005 Bild 3: WEC-Hauptmechanismen / Einfluss der elektrischen Polung T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 40 [Sur14], ohne dass jedoch WEC-Schäden beobachtet wurden. Dies deutet daraufhin, dass WECs nur entstehen, wenn die Reibenergie oder die elektrische Beanspruchung einen Schwellwert überschreiten. Dies bestätigen auch Versuche nach [Loo17], bei denen unterhalb einer kritischen Reibbeanspruchung auch mit einem „WEC-kritischen“ Schmieröl keine WECs mehr auftraten. Die WEC-Dauerfestigkeitsgrenze hing dabei aber auch von der Hertzschen Pressung ab. Um dies bei einer WEC-Risikoabschätzung berücksichtigen zu können, wurde die pressungsgewichtete Reibenergie-Akkumulation e *a,effektiv,pHz-gewichtet als neue Kennzahl für die „Gesamt“-WEC-Neigung - bestehend aus Zusatz- und Hauptbeanspruchung - eingeführt (siehe Bild 4). Nach der vorgestellten wasserstoffbasierten WEC-Schadenshypothese hängt die WEC-Lebensdauer nicht nur von der reibenergetischen Beanspruchung, sondern auch von der WEC-Beanspruchbarkeit des Werkstoffes sowie dem verwendeten Schmierstoff als potentielle Wasserstoffquelle ab. Außerdem muss zwischen energetischer und kathodischer WEC-Ermüdung unterschieden werden, da sich die WEC-Neigung des Werkstoffs, der Lebensdauereinfluss des Schmierungszustandes und der Schmierstoffformulierung dabei stark unterscheiden. Die Ermittlung der in die Lebensdauerformel eingehenden Faktoren für Werkstoff und Schmierstoff erfolgt hierbei experimentell jeweils durch Vergleich mit einem Referenzwerkstoff und Referenzschmierstoff. WEC-Bildung bei hohen Lasten Im FE8-Prüfgerät entstehen WECs in Kugellagern (51212, 7312) nach ähnlich kurzen Laufzeiten wie in dem Axial-Zylinderrollenlager 81212, wenn die Hertzschen Pressungen stark erhöht werden. Beim Axial- Rillenkugellager liegen diese sogar deutlich über 3000 N/ mm 2 (siehe Bild 5), was über die kinematische Reibenergie-Akkumulation gut erklärbar ist, da beim Axial-Rillenkugellager Pressungs- und Gleitgeschwin- Aus der Praxis für die Praxis 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0005 Bild 5: Lebensdauern WEC-Versuche abhängig von Lagertyp und Pressung [Loo17] Bild 4: Reibenergetisches WEC-Lebensdauermodell (siehe auch [Kru16]) T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 41 se hochbelastet werden und insbesondere, wenn die Lastrichtung nicht passend zur Lagertype gewählt wird. Da bisher nur relativ kleine Wälzlager untersucht wurden, stellt sich auch die Frage, ob sich große Wälzlager abweichend verhalten. Dafür wurden Versuche an für Ermüdungsversuche sehr großen Pendelrollenlagern der Type 22332 (d = 160 mm) durchgeführt. Diese belegen, dass auch große Pendelrollenlager durch WECs infolge sehr hoher Reibung ausfallen können und die Laufzeit zu den von kleinen Lagern abgeleiteten WEC-Lebensdauern passt. Wie Bild 7 verdeutlicht, entstehen die WECs nicht am für die klassische Wälzermüdung kritischeren Innenring, sondern am Außenring. Es ist die Aus der Praxis für die Praxis 42 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 digkeitsverläufe gegenläufig sind: Die Pressung (p max ) ist in Laufbahnmitte, die Gleitgeschwindigkeit (v max ) am Laufbahnrand, maximal. Hohe spezifische Reibleistungen („pv“-Werte) ergeben sich bei konstanter Drehzahl deshalb erst bei relativ hohen Pressungen. Der Umstand, dass trotz sehr hoher Pressungen die WEC-Laufzeiten beim Lager 51212 gegenüber den anderen, eher moderat belasteten Lagern, nicht merklich abfallen, spricht gegen die These, dass sehr hohe Pressungen infolge Überlasten oder Kantenpressungen einen zusätzlichen WEC-Trigger darstellen. Versuche von Ruellan [Rue14] an hochbelasteten Schrägkugellagern deuten ebenfalls darauf hin, dass nicht alleine eine hohe Pressung, sondern die beim Schrägkugellager stark lastabhängige Reibung durch Differential- und Bohrschlupf WEC-auslösend ist. Die WECs bildeten sich dort, wo der Reibenergieeintrag am größten war und nicht in den Bereichen sehr hoher Pressungen in Laufbahnmitte (siehe Bild 6). Wurden die Lager mit Wasserstoff aufgeladen, entstanden die WECs hingegen dort, wo die Hertzsche Pressung maximal war, im Bereich der Laufbahnmitte, was die Hypothese stützt, dass der lokal in Bereichen hoher Reibung gebildete Wasserstoff WEC-auslösend ist. Ähnlich wie bei Schrägkugellagern entstehen auch bei Pendelrollenlagern hohe Differentialschlupfe, wenn die- DOI 10.30419/ TuS-2020-0005 Bild 6: Belastungsabhängige Position der WEC- [Rue14] Bild 7: WEC-Versuche an großen Pendelrollenlagern (22332, d m = 250 mm) T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 42 Position betroffen, an der die reibenergetische WEC- Beanspruchung (e *a,effektiv,pHz-gewichtet ) am größten ist und nicht in Kontaktmitte, wo die Hertzsche Pressung maximal ist. Es ist aus WEC-Versuchen mit wasserstoffaufgeladenen Wälzlagern auch bekannt, dass der diffusible Wasserstoff bzw. die kritische Zusatzbeanspruchung nur kurze Zeit zu Betriebsbeginn wirken muss. Das liefert eine mögliche Erklärung, warum bei den in [Sta17] durchgeführten Versuchen eine kritische Beanspruchungsphase von ca. 10 Minuten ausreichte, um WECs auszulösen. In dieser kurzen Schädigungsphase sieht hier das Radial- Pendelrollenlager 23024 aufgrund einer reinen Axiallast eine sehr hohe maximale Hertzsche Pressung von 3800 N/ mm 2 , aber auch eine sehr hohe reibenergetische WEC-Beanspruchung (e a,effektiv,pHz-gewichtet ≈ 440 %). Die extrem hohe Axiallast kann zusammen mit der Kombination aus Außenring-Spielpassung und Teilbestückung, die teilweise verwendet wurden, zusätzlich noch zu sehr hohen Zugspannungen im Außenring führen, die möglicherweise auch die WEC-Neigung erhöhen [Lai16]. Zur Klärung, ob wie in [Sta17] vermutet, wirklich nur die Spitzenpressung von 3800 N/ mm 2 zu Betriebsbeginn WEC-auslösend war, wurden Axial-Rillenkugellager im FE8-Prüfgerät bei gleicher maximaler Pressung (p Hz,max = 3800 N/ mm 2 ) und Lastspielzahl (37000), aber sehr geringer reibenergetische WEC-Beanspruchung (e *a,effektiv,pHz-gewichtet ≈ 7 %) zu Laufzeitbeginn geprüft. Obwohl in der anschließenden Ermüdungsphase die Hertzsche Pressung mit p Hz,max = 2350 N/ mm 2 sogar noch etwas größer als beim Pendelrollenlager-Versuch war, fielen die Axial-Rillenkugellager auch nach etwa dreifacher modifizierter Referenzlebensdauer nicht mit WECs aus (siehe Bild 8). Vergleichbare Ergebnisse wurden im FVA-Vorhaben „Wälzlagerlebensdauer-Windgetriebe“ [FVA11] gewonnen. Dort wurden Pressungen von 3000 N/ mm 2 zu Beginn des Versuches als „Überlast“ aufgebracht - was ebenso nicht ausreichte, um Frühausfälle zu generieren. Wie die Axial-Rillenkugellager-Versuche im FE8- Prüfgerät wurden die Versuche im FVA-Vorhaben mit Zylinderrollenlagern bei geringer reibenergetische WEC-Beanspruchung (e *a,effektiv,pHz-gewichtet < 10 %) durchgeführt. Auch Manieri [Man19] stellt die Hypothese auf, dass sehr hohe Pressungen alleinig WECs auslösen können. In seinen Versuchen traten WECs nur auf, wenn nicht profilierte Prüflinge mit hohen Kantenpressungen (p Hz,max,Kante > 4000 N/ mm 2 ) eingesetzt wurden. Die Prüflinge ohne Kantenpressungen mit dadurch deutlich geringeren maximalen Pressungen fielen zwar relativ früh, aber ohne WECs aus. Es ist zu beobachten, dass alle Versuche jedoch mit mindestens 5 % Schlupf durchgeführt wurden. Dies, in Kombination mit einer hohen Kantenpressung, mit für Ermüdungsversuche typischen hohen Überrollfrequenzen und Mischreibung, führt zu extrem hohen reibenergetischen WEC-Beanspruchungen (e *a,effektiv,pHz-gewichtet > 1000 %), welche immer deutlich größer waren als in allen gängigen WEC-Wälzlagertests (z. B. im R4G-WEC-Test [Loo16b] oder FE8- WEC-Tests [Loo17]). Gemäß [Bru19] ergibt sich eine beschleunigte WEA-Bildung in 2-Scheibentests auch nur bei gleichzeitigem Auftreten einer hohen Pressung und eines hohen Schlupfes (p Hz > 2,4 GPa und Schlupf > 5 %). Bisher ist somit nicht zweifelsfrei geklärt, ob sehr hohe Pressungen auch ohne hohe Reibung WEC-auslösend sein können. Die vorgestellten Ausfälle sind alle über den „Wasserstoff-WEC-Pfad“ (siehe Bild 2) erklärbar. Dies wird insbesondere bestätigt, wenn man die Versuchspunkte (WEC-Beanspruchung, Laufzeiten) in die Wöhlerlinie für energetische WEC-Ermüdung einträgt (siehe Bild 9). Auch wenn vereinzelt Abweichungen zwischen WEC-Laufzeitprognose (gestrichelte Linie) Aus der Praxis für die Praxis 43 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0005 Bild 8: Vergleich „Hochlast“-WEC-Versuche mit 23024 und FE8-Versuche mit 51212 T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 43 modifizierte Referenzlebensdauer ohne Schaden. Dies passt auch zu Versuchen aus dem FVA-Vorhaben 541, in dem Pressungen von 3000 N/ mm 2 , zu Beginn als „Überlast“ aufgebracht, nicht ausreichten, um an Zylinderrollenlagern mit geringer reibenergetischer Beanspruchung Frühausfälle zu erzeugen. Untersuchungen zur WEA-/ WEC-Bildung werden teilweise auch an einfachen Tribometern (2-Scheiben, MPR) durchgeführt [Man19, Bru19]. Die maximalen Hertzschen Pressungen und Gleitgeschwindigkeiten sind bei diesen Versuchen immer sehr hoch. Dort kann deshalb nicht sauber zwischen hoher Pressung und hoher Reibenergie als potentiellen WEC-Trigger getrennt werden. Aus den Tribometerversuchen von Bruce [Bru19] ergibt sich eine beschleunigte WEA-Bildung jedoch nur bei gleichzeitigem Auftreten einer hohen Pressung und eines hohen Schlupfes (p Hz > 2,4 GPa und Schlupf > 5 %). Dies und die Tatsache, dass sich die Laufzeitunterschiede der vorgestellten WEC-Versuche mit Hilfe des WEC-Lebensdaueransatzes für energetische WEC- Ermüdung sehr gut erklären lassen, bekräftigten die Hypothese, dass hohe Pressungen nur dann zu WECs führen, wenn als Zusatzbeanspruchung zur Wasserstofffreisetzung ein WEC-Trigger wirksam ist: Stromdurchgang, Korrosion und/ oder ein hoher spezifischer Reibenergieeintrag. Bezeichnungen B h Versuchslaufzeit in Stunden e a, effektiv effektive Reibenergie-Akkumulation (e a,kin , Λ 0 , Kontaktbreite) e a,effektiv,pHz,gewichtet pressungsgewichtete Reibenergie-Akkumulation (e a,effektiv , p Hz ) e a,kin kinematische Reibenergie-Akkumulation, („pv“-Wert, Regenerationszeit) Aus der Praxis für die Praxis 44 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 und Versuchslaufzeit erkennbar sind, so lassen sich die Laufzeitunterschiede zwischen den Versuchen gut mit Hilfe des reibenergetischen WEC-Lebensdauermodells begründen. Zusammenfassung Sowohl bei niedrigen als auch bei hohen Hertzschen Pressungen kann es in Wälzlagern zur WEC-Bildung abhängig von der Höhe der Zusatzbeanspruchung (Reibung, Stromdurchgang, …), des verwendeten Schmierstoffs (Additivierung, Wassergehalt, …) und Werkstoffs kommen. Bei hohen Pressungen kann die Gleitreibung z. B. infolge Differential- oder Bohrschlupf einen kritischen WEC-Trigger darstellen. Da dieser Reibanteil stark lagertypabhängig ist, hängen im FE8-Prüfgerät die WEC-Lebensdauern mehr vom Lagertyp als von der maximalen Hertzschen Pressung ab [Loo17]. Die WECs bilden sich an hochbelasteten Schrägkugellagern demzufolge auch dort, wo der Reibenergieeintrag durch den Schlupf maximal ist und nicht in den Bereichen maximaler Pressung in Laufbahnmitte [Rue14]. Gleiches Verhalten zeigten auch große Pendelrollenlager unter hoher Belastung und kinematisch ungünstiger Belastungsrichtung. WECs entstanden am Außenring mit niedrigerer maximaler Hertzschen Pressung, aber deutlich höherer reibenergetischer WEC-Beanspruchung als am Innenring. Dass eine Zusatzbeanspruchung z. B. in Form eines sehr hohen Reibenergieeintrags erforderlich und eine hohe Pressung zu Betriebsbeginn alleine nicht ausreichend ist, ließ sich an Axial-Rillenkugellagern zeigen. Obwohl die Lager zu Versuchsbeginn mit einer sehr hohen Pressung von 3800 N/ mm 2 beaufschlagt wurden (bei bewusst sehr niedriger Reibbeanspruchung), kam es zu keiner WEC-Bildung. Die Lager erreichten die dreifache DOI 10.30419/ TuS-2020-0005 Bild 9: Vergleich WEC-Lebensdauerprognose mit Versuchslaufzeiten T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 44 f Ü Überrollfrequenz k Breite Korrekturfaktor WEC-Lebensdauereinfluss Kontaktbreite k Kugel Korrekturfaktor WEC-Lebensdauereinfluss Kugel L h, WEC WEC-Lebensdauer in Stunden N Lastspielzahl N Ref Lastspielzahl des Referenzsystems bei Referenzbedingungen N WEC Median der Lastspielzahl bis zum WEC-Ausfall p Hauptbeanspruchung WEC-Lebensdauerexponent für Hertzsche Pressung p Hz,max maximale Hertzsche Pressung p Zusatzbeanspruchung WEC-Lebensdauerexponent für Zusatzbeanspruchung t Reg Zeit zwischen 2 Überrollungen (Regenerationszeit) v Gleitgeschwindigkeit Λ 0 Relative Schmierfilmdicke (zentrale Filmdicke / Summenrauheit) φ Schmierstoff Korrekturfaktor WEC-Lebensdauereinfluss Schmierstoff φ Werkstoff Korrekturfaktor WEC-Lebensdauereinfluss Werkstoff φ Λ 0 Korrekturfaktor WEC-Lebensdauereinfluss rel. Schmierfilmdicke Λ 0 κ Viskositätsverhältnis Literatur [Bla17] Blass, T. et al.: Influence of Material and Heat Treatment on the Formation of WECs on Test Rig FE8, Advances in Steel Technologies for Rolling Bearings STP 1580, ASTM 2017 [Bru19] Bruce, T. et al.: Threshold Maps for Inclusion-Initiated Micro-Cracks and White Etching Areas in Bearing Steel: The Role of Impact Loading and Surface Sliding, Tribology Letters (2018) 66: 111 [Din18] Dinter, R.et al.: Formation and Detection of Pre-Stages of White Etching Cracks (WEC), 3. VDI-Fachkonferenz Schadensmechanismen an Lagern, Aachen 2018 [Eva16] Evans, M.-H.: An updated review: white etching cracks (WECs) and axial cracks in wind turbine gearbox bearings, Material Science and Technology 2016 [Fra17] Franke, J. et al.: Untersuchung der Übertragbarkeit von WEC-Wälzlagerversuchen auf Modellprüfstände, Antriebstechnisches Kolloquium, ATK, Aachen 2017 [FVA11] N. N.: Wälzlagerlebensdauer-Windgetriebe, Berücksichtigung von Betriebszuständen, Sonderereignissen und Überlasten bei der Berechnung der Wälzlager-Lebensdauer in Windenergieanlagen und Großgetrieben, FVA 541 I, FVA-Heft Nr. 967, 2011 [Geg18] Gegner, J et al.: Wälzlagerschäden mit weiß anätzenden Rissen abseits der Windenergie, 3. VDI-Fachkonferenz Schadensmechanismen an Lagern, Aachen Juli 2018 [Gou19] Gould, B. et al.: The Effect of Lubricant Composition on White Etching Crack Failures, Tribology Letters (2019) 67: 7 [Han16] Han, B. et al.: In Situ Detection of Hydrogen Uptake from Lubricated Rubbing Contacts, Tribology Online 11 450-454, 2016 [Her12] Hertzberg, R. W.: Deformation and fracture mechanics of engineering materials. Wiley, 2012. [Hol15] Holweger, W. et al.: White Etching Crack Root Cause Investigations,Tribology Transactions 2015, 58(1), pp 59-69 [Mik07] Mikami, H. et. al.: Influence of electrical current on bearing flaking life, SAE Technical Paper 2007-01- 0113, SAE International, Warrendale, USA 2007 [Koh06] Kohara, M. et al.: Study on Mechanism of Hydrogen Generation from Lubricants NTN Corporation, Tribology Transactions, 49: 53-60, 2006, NTN [Kru16] Kruhöffer, W. Loos, J.: WEC Formation in Rolling Bearings under Mixed Friction: Influences and „Friction Energy Accumulation“ as Indicator, Tribology Transaction 2016 [Kue15] Kürten, D. R.: Einfluss der tribochemischen Schmierstoffoxidation auf die wasserstoffinduzierte Wälzkontaktermüdung, Fraunhofer IWM Forschungsberichte Band 7, Dissertation 2015 [Lai16] Lai, J., Stadler, K.: Investigation on the mechanisms of white etching crack (WEC) formation in rolling contact fatigue and identification of a root cause for bearing premature failure, Wear 364-365 (2016), p. 244-256 [Loo16a]Loos J., et al.: Influence of Currents from Electrostatic Charges on WEC Formation in Rolling Bearings, Tribology Transactions 2016, Volume 59, 865-875 [Loo16b]Loos, J. et al.: Factors increasing the risk of WEC - formation in large-size bearings with full fluid film lubrication, Bearing World conference Hannover 2016 [Loo17] Loos, J. et al.: Berechnungsansätze für die WEC- Neigung unter reibenergetischer Wälzbeanspruchung, 12. VDI-Tagung Gleit- und Wälzlagerungen 2017, VDI-Berichte 2308, S. 231 [Man19] Manieri, F. et al.: The origins of white etching cracks and their significance to rolling bearing failures, International Journal of Fatigue, Volume 120, March 2019, Pages 107-133 [Oez18] Oezel, M. et al.: Formation of white etching areas in SAE 52100 bearing steel under rolling contact fatigue - Influence of diffusible hydrogen, wear 414- 415 (2018) 352-365 [Ric18] Richardson, A. D. et al.: Thermal Desorption Analysis of Hydrogen in Non hydrogen Charged Rolling Contact Fatigue Tested 100Cr6 Steel, Tribology Letters 66: 4, 2018 Aus der Praxis für die Praxis 45 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0005 T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 45 Steel as Possible Cause of White Etching Cracks Initiation, Tribology Letters, vol. 59, 2015 [Sur14] Surborg, H.: Einfluss von Grundölen und Additiven auf die Bildung von WEC in Wälzlagern, Dissertation Universität Magdeburg, Aachen, 2014 [Sta17] Stadler, K. et al.: Short term heavy loads - one cause for premature bearing failures and white etching cracks, GfT Tagung Göttingen 2017 [Veg10] Vegter, R. H. Slycke, J. T.: The Role of Hydrogen on Rolling Contact Fatigue Response of Rolling Element Bearings, Journal of ASTM international, Vol. 7, No. 2 Aus der Praxis für die Praxis 46 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 [Ric19] Richardson, A. D. et al.: The effect of over-based calcium sulfonate detergent additives on white etching crack (WEC) formation in rolling contact fatigue tested 100Cr6 steel, Tribology International 2019 [Ros05] Rossmeisl, J. et al.: Electrolysis of water on (oxidized metal surfaces, Chemical Physics 319, p178-184, 3005 [Rue14] Ruellan, A.: Tribological analysis of White Etching Crack (WEC) failures in Rolling Element Bearings, L’Institut National des Sciences Appliquées de Lyon, Thesis 2014 [Sce15] Scepanskis, M. et al.: The Numerical Model of Electrothermal Deformations of Carbides in Bearing DOI 10.30419/ TuS-2020-0005 T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 46 1 Einleitung Wälzlagerauslegungen erfolgen anhand der Lebensdauerberechnung. Häufig ist aber der durch Verschleiß induzierte Ausfall der Lager die lebensdauerbegrenzende Ursache. Das spontane, verschleißbedingte Versagen ist auf Grund der komplexen Mechanismen kaum vorhersagbar, vor allem da die unterschiedlichen Verschleißmechanismen auch überlagert auftreten können. Durch den Ausfall der Wälzlager entstehen aus wirtschaftlicher Sicht nicht nur die Kosten für deren Tausch, sondern auch für Montage- und Stillstandszeiten. Hinzu kommt, dass durch den Ausfall der Lager auch gravierende Schäden am Produkt entstehen können. Zu den bekannten und untersuchten, aber nicht vollständig verstandenen, Verschleißarten zählt das Anschmieren in Zylinder- und Pendelrollenlagern. [Hil89] definiert diese als „eine Veränderung der Oberfläche von unter Relativbewegung stehenden metallischen Wälzlagerbauteilen durch einen beginnenden (in statu nascendi befindlichen) adhäsiven Verschleißmechanismus“. Die kritische Relativbewegung im Wälzlager entsteht durch instationäre Schlupfvorgänge. Während die Wälzkörper in der Lastzone ausreichende Tangentialkräfte an den Ringkontakten zur Erzeugung einer Eigenrotation für ein optimales Abwälzen erfahren, sind diese im lastfreien Bereich zu gering (siehe Bild 1). Deshalb erfolgt dort die Fortbewegung der Rollen vorwiegend durch die Rotation des Wälzkörpersatzes, welche die nun zunehmend gleitenden Wälzkörper erneut in die Lastzone schiebt. Zu Beginn der Lastzone werden die Wälzkörper auf ihre kinematische Solldrehzahl beschleunigt. Unterliegt ein Lager adhäsivem Verschleiß in Form von Anschmierungen, so entstehen diese nach übereinstimmender Auffassung der einschlägigen Literatur grundsätzlich in der Beschleunigungsphase. Hierfür ist vor Aus der Praxis für die Praxis 47 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0006 In dieser Veröffentlichung wird der Mechanismus hinter der adhäsiven Verschleißart „Anschmieren“ bei vollrolligen Wälzlagern erklärt. Anschließend wird der diesbezügliche Stand der Forschung zusammengefasst und diskutiert. Es zeigt sich, dass die bisher eingeführten Grenzparameter zur Beschreibung anschmierkritischer Betriebsbedingungen keine allgemeine Gültigkeit besitzen. Vor allem ein Kippen der Wälzkörper in verkanteten Zylinderrollenlagern scheint Anschmierungen wesentlich zu begünstigen. Eine bisher nicht untersuchte Theorie ist die Kontaktzeitmethode, welche für die Beschreibung der Fresstragfähigkeit von Stirnradgetrieben entwickelt wurde. Es lässt sich zeigen, dass diese ebenfalls das Potenzial zur Beschreibung der Anschmierneigung von Wälzlagern besitzt. Schlüsselwörter Adhäsiver Verschleiß, Anschmieren, Kontaktzeit, Körperschall, vollrollige Zylinderrollenlager, Wälzkörper-Kippen This paper explains the mechanism behind the adhesive wear mechanism “smearing” in full complement roller bearings. In this respect, the latest state of knowledge is discussed and summarized. It becomes apparent that the up to now introduced border parameters own no general validity to the description of smearing-critical operating conditions. Especially roller tilting seems to favor smearing. A relevant approach is the contact time method, which describes the scuffing load capacity of helical gear units. The paper shows that this approach possesses the potential to categorize critical smearing conditions for roller bearings. Keywords Adhesive wear; smearing; contact time; acoustic emission; full complement roller bearings; tilted roller elements Kurzfassung Abstract * M.Sc. Patrick Stuhler Dr. Nadine Nagler Bosch Rexroth AG, 89275 Elchingen Adhäsiver Verschleiß in vollrolligen Zylinderrollenlagern: Anschmieren Patrick Stuhler, Nadine Nagler* T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 47 Dahingegen wirkt sich eine Änderung der äußeren Belastung nur gering aus. Hervorgehoben werden vor allem größere Rollen, die auf Grund ihres höheren Massenträgheitsmoments stärker anschmiergefährdet sind. Als Ursache wird die hierdurch steigende Reibleistung genannt, welche zur Beschleunigung auf die kinematische Solldrehzahl erforderlich ist. So konnten Rollen mit einem Durchmesser von 30 mm unter keiner Bedingung zum Anschmieren gebracht werden. Erst die Rollen des nächstgrößeren untersuchten Aus der Praxis für die Praxis 48 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 allem ein hoher Wälzkörperschlupf [Egl95; Wad93], wenn nicht sogar ein vollständiges Abbremsen der Eigenrotation [HSI91], erforderlich. Zunächst muss während des Beschleunigungsvorgangs die Flüssigkeitsreibung im Wälzkontakt zusammenbrechen. Im daraus resultierenden Regime der Misch- und Grenzreibung treten die Rauheitsspitzen der Wälzpartner ohne den die Oberflächen vollständig trennenden Schmierfilm in Kontakt (siehe Bild 2). [Hil89; Wöp11] Für das Entstehen von Anschmierung muss in dieser Phase die den Grundwerkstoff schützende Grenzschicht zerstört werden (siehe Bild 3) [Hil89]. Dies kann mechanisch in Form von Abscherung und plastischer Deformation oder thermisch durch Überschreiten einer Grenztemperatur erfolgen [Hil89; WMC92; WHMS01]. Anschließend folgt durch die Pressung eine derartige Annäherung, dass atomare Bindungskräfte wirken und sich adhäsive Brücken zwischen den Grundwerkstoffen der Wälzpartner bilden. Durch die Fortbewegung der Wälzkörper im Lager werden diese Verschweißungen aufgerissen. Entspricht die Trennungsnicht der Bildungsebene, liegt ein Materialübertrag vor und es wird von einer Anschmierung gesprochen. [Hil89] 2 Stand der Forschung In dem Vorhaben FVA 164 I [Wad93] werden die Einflussparameter Drehzahl, Lastgradient, Rollenschlupf und Rollengröße untersucht. Hierzu wird der von [Hil89] entworfene Rollenprüfstand verwendet. In diesem befindet sich der Wälzkörper in einem hydrostatischen Zweisegmentlager zwischen zwei angetriebenen Scheiben. Eine dieser Scheiben wird dazu genutzt, eine dynamische Kraft analog der Lastverhältnisse in einem realen Lager auf die Rolle aufzubringen. Es zeigt sich, dass eine steigende Relativgeschwindigkeit im Wälz- Gleit-Kontakt das Anschmieren wesentlich begünstigt. DOI 10.30419/ TuS-2020-0006 Bild 1: Lastzone und Geschwindigkeitsverteilung im Wälzlager [Hen17] Mikrokontakte [Wöp11] Verschweißung [Hil89] Temperaturspitzen [Blo37] Bild 2: Mikrokontakte der Rauheitsspitzen nach [Wöp11] Bild 3: Zusammensetzung der Grenzschicht nach [Hil89] T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 48 Durchmessers von 50 mm zeigten bei Scheibenumfangsgeschwindigkeiten von 5 m/ s und 100 % Rollenschlupf ein Anschmieren. Im Vergleich dazu reichen bei Rollen mit 90 mm Durchmesser bereits 2 m/ s bei 100 % Schlupf aus. Durch Oberflächenanalyse wurde der Effekt des Einlaufens, welcher sehr zuverlässig vor Anschmierungen schützt, untersucht. Hierfür werden neben Glättungseffekten der Oberfläche vor allem Diffusionsvorgänge, welche zur Reduzierung des Kohlenstoffs in der Grenzschicht führen, für das geringere Anschmierrisiko verantwortlich gemacht. Durch den sinkenden Kohlenstoffanteil werden die wirkenden Adhäsionskräfte zwischen den Oberflächen deutlich verringert. Dies spiegelt sich makroskopisch in einer starken Minimierung des Reibungskoeffizienten und folglich der Anschmierneigung wieder. In dem Nachfolgevorhaben FVA 164 II [Egl95] werden die Einflüsse für unterschiedliche Schmierstoffe, Rollenwerkstoffe, Beschichtungen und Einlaufbedingungen an demselben Prüfstand untersucht. Hierbei zeigt sich, dass mit steigender Viskosität der Reibkoeffizient im Kontakt und somit auch die Anschmierneigung abnimmt. Der chemische Aufbau sowie die Additivierung der Öle besitzen ebenfalls erheblichen Einfluss und Potential zur Verhinderung von Anschmierungen. Allerdings sind auf Grund der Komplexität der chemischen Abläufe im Wälzkontakt keine Aussagen über die Wirkmechanismen möglich. Versuche zu schlupfbehaftetem Einlaufen der Wälzlager zeigen, dass hierdurch gezielt der adhäsive Verschleiß verringert werden kann. Ein noch besseres Ergebnis wird durch die Beschichtung (Brünieren, Zinkphosphatieren oder Hartverchromen) der Wälzkörper erreicht. Es stellt sich außerdem heraus, dass die stichprobenartige Variation der Wälzlagerwerkstoffe zu deutlich unterschiedlichen Ergebnissen führt. Dementsprechend sind die Untersuchungen, welche in den beiden FVA-Vorhaben [Egl95; Wad93] erzielt wurden, lediglich für den untersuchten Werkstoff 100 CrMo 73 anwendbar. [ScGi94] untersuchen Anschmierungen an vollrolligen Wälzlagern mit Hilfe eines Komplettlagerprüfstands. Auch hier zeigt sich, dass größere Wälzlager stärker zu adhäsivem Verschleiß in Form von Anschmierungen neigen. Dennoch können im Gegensatz zu den Ergebnissen aus den beiden FVA-Vorhaben [Egl95; Wad93] Wälzlager ab einem Bohrungsdurchmesser von 16 mm zum Anschmieren gebracht werden. Zudem stellen sie fest, dass lediglich Wälzlager, die eine obenliegende Lastzone und eine Drehzahl von mindestens 60 % der Grenzdrehzahl besitzen, zu Anschmierungen neigen. Mit der Schlupfbestimmung von [Wie90] lässt sich dies damit begründen, dass der Wälzkörperschlupf bei einer obenliegenden Lastzone deutlich stärker ausgeprägt ist, als dies bei einer untenliegenden der Fall ist. [Ham00] untersucht in seinen Versuchen zur Anschmierneigung bei fettgeschmierten Wälzlagern die „spezifische Reibenergie“, welche aus dem FVA-Vorhaben 164 II resultiert. Er stellt fest, dass trotz Überschreiten der experimentell ermittelten Grenzwerte bei hohen Umfangsgeschwindigkeiten keine Anschmierungen auftreten. Deshalb berechnet er die „spezifische Reibleistung“ für einen einzelnen Punkt in der Kontaktfläche, welche sich aus Beschleunigungs- und Dissipationsleistung zusammensetzt. Dabei berücksichtigt [Ham00], dass bei variierenden Schmierfilmhöhen auch eine Änderung der wirkenden Reibleistung miteinzubeziehen ist. Anschließend integriert er die spezifische Reibleistung über die Kontaktzeit und erhält so die „spezifische energetische Belastung“ als neues Anschmierkriterium. Eine Aussage über die Allgemeingültigkeit und inwiefern dieses Kriterium auch auf ölgeschmierte Wälzlager angewendet werden kann ist ohne weitere Untersuchungen bisher nicht möglich. 3 Anschmierversuche an vollrolligen NUP-Zylinderrollenlagern 3.1 Versuchsergebnisse Die Versuche finden an vollrolligen NUP-Zylinderrollenlagern mit Wälzkörpern von 11 mm Durchmesser und einem Bohrungsdurchmesser von 40 mm statt. Dabei erfolgt die Belastung mit einer exzentrischen Radialkraft von 30 kN und einer Axialkraft von 5 kN bei einer Drehzahl von 1750 min -1 . Beide Kräfte führen jeweils zu einem Kippen und Schränken der Wälzkörper [Lub02; Keß10] und dienen somit als Erklärung für die einseitigen Anschmierungen (siehe Bild 4). Geätzte Querschliffe und anschließende lichtmikroskopische Untersuchungen der angeschmierten Bereiche zeigen thermische Gefügeänderungen, die auf Grund der hohen Temperaturen während des Anschmierens im Aus der Praxis für die Praxis 49 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0006 Bild 4: Einseitige Anschmierungen an Innenring, Außenring und Wälzkörpern T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 49 4 Kontaktzeit-Methode Eine mögliche Erklärung für eine grundsätzlich geringere Anschmierneigung in kleinen Wälzlagern oder bei sehr hohen Drehzahlen lässt sich durch die Kontaktzeit- Methode nach [WMC92] geben. Hiernach steigt die erforderliche Fresslast für Stirnrädergetriebe bei Kontaktzeiten kleiner als 20 µs stark an (siehe Bild 6). Die Kontaktzeit, welcher ein Punkt benötigt um den Wälzkontakt zu durchlaufen, ergibt sich aus der Drehzahl sowie der Kontaktbreite. Da letztere mit kleiner werden Radien der Kontaktpartner sinkt, erscheint es durch aus möglich, dass die Kontaktzeit für kleine Rollen im von [WMC92] ermittelten kritischen Bereich liegt. Zudem begründet dies, wieso Wälzkörper in den Versuchen von [Ham00] bei hohen Drehzahlen trotz Überschreiten der eingeführten Grenzparameter von [Wad93; Egl95] keine Anschmierungen aufweisen. Die bisher eingeführten Grenzparameter beziehen sich grundsätzlich auf die energetische Belastung des Wälzkontakts während der Beschleunigungsphase. Bei hohen Drehzahlen benötigen die Wälzkörper eine größere Beschleunigungsenergie, um die Solldrehzahl zu erreichen. Aus der Praxis für die Praxis 50 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 Wälzkontakt entstehen [Egl95]. Durch die Analysen werden an den Wälzkörpern Neuhärtezonen (siehe Bild 5) erkenntlich, wie sie auch bei den Versuchen im FVA - Vorhaben 164 [Egl95; Wad93] entstehen. Sowohl Innenals auch Außenring zeigen schwarz ätzende Bereiche mit geringfügig höherer Härte als im Ausgangszustand. 3.2 Interpretation der Versuchsergebnisse Die zuvor vorgestellten Ergebnisse der Versuche stützen die Ergebnisse von [ScGi94], dass auch kleine Lager zu Anschmierungen neigen. Alle weiteren bekannten Versuche, die zur Untersuchung der Anschmierung durchgeführt wurden, beziehen sich auf große Wälzlager mit deutlich größeren Wälzkörpern. An den Rollenprüfständen aus [Wad93; Egl95; Ham00], welche die Grundlage für alle bisher ermittelten anschmierkritischen Grenzparametern liefern, können keinerlei Anschmierungen an Rollen mit einem Durchmesser von weniger als 50 mm erzeugt werden. Hieraus lässt sich die Schlussfolgerung ziehen, dass die bisher verwendeten Rollenprüfstände die tatsächlichen Bedingungen in vollrolligen Zylinderrollenlagern nicht zureichend wiederspiegeln. Deshalb muss zudem auch davon ausgegangen werden, dass die bisher entwickelten Kriterien und Grenzwerte zur Beurteilung der Anschmiergefährdung für Wälzlager nicht ausreichend zutreffen. Eine mögliche Ursache liegt aller Voraussicht nach in einem deutlich steigenden Anschmierrisiko bei kippenden Wälzkörpern. Stichprobenartige Versuche am Rollenprüfstand zeigen, dass bereits eine Kippung der Wälzkörperachse um 0,1° (6‘) gegenüber dem Innenring ausreicht, um Anschmierungen zu erzeugen, welche zuvor unter denselben Bedingungen aber einer achsparallelen Ausrichtung der Wälzelemente nicht entstehen [Ham00]. Allerdings ist der Kippwinkel bisher kein näher untersuchter Parameter für Anschmierungen an den Rollenprüfstanden von [Wad93; Egl95; Ham00]. Durch die Neigung entsteht eine ungleichmäßige Pressungsverteilung und das Maximum der Hertzschen Pressung liegt auf einer Seite der Rollenmantelfläche. Zusätzlich dazu steigt an den Wälzkörpern verkanteter, vollrolliger NUP-Zylinderrollenlagern auch der für ein Anschmieren kritische Schlupf [Lie15] und auch das Reibmoment [Bau87]. Folglich ist eine höhere Energie nötig, welche über die Wälzkontakte in der Beschleunigungsphase übertragen werden, um die Wälzkörper auf Solldrehzahl zu beschleunigen. Das Risiko für Anschmierungen wird zudem erhöht, da verkantete Zylinderrollenlager zu früheren und einseitigen Schmierfilmzusammenbrüchen neigen [Bau87]. Demzufolge liegen auf dieser Seite des Wälzkörpers nicht nur die höheren Kontaktkräfte vor, sondern auch höhere Reibfaktoren. Deshalb wird die zur Wälzkörperbeschleunigung benötigte Energie zu wesentlichen Teilen nur über einen kleinen Teil der Mantelfläche des Wälzkörpers übertragen. DOI 10.30419/ TuS-2020-0006 Bild 5: Neuhärtezone am Wälzkörper Bild 6: Abhängigkeit der Fresslast bezüglich Umfangsgeschwindigkeit und Kontaktzeit nach [WMC92]. Das additivierte Öl erfordert bei kurzen Kontaktzeiten eine deutlich steigende Fresslast, da durch die Additive eine stärkere Grenzschichtbildung vorliegt. T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 50 Dies führt dazu, dass die kritischen Grenzwerte überschritten werden. Allerdings scheint die Kontaktzeit in diesem Fall nicht auszureichen, um die Grenzschicht zu zerstören [WMC92; Ham00] und es entstehen keine Anschmierungen [Ham00]. Dies führt zur Schlussfolgerung, dass konstante Grenzparameter nicht geeignet sind, anschmierkritische Bereiche sinnvoll abzugrenzen. Des Weiteren stellt [WMC92] fest, dass im Bereich über einer Kontaktzeit von 30 µs die erforderliche Fresslast mit steigender Umfangsgeschwindigkeit sinkt. Dies steht in Einklang mit dem Einfluss der Drehzahl auf die bisherigen Grenzparametern und den Ergebnissen aus [HSI91]: Bei steigenden Scheibengeschwindigkeiten sinkt die Lastrate (Lastanstieg bezogen auf den zurückgelegten Weg des Innenrings) zur Erzeugung von Anschmierungen. In der Kontaktezone findet auf Grund der Relativbewegung der Oberflächen unter gleichzeitiger Flächenpressung eine deutliche Temperaturentwicklung statt. Da die Kontaktzeiten sehr gering sind, können Effekte der Wärmeleitung vernachlässigt werden. Demzufolge entstehen hohe Temperatursprünge in dünnen Oberflächenschichten, welche von Block [Blo37] erstmals als Blitztemperatur bezeichnet werden. In [WMC92] wird die Kontakttemperatur, welche sich aus der Blitz- und Grundtemperatur der Werkstoffe zusammensetzt, als Erklärung für die kontaktzeitabhängige Fresslast genannt. Durch die Kontakttemperatur wird die Reaktionskinetik der Grenzschichtbildung bestimmt. Jede chemische Reaktion besitzt gleichzeitig sowohl Hinals auch Rückreaktion. Die herrschende Temperatur bestimmt, welche der beiden Reaktionen schneller abläuft. Ab einer Grenztemperatur im Kontakt unterliegt die Geschwindigkeit der Grenzschichtbildung der Geschwindigkeit der Grenzschichtauflösung. Für hohe Kontaktzeiten ist diese Grenzkontakttemperatur konstant, während sie für kurze Kontaktzeiten stark zunimmt. Dies erklärt für kurze Kontaktzeiten auch den Anstieg der erforderlichen Fresslast, durch welche die in diesem Fall nötigen höheren Blitztemperaturen entstehen. Auf die Kontaktzeitmethode bezogen erfüllt ein verkantetes NUP-Zylinderrollenlager durch die Übertragung der nahezu gesamten Beschleunigungsenergie in einen kleinen Bereich der Mantelfläche des Wälzkörpers die Bedingung einer höheren wirkenden Last. Zudem wird im Bereich der maximalen hertzschen Pressung auch die Kontaktbreite größer, wodurch auch die Kontaktzeit und folglich das Anschmierrisiko nach der Kontaktzeit-Methode steigt. 5 Fazit Bei Anschmierungen in vollrolligen Zylinderrollenlagern handelt es sich um einen adhäsiven Verschleiß, der durch instationäre Schlupfbedingungen hervorgerufen wird. Durch Versuche und die kritische Betrachtung der einschlägigen Literatur zeigt sich, dass die bisher eingeführten Grenzparameter keine Allgemeingültigkeit besitzen und weitere Untersuchungen erforderlich sind. Hierbei scheint vor allem der bisher nicht untersuchte Einfluss kippender Wälzkörper in verkanteten Zylinderrollenlagern erhebliches Potential zu besitzen. Ebenso verhält es sich mit der Kontaktzeit-Methode, welche eine Lösung bezüglich der aufgezeigten Einschränkungen in den derzeit verfügbaren Grenzparametern bietet. Insgesamt lässt sich anhand der vorgestellten Mechanismen und Versuchsergebnisse aufzeigen, weshalb vollrollige Zylinderrollenlager kleinerer Baugröße zwar ein geringeres aber nicht zu vernachlässigendes Anschmierriskio besitzen. Allerdings gilt es die aufgestellten Theorien zu bestätigen und mit Messdaten zu belegen. Außerdem ist es vorstellbar, anhand der Kontaktzeitmethode definierte Grenzkurven (erforderliche Anschmierlast bezogen auf die Kontaktzeit) zu entwickeln, die lediglich von der Wälzlagerwerkstoff-Schmierstoff-Paarung sowie der Massen- und Öltemperatur [WHMS01] abhängen. Hierdurch sollen die Grundlagen geliefert werden, anschmierkritische Betriebsbedingungen für jegliche Baugröße und Baureihe von Rollenlagern durch Simulationen berechnen zu können. Literatur [Bau87] B AUER P., „Theoretische und experimentelle Untersuchungen zu tribologisch relevanten Betriebsgrößen an verkanteten Zylinderrollenlagern“, Dissertation, TH Aachen, vol. 198, 1987. [Blo37] B LOK H., “Measurement of temperature flashes on gear teeth under extreme pressure conditions”, Proc. of the general discussion on lubrication & lubricants 1937, vol. 2, 1937, p. 14. [Egl95] E GLINGER M., „FVA Nr.164/ I - Heft 465: Anschmiererscheinungen - Einfluss des Schmierstoffes und der Rollenbeschaffenheit auf die Entstehung von Anschmierungen“, 1995. [Ham00] H AMBRECHT R., Anschmiererscheinungen in Waelzlagern bei Fettschmierung. VDI-Verlag, 2000. [Hen17] H ENNE M., Mehrkörpersimulation vollrolliger Zylinderrollenlager zur Vorhersage von Schlupf, Diplomarbeit, Hochschule für Technik, Wirtschaft und Kultur Leipzig, 2017. [Hil89] H ILTSCHER G., Anschmierungen bei Wälzlagern: ein Beitrag zur theoretischen und experimentellen Lösung des Problems, Diss., Friedriech Alexander Universität, Universität Erlangen-Nürnberg, 1989. [HSI91] H AMER J. C., S AYLES R. S., I OANNIDES E., “An experimental investigation into the boundaries of smearing failure in roller bearings”, Journal of Tribology, vol. 113 no. 1, 1991, p. 102-109. Aus der Praxis für die Praxis 51 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0006 T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 51 [WHMS01] W INTER H., H ÖHN B. R., M ICHAELIS K., S CHENK L., „Fressen bei Großzahnrädern“, antriebstechnik, vol. 40 no. 3, 2001, p. 65-70. [Wie90] W IEMER M., Theoretische und experimentelle Untersuchungen zum Betriebsverhalten vollrolliger Zylinderrollenlager, Diss., Universität Hannover, 1990. [WMC92] W INTER H., M ICHAELIS K., C OLLENBERG H. F., „Kontaktzeit-Methode zur Berechnung der Freßtragfähigkeit von Stirnradgetrieben“, antriebstechnik, vol. 31 no. 2, 1992, p. 57-65. [Wöp11] W ÖPPERMANN M., Einfluss einer Wirkflächentexturierung auf das tribologische Verhalten von Stahl-, Keramik-Paarungen unter reversierender mediengeschmierter Gleitbeanspruchung, Universität Karlsruhe, 2011. Aus der Praxis für die Praxis 52 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 [Keß10] K EßLER A., Schiefstellung und Axialschubverhalten von Zylinderrollenlagern, Hannover: Gottfried Wilhelm-Leibniz-Universität Hannover, 2010. [Lie15] V AN L IER H., Neuhärtungsgefährdung von Radial-Zylinderrollenlagern durch Lastaufschaltungen in Betriebspunkten mit Käfigschlupf. Verlagsgruppe Mainz GmbH, 2015. [Lub02] L UBENOW K., „Axialtragfähigkeit und Bordreibung von Zylinderrollenlagern“, Abschlussbericht FVA-Forschungsvorhaben, no. 305, 2002. [ScGi94] S CHERB B., G IESE P., „Anschmierverhalten vollrolliger Zylinderrollenlager“, antriebstechnik, no. 12, 1994, p. 54-59. [Wad93] W ADEWITZ M., „FVA Nr.164/ I - Heft 384: Anschmierungserscheinungen - Ursachen der Anschmierungen im Wälz-/ Gleitkontakt“, 1993. DOI 10.30419/ TuS-2020-0006 T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 52 Anzeige 53 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 MASCHINENBAU Ingolf Friederici Konformität von Produkten Gesetzliche Anforderungen, Konformitätsbewertungen, Konformitätsdokumente, Prüfbescheinigungen 2019, 310 Seiten €[D] 49,90 ISBN 978-3-8169-3471-4 eISBN 978-3-8169-8471-9 Dieses Buch vermittelt einen breiten Überblick über die gesetzlichen und normativen Grundlagen und trägt durch vertiefende Interpretationen der einschlägigen Dokumente zu deren besserem Verständnis bei. Fundierte Praxistipps und Muster sowie ein umfangreicher Fragen-Antworten-Katalog sorgen für einen hohen Nutzen beim Leser. Inhalt: Konformität Gesetzliche Grundlagen und normative Regeln DIN EN 10204 Prüfbescheinigungen DIN EN ISO 16228 Mechanische Verbindungselementarten von Prüfbescheinigungen DIN EN ISO/ IEC 17050 Konformitätserklärung des Anbieters EU-Richtlinien und -Verordnungen EU-Maschinenrichtlinie EU-Druckgeräterichtlinie EU-Bauprodukteverordnung Weitere EU-Produktrichtlinien und -verordnungen Weitere Prüf- und Konformitätsdokumente Rechtliche Aspekte Der Autor Ingolf Friederici ist Ingenieur für Normung und Qualitätsmanagement. Er studierte nach der Lehre als Maschinenschlosser und technischer Zeichner an der Ingenieurschule Frankfurt. Berufliche 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 (0)7071 97556-0 \ Fax +49 (0)7071 9797-11 \ info@narr.de \ www.narr.de Stand: März 2020 · Änderungen und Irrtümer vorbehalten! T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 53 95 g/ km und die nach 2021 zu erwartende Abgasnorm Euro 7 zu erfüllen. Im DFG-Sonderforschungsbereich 606 von 2002 bis 2012 ist der Einsatz einer Hochdruck-Benzindirekteinspritzung bereits als probates Mittel identifiziert worden, um Verbrauch und Emissionen erheblich abzusenken. In der Folge wurde in dem vom Bundesministerium für Wirtschaft und Energie geförderten Vorhaben Hochdruck-Benzindirekteinspritzung ein entsprechendes Einspritzsystem für einen Demonstratormotor entwickelt, damit ein Motor aufgebaut und auf dem Prüfstand analysiert. In Ergänzung zu [1] und [2] werden nachfolgend einige insbesondere aus tribologischer Sicht interessante Ergebnisse im Gesamtkontext des Vorhabens näher vorgestellt. Konstruktion der Hockdruckpumpe In bisher eingesetzten Benzinhochdruckpumpen wurde für die Kolbenführung ein separates Bauteil, die Führungsbuchse in das Pumpengehäuse eingepresst. Die Anforderungen an diese Schnittstelle steigen durch die Druckerhöhung erheblich. Entscheidend ist die Dichtheit hin zur Hochdruckkammer, damit die Position der Führungsbuchse im Gehäuse unter Druckbeaufschlagung si- Aus der Praxis für die Praxis 54 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 Einleitung Bei Fahrzeugen für den individuellen Personenverkehr nimmt die Elektrifizierung der Antriebe gegenwärtig deutlich zu. Bei Fahrzeugen, die nur einen batterieelektrischen Antrieb besitzen, entspricht die Bereitstellung und Speicherung von Elektroenergie häufig nicht den Kundenforderungen nach großer Reichweite und kurzer Ladezeit. Die hohen Kosten und das hohe Gewicht der Traktionsbatterie begrenzen die Akzeptanz des reinen batterieelektrischen Antriebs zusätzlich. Hier bieten sich Fahrzeuge mit Hybridantrieben als Kombination unterschiedlich großer Ottomotoren und E-Maschinen an. Die eingesetzten Ottomotoren müssen jedoch hinsichtlich Verbrauch und Emissionen auch bei steigendem Hybridisierungsgrad noch deutlich weiterentwickelt werden, um das ab 2020 geltende Flottenverbrauchsziel von DOI 10.30419/ TuS-2020-0007 Entwicklung und Erprobung einer neuen Kraftstoffpumpe für Hochdruck-Benzindirekteinspritzung Peter Berlet, Lars Köhler, Morten Kronstedt, Bach Phan, Norbert Schmitz, Michael Wittemann, Valentin Veit, Michael Züfle* Der Beitrag zeigt Ergebnisse aus dem Verbundforschungsvorhaben „Hochdruck-Benzindirekteinspritzung“. Anhand von Simulationen sowie von Messungen auf dem Einspritzpumpen- und auf dem Vollmotorprüfstand wird dargestellt, welche Herausforderungen sich für die Tribologie der Einspritzpumpe und ihres Antriebs ergaben und wie diese mit Hilfe moderner Entwicklungswerkzeuge gemeistert wurden. Schlüsselwörter Ottomotor, Hochdruckeinspritzung, Kompositwerkstoff, Verschleiß, Radionuklidtechnik, EHD-Simulation The article describes results of the research project “High Pressure Gasoline Direct Injection”. By simulation and testing on an injection pump test rig as well as on an engine test bench it is shown how the challenges for tribology of the injection pump and the drive train were managed by the use of modern tools. Keywords Gasoline engine, High pressure direct injection, composite, wear, radionuclide technique, EHD-simulation Kurzfassung Abstract * Dr.-Ing. Peter Berlet Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-2415-3805 M.Sc. Bach Phan M.Sc. Michael Züfle IAVF Antriebstechnik GmbH, Karlsruhe Dipl.-Ing. Morten Kronstedt B.Sc. Michael Wittemann APL Automobil Prüftechnik Landau GmbH, Landau Dipl.-Ing. Lars Köhler Dipl.-Ing. Norbert Schmitz B.Sc. Valentin Veit Continental Mechanical Components Germany, Roding T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 54 chergestellt ist. Eine Verschiebung der Buchse führt zu einer Leckage zwischen Hoch- und Niederdruckkreislauf. In Folge dessen steigen die Drücke im Niederdruck und es kann im schlimmsten Fall zu einer Verdünnung des Motoröls mit Kraftstoff kommen. Deshalb wurde im Rahmen dieses Projektes auf die separate Führungsbuchse verzichtet und die Kolbenführung direkt im Gehäuse integriert, Bild 1. Diese Technologie wird bei Dieselhochdruckpumpen, wo der Einspritzdruck heute bereits 2000 bar und mehr erreicht, bereits angewendet. Allerdings gibt es bei Benzineinspritzpumpen wegen der schlechten Schmierfähigkeit des Mediums zusätzliche Anforderungen bezüglich Verschleißfestigkeit und Elastizität. Gleichzeitig sollte der Werkstoff für Kolbenführung und Pumpengehäuse korrosionsbeständig und schweißbar sein, um auch die Schnittstellenfunktionen des Gehäuses erfüllen zu können. Das Grundmaterial des Gehäuses ist ein härtbarer korrosionsbeständiger Edelstahl mit einem niedrigen Kohlenstoffanteil. Dieser kann im vergüteten Zustand als Halbzeug bezogen werden. Im Rahmen des Projekts wurden zwei Vergütungszustände betrachtet. In Bild 2 sind die unterschiedlichen Vergütungszustände im Vergleich zum Ausgangsmaterial dargestellt. Die Härte der Kolbenführung wurde reduziert. Dadurch hat sich der Verschleiß während des Pumpenbetriebs deutlich in Richtung des Pumpengehäuses verlagert. Eine ausreichende Elastizität und eine homogene Lastverteilung innerhalb der Kolbenführung sind unabdingbar. Eine gleichmäßige Wandstärke um die Kolbenbohrung sowie eine Vergrößerung der Führungslänge gewährleisten eine optimale Kraftverteilung und eine Reduzierung des Verschleißes der Prototypenpumpe. Mit der Neuentwicklung der Kolbenführung ohne Führungsbuchse ergaben sich jedoch neue Risiken, welche gründlich untersucht werden mussten. Neben tribologischen Tests mit den Reibpaarungen unterschiedlicher Materialien und Härten waren der Fertigungsprozess der Honstruktur sowie das Verschleißverhalten über die Lebenszeit und der damit verbundenen Reibwertveränderung näher zu betrachten. Während die harte Führungsbuchse die Honstruktur nahezu über Lebenszeit behält und somit eine ausreichende Schmierung gewähr- Aus der Praxis für die Praxis 55 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0007 Bild 2: Metallographie der unterschiedlichen Gehäusematerialien Bild 1: Vergleich von Kolbenführungen mit und ohne eingepresste Führungsbuchse T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 55 ben- und Führungsverschleiß um bis zu 64 % reduziert werden, Bild 4. Um das Verschleißverhalten der Kolbenführung mit den neuen Gehäusematerialien näher zu untersuchen, wurde wie in [1] beschrieben, ein Pumpenprüfstand mit hochauflösender kontinuierlicher Radionuklid-Verschleißmesstechnik im Niederdruck-Kraftstoffkreislauf aufgebaut. Zum Antrieb der Hochdruckpumpe auf dem Pumpenprüfstand wurde eine sogenannte Cambox mit einer passenden Nockenwelle konstruiert und gefertigt, die später auch im Vollmotor eingesetzt wurde. Auf dem Pumpenprüfstand konnten die Lagerung und die Schmierung des Pumpenantriebs bereits ohne den Motor erprobt werden. Das Messprinzip der Verschleißmessung mittels Konzentrations- und Filtermethode ist in Bild 5 dargestellt. Aus der Praxis für die Praxis 56 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 leistet, findet bei weicheren Reibpartnern ein stärkeres und lokales Glätten der Honstruktur statt. Welches der beiden grundlegend unterschiedlichen Philosophien das robustere Design ist, wurde in umfangreichen Tests und Validierungen untersucht. Untersuchungen auf dem Einspritzpumpenprüfstand Für die Erprobung erster Muster der 600 bar-Hochdruckpumpe wurde ein High Speed High Flow Robustness Test (HSHF) ausgewählt. Dieser Test liefert schnelle Ergebnisse für hochbelastete Bauteile in Bezug auf Festigkeit und Verschleiß. Dabei wurde der Schwerpunkt auf die konstruktiv neue Kolbenführung gelegt. Ein wichtiger Indikator für das Verschleißverhalten der Kolbenführung ist die Tiefe der Honstruktur der Bohrung. Diese unterstützt bei Kraftstoff-Hochdruckpumpen die Kühlung der DLC-Schicht am Kolben und den Medienaustausch im Spalt. Wegen der Auf- und Ab-Bewegung des Kolbens entsteht eine sogenannte Schleppströmung im Kolbenspalt. Dadurch dringt frisches Medium in den Spalt und der Antrieb wird im Betrieb effektiv gekühlt. Bild 3 zeigt, dass die Honstruktur in der Kolbenführung am Testende nicht mehr durchgehend vorhanden ist, was für eine Laufleistung >300 h nicht ungewöhnlich oder kritisch ist. Zusätzlich durchgeführte HFRR-Untersuchungen (HFFR: high frequency reciprocating rig) zeigten ein ähnliches Verschleißverhalten wie im HSHF-Pumpendauerlauf. Gerade beim Verschleißverhalten des Kolbens konnten durch die Modifikation des Gehäusematerials enorme Verbesserungen im Vergleich zum Ausgangsmaterial erzielt werden. Insgesamt konnte der Kol- DOI 10.30419/ TuS-2020-0007 Bild 3: Honstruktur in der Kolbenbohrung nach dem HSHF-Test Bild 4: Verschleißtiefe von Kolben und Kolbenführung im HFFR-Test mit unterschiedlichen Gehäusematerialien T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 56 Der hochverdichtete Kraftstoff wird im Unterschied zum Motor nicht verbrannt, sondern im Kreislauf gefördert. Die radioaktiv markierten Verschleißpartikel gelangen über das Hochdruckrail in einen Kraftstofftank. Der Detektor im angeschlossenen Durchflussmesskopf zählt die Impulse der charakteristischen Gammastrahlung beim Kernzerfall der Radionuklide. Da der Kraftstoff wie im Motor vor dem Eintritt in die Hochdruckpumpe gefiltert werden muss, wird im Pumpenprüfstand ein auf die Anforderungen von Ottokraftstoff angepasster Filtermesskopf an den Niederdruck-Kraftstoffkreislauf angeschlossen. Die Summe der im Durchflussmesskopf und im Filtermesskopf detektierten Verschleißpartikel ergibt über geeignete Kalibrierungen zunächst die Masse der Verschleißpartikel und in der Folge die mittlere Abtragstiefe an der Kolbenführung. Dieser Verschleiß kann hochgenau im Nanometerbereich und kontinuierlich über der Zeit gemessen werden. Im Einlauf der Hochdruckpumpe mit einem vorgegebenen Fahrprofil, bei dem der Einspritzdruck maximal 350 bar erreicht, liegt der Verschleiß der Kolbenführung im Pumpengehäuse zunächst unabhängig vom Gehäusematerial nahezu auf Nullniveau, Bild 6. Nennenswerter Verschleiß tritt erst auf, wenn erstmalig eine hohe Pumpendrehzahl angefahren wird. Selbst mit dem wei- Aus der Praxis für die Praxis 57 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0007 Bild 5: Messprinzip der RNT-Verschleißmessung im Kraftstoffkreislauf Bild 6: Verschleiß der Kolbenführung aus unterschiedlichen Gehäusematerialien im Einlauf über der Zeit sowie IAVF-Streuband für Serien-Kraftstoffhochdruckpumpen von Benzinmotoren T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 57 Erweiterte Simulation tribologischer Kontakte Das für die Auslegung des Spiels zwischen Kolben und Kolbenführung erstellte Teilmodell von Kolben und Kolbenführung aus [1] wurde mit Blick auf die Reibung in der Kolbenführung für EHD-Simulationen des Gesamtsystems Hochdruckpumpe erweitert. Es zeigte sich, dass sich die Haupt-Beanspruchungszone in allen simulierten Betriebspunkten im oberen Bereich der Kolbenführung quer zur Achse der Nockenwelle befand. Die Ergebnisse aus der Reibungsberechnung wurden zunächst mit den oben dargestellten Ergebnissen aus den RNT-Verschleißmessungen verglichen, wobei eine sehr gute Korrelation zwischen Reibung und Verschleiß zu erkennen ist, Bild 8. Insbesondere das Phänomen, dass auch die Reibung in der Führung auf einem sehr niedrigen Niveau lag und die Beobachtung, dass bei erhöhtem Raildruck auch kein Anstieg der berechneten Reibung erfolgt, wurde als positiv bewertet. Um die Simulationsergebnisse direkt mit der RNT-Verschleißmessung vergleichen zu können, wurden eine Kopplung des EHD-Modells mit der Software APL Aus der Praxis für die Praxis 58 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 chen Gehäusematerial liegt der Verschleiß der Kolbenführung jedoch noch innerhalb des IAVF-Streubandes von Benzineinspritzpumpen bisheriger Pkw-Serienmotoren mit Standardkraftstoff. Die Verschleißkurven nehmen schnell einen degressiven Verlauf. Nach dem Einlauf wurde das Verschleißverhalten der Kolbenführung in Parametervariationen zunächst mit Standard-Ottokraftstoff Super E10 umfangreich analysiert. In Bild 7 sind die äußerst niedrigen Verschleißgeschwindigkeiten über der Pumpendrehzahl, die im Demonstratormotor der Motordrehzahl entspricht, dargestellt. Dabei wurde auch der Pumpendruck auf das Zielniveau von 600 bar gesteigert. Die Verschleißgeschwindigkeiten der Kolbenführung nehmen über der Drehzahl noch vergleichsweise wenig zu. Entgegen den Erwartungen wirkt sich der Pumpendruck mit dem Standardkraftstoff nahezu nicht auf das Verschleißverhalten der Pumpe aus. Auch der Einfluss der Kraftstofftemperatur lag auf einem akzeptablen Niveau. Demgegenüber wurden mit Sonderkraftstoff um den Faktor 4-5 höhere Verschleißgeschwindigkeiten gemessen, die jedoch ebenfalls noch im IAVF-Streuband lagen. DOI 10.30419/ TuS-2020-0007 Bild 7: Verschleißgeschwindigkeiten der Kolbenführung aus dem neuen Gehäusematerial - weich mit unterschiedlichen Raildrücken sowie IAVF-Streuband für Serien-Kraftstoffhochdruck-pumpen von Benzinmotoren über der Motorbzw. Pumpendrehzahl Bild 8: Vergleich Verschleißgeschwindigkeit Kolbenführung (Messung) und Kontaktreibleistung (Simulation) T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 58 Aus der Praxis für die Praxis 59 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0007 Computer Aided Tribology (ACAT) programmiert. Hierbei werden Daten wie Schmierfilmhöhe und Druck für alle 11.800 Knoten des hydrodynamischen Netzes für jeden Zeitschritt aus dem EHD-Modell ausgelesen und in ACAT übertragen, wo eine knotenbezogene Berechnung des lokalen Verschleißvolumens durchgeführt wird. Wie Bild 9 zeigt, konnte auch hier eine gute Übereinstimmung der Simulation mit der RNT-Messung erzielt werden. Während mit der RNT Mittelwerte über die gesamte radioaktiv markierte Fläche gemessen werden, konnten mit der Simulation auch lokale Maximalwerte ermittelt werden, die gut mit der Rückvermessung der Bauteile im Labor korrelierten. Auf Grund der bauartbedingten Umkehr der Lastrichtung des über eine Nockenwelle angetriebenen Pumpenstößels vollzieht dieser beim Aufwärts- und Abwärtshub zusätzlich eine Sekundärbewegung innerhalb seines Führungsspiels. Aus früheren Untersuchungen ist bekannt, dass die Übertragung der Sekundärbewegung auf den Kolben für den Eintrag von unerwünschten Querkräften und erhöhte Reibung in der Kolbenführung sowie deren Verschleiß mitverantwortlich ist. Der Betrag der übertragenen Querkräfte ist maßgeblich durch den Kontakt und die Reibung zwischen Kolben und Stößeltraverse gekennzeichnet. Um diese Effekte an der neu konstruierten Pumpe zu untersuchen, wurde das bereits bestehende EHD-Modell des Hochdruckanteils um die Komponenten Stößel, Stößelführung und Nockenwelle erweitert. Für eine korrekte Darstellung der Kontaktsituation im EHD-Modell hinsichtlich der in der Realität verwendeten Materialpaarung ist der Kontaktreibwert µ co als Ein- Bild 9: Ergebnisse Verschleißberechnung in ACAT Bild 10: Effekte verschiedener Reibungszahlen im Kolben / Stößelkontakt auf das Gesamtsystem T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 59 ren, wurden Stößeleinlagen aus einer neu entwickelten reibungsmindernden Si 3 N 4 +SiC-Mischkeramik konstruiert und gefertigt, Bild 11. Die Profilschriebe der Lauffläche zeigen, dass es gelungen ist, eine ballige Stößeloberfläche zu erzeugen. Nach ersten Erprobungen sollte ihr Verschleißverhalten mit Hilfe der Radionuklidtechnik näher charakterisiert werden. Dazu konnte aus dem in der Mischkeramik in geringer Menge enthaltenen Yttrium ein geeignetes Radionuklid erzeugt werden. Für die Verschleißmessung auf dem Einspritzpumpenprüfstand wurde die RNT-Messtechnik an den Ölkreislauf des Pumpenantriebs angeschlossen. Das Einlaufverhalten der Keramik ist in Bild 12 dargestellt. In den Laufstunden nach dem Einlauf lagen die Verschleißgeschwindigkeiten der Mischkeramik mit 20 bis 40 nm/ h noch auf einem erhöhten, jedoch für diesen Entwicklungsstand akzeptablen Niveau. Außer der Pumpendrehzahl hat sich am Kontakt Kolben / Stößel auch der Raildruck deutlich verschleißfördernd ausgewirkt. Aus der Praxis für die Praxis 60 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 gabeparameter zu berücksichtigen. Aus geschmierten Untersuchungen am SRV-Tribometer waren jedoch lediglich die Gesamtreibwerte µ ges der Paarungen bekannt. Um die Kontaktreibwerte abschätzen zu können, wurde das Programm ACAT auf Basis der Halbraumtheorie weiterentwickelt. So ist es möglich, die ballige Gestalt und die daraus folgende notwendige, extrem hohe Auflösung der Stößelstirnfläche in einem Modell des Tribometerversuchs zu berücksichtigen. ACAT verwendet ein Modell auf energetischer Basis, um die Reibung zu berechnen, sodass die Kontaktreibungszahl Ausgabe und nicht Eingabe des Systems ist. Mithilfe von Tribometeruntersuchungen als Validationsmöglichkeit für µ ges konnten so Kontaktreibwerte generiert werden, die anschließend im EHD-Modell zum Einsatz kamen, um verschiedene Effekte auf das Gesamtsystem zu berechnen, Bild 10. Um die oben angesprochenen Auswirkungen hoher Reibung im Kontakt Kolben / Stößeltraverse auf die Querkräfte sowie Reibung in der Kolbenführung zu reduzie- DOI 10.30419/ TuS-2020-0007 Bild 12: Verschleiß der Stößeleinlage aus Mischkeramik im Einlauf über der Zeit Bild 11: Stößeleinlage aus Mischkeramik sowie Profilschriebe in radialer Richtung T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 60 Untersuchungen auf dem Vollmotorprüfstand Parallel zur Entwicklung der Hochdruckpumpe wurde der Demonstratormotor konstruiert und aufgebaut. Bereits zu einem frühen Zeitpunkt wurde entschieden, die Hochdruckpumpe nicht mehr von der Auslassnockenwelle, sondern im Steuertrieb mit der auf dem Pumpenprüfstand erprobten CAM-Box direkt von der Kurbelwelle antreiben zu lassen. Dazu musste sowohl der Steuertrieb umkonstruiert als auch eine neue Steuerung für das Motor-Einspritzsystem entwickelt werden. Im Demonstratormotor konnten insbesondere die Partikelemissionen bereits bei betriebswarmem Motor erheblich abgesenkt werden. Zusätzliches Potenzial wurde für den Kaltstart erarbeitet, wie in [3] dargestellt. Die erhöhte Antriebsleistung der Hochdruckeinspritzpumpe konnte teilweise überkompensiert werden, sodass sich ohne größere Änderungen beim Motorbrennverfahren noch Verbrauchsvorteile bis zu einem Prozent ergaben. Zusammenfassung und Ausblick Im vorliegenden Beitrag wurde gezeigt, dass die Hochdruck-Benzindirekteinspritzung geeignet ist, Kraftstoffverbrauch und Emissionen auch in Verbrennungsmotoren für Hybridantriebe weiter abzusenken. Um die hohen Kraftstoffdrücke bedarfsgerecht zu erzeugen, wurden komplexe Herausforderungen an die Tribologie der Hochdruckpumpe und ihres Antriebs gemeistert. Für zukünftige Antriebsentwicklungen sollten nachhaltig erzeugte Kraftstoffe berücksichtigt werden. Auch hier können moderne Entwicklungswerkzeuge für Simulation und Versuch die Antriebsentwicklung wirksam unterstützen. Danksagung Das diesem Beitrag zugrunde liegende Vorhaben wurde mit Mitteln des Bundesministeriums für Wirtschaft und Energie gefördert. Literatur [1] P. Berlet, D. Englert, M. Kronstedt, M. Wittemann, S. Dierks, M. Zankl: Tribologische Aspekte weiterer Wirkungsgradsteigerungen bei Fahrzeugantrieben mit Verbrennungsmotoren durch Hochdruck-Benzindirekteinspritzung, Jahrestagung der Gesellschaft für Tribologie, Göttingen, 2017. [2] Schreiber, P., Zielonka, P., Schneider, J., Schell, G., Bucharsky, C., Oberacker, R., Hoffmann, M.J.: Tribologisches Verhalten von innovativen Si3N4-SiC Kompositwerkstoffen, Jahrestagung der Gesellschaft für Tribologie, Göttingen, 2017. [3] F. Titus, P. Berlet, F. Sobek, J. Wessling: Emission Reduction during Cold Start by Combustion Controlled Increase of In-Cylinder Temperatures, International Powertrains, Fuels & Lubricants Meeting, Heidelberg, 2018. Aus der Praxis für die Praxis 61 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DOI 10.30419/ TuS-2020-0007 T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 61 Nachrichten 62 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 Mitteilungen der GfT Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Information und Anmeldung/ Information and registration: Vortrags- und Posteranmeldung per E-Mail mit aussagefähiger Kurzfassung (max. 1 Seite DIN A4) an: Registra琀on of papers and posters by e-mail including a descrip琀ve abstract (max. 1 page DIN A4): E-Mail: tribologie@g昀-ev.de Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Adolf-Fischer-Str. 34, 52428 Jülich Telefon: +49 2461 340 79 38 Internet: www.g昀-ev.de Veröffentlichung / Publication Tagungsband/ Conference Proceedings Zeitschri昀en/ Journals: Tribologie und Schmierungstechnik, Lubricants (open access) Termine/ Deadlines: Vortragsanmeldungen/ Abstract submission ........................................... 27.03.2020 Bestä琀gung der Annahme/ Con昀rma琀on of acceptance ............................... 20.05.2020 4-zeilige Zusammenfassung für das Programmhe昀/ 4-line summary for programme booklet ............ 12.06.2020 Abgabe des Manuskripts/ Manuscript submission ...................................... 14.08.2020 Tagungssprachen/ .............................. Deutsch und Englisch Conference languages .......................... German and English Programmausschuss/ Programme committee: Poll, Hannover (Vorsitz) R. Bartel, Magdeburg T. Gradt, Berlin J. Molter, Mannheim V. Popov, Berlin A. Rienäcker, Kassel H. Rodermund, Schwedelbach B. Sauer, Kaiserslautern C. Specht, Schweinfurt K. Stahl, München M. Schweigko昀er, München Tagungsort/ venue: Tagungs-Hotel Freizeit In Dransfelder Str. 3 D-37079 Gö ngen Tagungsgebühren/ conference fees: inkl. Tagungsunterlagen, Tagungsverp昀egung und gemeinsamem Abendessen » Nichtmitglieder/ non members € 770,- » Mitglieder/ GfT-, DGMK members € 730,- » Vortragende/ speakers € 430,- » Hochschulangehörige*/ university members* € 570,- » im Ruhestand oder arbeitssuchend/ re琀red or unemployed € 250,- » Studenten**/ students** € 50,- * außer Professoren bzw. Ins琀tutsleiter/ excl. Professors ** bis Master bzw. Diplom/ undergraduate Einladung zur Vortragsanmeldung Call for Papers 61. Tribologie-Fachtagung 61 st German Tribology Conference 28. - 30. September 2020 in Gö ngen Reibung, Schmierung und Verschleiß Fric琀on, Lubrica琀on and Wear T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 62 Nachrichten 63 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 Mitteilungen der GfT Aufruf zur Einreichung von Vorschlägen für den GfT-Förderpreis 2020 bis zum 17. April 2020 Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Disserta琀onen, Master- und Bachelor-Arbeiten Die Einreichungsfrist Den We琀bewerbsbedingungen entsprechende Arbeiten sind bei der Geschä昀sstelle der Gesellscha昀 für Tribologie e.V. bis zum 17. April 2020 per E-Mail einzureichen an: tribologie@g昀-ev.de Die genauen Ausschreibungsbedingungen können auf der GfT-Webseite (www.g昀-ev.de ) nachgelesen werden. Die Preisverleihung Die Preisverleihung erfolgt im Rahmen der GfT- Jahrestagung und wird danach in der Zeitschri昀 „Tribologie & Schmierungstechnik“ verö昀entlicht. Die Preisträger sind eingeladen, auf der aktuellen oder der folgenden GfT-Jahrestagung einen Vortrag über die Arbeit zu halten. Bei Veröffentlichung der Arbeit soll auf den GfT-Förderpreis hingewiesen werden. Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Adolf-Fischer-Str. 34, 52428 Jülich Tel.: (02461) 340 79 38 E-Mail: tribologie@g昀-ev.de Internet: www.g昀-ev.de Aufruf zur Einreichung von Vorschlägen für den Werner-Stehr-Preis „Tribologie ist überall“ bis zum 05. Juni 2020 Die GfT verleiht auch in diesem Jahr wieder den von der Firma Werner Stehr Tribologie ges琀昀e ten Preis „Tribologie ist überall“. Er richtet sich an jüngere Forscher und soll eine Arbeit auszeichnen, die zwar streng wissenscha昀lich, jedoch in origi neller Weise tribologische Phänomene aus dem täglichen Leben aufgrei昀. Der Preisträger darf sich nicht nur über ein Preisgeld von 250,- € freuen, sondern auch über ein tribologisches Objekt, das ihm während der Tribologie- Fachtagung überreicht wird. Falls Ihnen eine entsprechende Bachelor- oder Masterarbeit, eine Disserta琀on oder auch eine sehr origi nelle Verö昀entlichung aus diesem oder dem vergan genen Jahr bekannt sein sollte, melden Sie diese bi琀e bis zum 05. Juni 2020 der Geschä昀sstelle der GfT. Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Adolf-Fischer-Str. 34, 52428 Jülich Tel.: (02461) 340 79 38 E-Mail: tribologie@g昀-ev.de Internet: www.g昀-ev.de T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 63 Nachrichten 64 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 Mitteilungen der ÖTG ÖSTERREICHISCHE TRIBOLOGISCHE GESELLSCHAFT ÖTG-SYMPOSIUM 2020 C A L L F O R P A P E R S Tribologie in Industrie und Forschung Effizienter durch Kooperation Donnerstag, 19. November 2020 Technologie- und Forschungszentrum (tfz) Wiener Neustadt 2700 Wiener Neustadt ,Viktor-Kaplan-Straße 2/ A MOTIVATION UND THEMENSCHWERPUNKTE DIESER VERANSTALTUNG Basierend auf dem aktuellen sozialen, wirtschaftlichen und technischen Wandel stellen sich neue Herausforderungen für die Forschung und Entwicklung in der Tribologie. Wissenschaftliche Methoden und höchst anspruchsvolle, spezialisierte Forschungsansätze und die daraus erarbeiteten Lösungen unterstützen die vielfältigen Aufgabenstellungen aus dem produktbzw. produktionsnahen Bereich und insgesamt der modernen industriellen Technologien (Stichwort Ökologisierung und Digitalisierung). Neue Fertigungstechniken, wie z. B. additive Technologien, integriertes Design, maßgeschneiderte Werkstoffe, neue schmierstofftechnische Konzepte, ökologische Anforderungen sowie der weitreichende Wandel in den schon bereitgestellten bzw. erwarteten technischen Konzepten der Antriebstechnik (z. B. Stichwort E-Mobilität) sind Betätigungsfeld, Herausforderung und Chance für die Tribotechnik(er) von heute und morgen. Das ÖTG-Symposium 2020 findet im zeitlichen und örtlichen Konnex zum COMET InTribology Partnertag, welchen das Österreichische Kompetenzzentrum für Tribologie (AC2T research GmbH, AC²T) durchführt, statt. Als Bindeglied zwischen den beiden Veranstaltungen laden die ÖTG und AC²T - am Abend vor dem Symposium - zum, den Gaumen erfreuenden, „Tribo-Treff“. Nutzen Sie dabei die Möglichkeit beim „Netzwerken“ bestehende Kontakte zu vertiefen, neue zu etablieren und sich über die vielfältigen Aspekte der aktuellen und zukünftigen tribologische Aufgabenstellungen sowie möglichen Lösungskonzepten zu informieren. Das ÖTG-Symposium 2020 bietet zahlreiche Vorträge (jeweils 1 Vortragsserie in Deutsch und eine in Englisch), Poster-Präsentationen von Fachleuten aus der industriellen Praxis sowie von Forschungs- und Entwicklungsinstitutionen. Ebenso ist eine begleitende Fachausstellung angestrebt. Als Abrundung bieten wir Führungen durch die Labors am Kompetenzzentrum für Tribologie und weiteren Forschungseinrichtungen zu den Themen Werkstoffcharakterisierung, 3D-Druck-Technologie, Oberflächentechnik etc. an. Ziel-Branchen: Fahrzeugtechnik, Maschinen-/ Anlagenbau, Antriebstechnik, Automatisierungstechnik, Werkstofftechnik, Schmierstoff- und Oberflächentechnik, Fertigungstechnik, Anwendungstechnik VERANSTALTER Österreichische Tribologische Gesellschaft, 2700 Wiener Neustadt, Viktor-Kaplan-Straße 2/ C Tel.: +43 676 84516 2300, E-Mail: office@oetg.at¸ Web: www.oetg.at in Zusammenarbeit mit AC2T research GmbH - Exzellenzzentrum für Tribologie Wiener Neustadt T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 64 Nachrichten 65 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 Mitteilungen der ÖTG ÖSTERREICHISCHE TRIBOLOGISCHE GESELLSCHAFT INFORMATION Vorträge Die Vorträge sind in deutscher oder englischer Sprache vorgesehen. Die bereitgestellte technische Infrastruktur umfasst PC (MS Office®) und Videobeamer. Bringen Sie Ihren Vortrag auf USB-Stick mit oder verwenden Sie Ihren eigenen Laptop. Vortragszeit: 20 Minuten plus 5 Minuten Diskussion. Inhaltsübersicht / Kurzfassung Abgabetermin: 20. Mai 2020 Diese umfasst: Inhaltsangabe mit Vortragstitel, Vortragende, Autor(en), Institution sowie mind. 5 Zeilen Kurzinformation zum Vortragsinhalt und Angabe der Vortragssprache, zu senden an office@oetg.at. Vortragsbestätigung erfolgt bis Ende Juni 2020. Manuskript / Volltext Abgabetermin: 10. September 2020 Das Manuskript zum von der ÖTG angenommenen Vortragsthema ist zeitgerecht im pdf-Format als Abstract (2 Seiten A4) oder Extended Abstract (6 - 8 Seiten A4), unter Einhaltung der zur Verfügung gestellten Formatvorlage, auf den Tagungsserver hochzuladen. Tagungsunterlagen Die Tagungsunterlagen umfassen alle rechtzeitig eingereichten Manuskripte ordnungsgemäß angemeldeter Vortragender und werden am Tag des Symposiums in gedruckter Form (Tagungsband) ausgegeben. Für Tagungsteilnehmer wird eine befristete Möglichkeit zum Download des Tagungsbandes in elektronischer Form eingerichtet. Die Tagungsunterlagen sind mit zitierfähiger ISBN-Nummer registriert. Ausstellung / Werbung Produktinformationen bzw. Informationen von Firmen können in Form einer Präsentation („commercial presentation“), Werbeeinschaltung in den Tagungsunterlagen, Plakat in den Vortragsräumen oder durch einen Ausstellungsstand im Nahbereich der Vortragsräume erfolgen (Preise auf Anfrage). Ihre diesbezüglichen Anfragen richten Sie bitte an das ÖTG-Sekretariat unter office@oetg.at. Teilnahmeentgelt (exkl. 10 % MwSt.) 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 einer „commercial presentation“ (für eine Person pro Beitrag) € 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. Für InTribology-Partner wird in Kombination mit dem Partnertag ein Spezialpaket angeboten. Im Teilnahmeentgelt sind Tagungsunterlagen (Broschüre, elektronischer Zugang zu den Dateien der Symposiumsbeiträge), Pausengetränke, Mittagsimbiss und ggf. Laborführungen enthalten. Das ÖTG-Symposium 2020 findet auf Einladung des Exzellenzzentrums für Tribologie, und dessen rund 150 Mitarbeiterinnen und Mitarbeiter, im Technologie- und Forschungszentrum Wiener Neustadt (tfz) statt. Der „Technopolstandort“ Wiener Neustadt ist ein Kristallisationskeim für zukunftsweisende Aktivitäten im Bereich der Ausbildung, der Forschung und der Produktion. Die im tfz ansässigen Forschungsinstitutionen sowie die Fachhochschule Wiener Neustadt für Wirtschaft und Technik spielen eine bedeutende Rolle in der Vernetzung und Vermittlung von industriell umsetzbarem Wissen. W i r f r e u e n u n s , S i e i m t f z W i e n e r N e u s t a d t b e g r ü ß e n z u d ü r f e n Technologie- und Forschungszentrum Wiener Neustadt / © F. Franek T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 65 66 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 Bei der Generalversammlung 2018 der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft hat Prof. Friedrich F RANEK , langjähriger ÖTG-Präsident, aus Anlass der damals anstehenden Neuwahl des Vorstandes angekündigt, „nur für das nächste Jahr für die Funktion des Präsidenten zur Verfügung zu stehen“, begann doch die intensive Betreuung der Belange der ÖTG durch ihn bereits mit der Eröffnung eines - damals für einige Jahre geführten - ÖTG-Büros in der Wiener Argentinierstraße ab 1981 und weiter dann ab 1983 in seiner Funktion als ÖTG- Generalsekretär. Im Jahre 1986 übernahm er das Amt des ÖTG-Obmannes von seinem „tribologischen Trainer“, dem ÖTG-Gründungspräsidenten O. Univ.-Prof. DI Dr. Helmut D ETTER . Mit Erreichen seines 70. Lebensjahres, nach einem Drittel Jahrhundert in der besagten Funktion und nach etlichen 1000 Stunden ehrenamtlicher Tätigkeit erschien es ihm, wie er sagte, „angezeigt und angemessen, die Verantwortung für den Verein in jüngere Hände zu legen“. In Konsequenz dessen hat er bei der kürzlich abgehaltenen ÖTG-Generalversammlung 2019 (20.11.2019, Dornbirn) vorgeschlagen, seinen langjährigen „Mitkämpfer“ in tribologischen Belangen, Prof. DI Dr. Andreas P AUSCHITZ , zum ÖTG-Obmann (Präsidenten) zu wählen. Die Generalversammlung ist diesem Vorschlag einstimmig gefolgt, und Andreas P AUSCHITZ hat diese Wahlentscheidung angenommen. In der ÖTG-Generalversammlung 2019 bedankte sich Prof. F RANEK herzlich für so viele Jahre des Vertrauens und der Unterstützung, wie ihm diese durch eine Vielzahl von Freunden und Kollegen sowie insgesamt aus dem Kreis der ÖTG-Mitglieder und des ÖTG-Sekretariates entgegengebracht wurden. Prof. F RANEK : „Ich kann die ÖTG geordnet und wirtschaftlich solide übergeben und bin dankbar, erlebt zu haben, dass die Tribologie - nicht zuletzt dank der Aktivitäten des Österreichischen Exzellenzzentrums für Tribologie in der Wiener Neustadt - eine deutliche Steigerung der öffentlichen Wahrnehmung verzeichnen konnte, nicht nur im Bereich der „Kunden“ bzw. der wirtschaftlichen Zielgruppe (der einschlägig betroffenen Branchen und Betriebe), sondern auch in der Politik und zuletzt sogar in der (universitären) Ausbildung (an der TU Wien).“ Anlässlich des ÖTG-Symposiums 2019 (21.11.2019, Dornbirn) stellte Prof. F RANEK das neu formierte ÖTG- Team vor und wünschte ihm den besten Erfolg für sein Wirken im Sinne der ÖTG. Mit Prof. Andreas P AU- SCHITZ (Maschinenbau-Betriebswissenschaften) als Präsidenten, den Vize-Präsidenten DI Dr. Nicole D ÖRR (Kunststofftechnik und Technische Chemie) und Univ.- Prof. Dr.-Ing. Carsten G ACHOT (Werkstoffwissenschaften, Professur Tribologie) sowie dem Generalsekretär DI Dr. Ewald B ADISCH (Werkstoffwissenschaften) besteht die ÖTG-Führung aus bewährten, in der tribologischen Fachwelt wohlbekannten Persönlichkeiten. Prof. F RANEK wird der ÖTG als Vorstandsmitglied noch weiterhin mit Rat (und sicherlich auch mit mancher Tat) zur Verfügung stehen. Man darf daher mit Zuversicht, aber auch einer gewissen Spannung in die ÖTG-Zukunft blicken und sich - ohne die gebotene Kontinuität außer Acht zu lassen - auf neue Akzente und Aktivitäten im Auftritt der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft freuen. Martina G ANTAR -H OFINGER / 12.12.2019 Mitteilungen der ÖTG Amtsübergabe: Prof. P AUSCHITZ folgt auf Prof. F RANEK Vlnr: Dr. B ADISCH , Prof. G ACHOT , Dr. D ÖRR , Prof. F RANEK , Prof. P AUSCHITZ . © ÖTG/ M. Lind T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 66 Patentumschau 67 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 DE102005023457A1 C08J 5/ 16 Hasegawa, Hideo, Aichi, JP; Kawaura, Hiroyuki, Aichi, JP; Kobayashi, Takao, Aichi, JP; Sugioka, Takahiro, Kariya, Aichi, JP; Sugiura, Manabu, Kariya, Aichi, JP; Suzuki, Kenichi, Aichi, JP; Tachikawa, Hideo, Aichi, JP; Watanabe, Goro, Aichi, JP Kabushiki Kaisha Toyota Jidoshokki, Kariya, Aichi, JP Gleitfilm, Gleitelement, Zusammensetzung für einen Gleitfilm, Gleitvorrichtung, Taumelscheibenkompressor, Verfahren zur Erzeugung eines Gleitfilms und Verfahren zur Herstellung eines Gleitelements Ein Gleitfilm schließt ein festes Schmiermittel, ein Bindeharz und ein Material mit niedrigem Schmelzpunkt ein. Das Bindeharz dient dazu, das feste Schmiermittel auf einer Oberfläche eines Substrats zu halten, und zeigt eine Glasübergangstemperatur. Das Material mit niedrigem Schmelzpunkt zeigt einen Schmelzpunkt unterhalb der Glasübergangstemperatur des Bindeharzes. Das Material mit niedrigem Schmelzpunkt zeigt eine latente Wärme, die Reibungswärme absorbieren kann, die zwischen Gleitelementen erzeugt wird, und verzögert dementsprechend die Verschlechterung des Bindeharzes. Im Ergebnis ergibt der Gleitfilm eine hohe Beständigkeit gegenüber Festfressen. DE000060111156T2 B22F 3/ 02 Ozaki, Yukiko, Chiba-shi, Chiba-ken 260-0835, JP; Uenosono, Satoshi, Chiba-shi, Chiba-ken 260-0835, JP; Unami, Shigeru, Chiba-shi, Chiba 260-0835, JP JFE Steel Corp., Tokio/ Tokyo, JP Schmiermittel für Pressform und Herstellungsverfahren für hochdichte Produkte auf basis von Eisenpulver Diese Erfindung betrifft Schmiermittel zur Schmierung von Pressformen und ein Herstellungsverfahren für einen Presskörper auf Basis von Eisenpulver für die Pulvermetallurgie. Diese Erfindung betrifft insbesondere das Verbessern von Schmiermitteln zur Schmierung von Presskörpern, die zur Kompaktierung von hochdichten Presskörpern auf Basis von Eisenpulver verwendet werden. DE000060200507T2 F02M 63/ 00 Utsumi, Yasutaka, Kariya-city, Aichi-pref., 448-8661, JP Denso Corp., Kariya, Aichi, JP Kraftstoffeinpritzpumpe mit gedrosseltem Kraftstoffkanal zur Schmierung Die vorliegende Erfindung bezieht sich auf eine Kraftstoffeinspritzpumpe mit einem gedrosselten Kraftstoffkanal zur Kraftstoffschmierung, die bei einer internen Verbrennungskraftmaschine verwendet wird. DE000069906648T2 F16H 63/ 30 Gotou, Kenji, Anjo-shi, Aichi-ken 444-1192, JP; Hayabuchi, Masahiro, Anjo-shi, Aichi-ken 444-1192, JP; Inagaki, Tomochika, Anjo-shi, Aichi-ken 444-1192, JP; Kasuya, Satoru, Anjo-shi, Aichi-ken 444-1192, JP; Kato, Hiroshi, Anjo-shi, Aichi-ken, 444-1192, JP; Nishida, Masaaki, Anjo-shi, Aichi-ken 444-1192, JP; Tsukamoto, Kazumasa, Anjo-shi, Aichi-ken 444-1192, JP Aisin AW Co., Ltd., Anjo, Aichi, JP Automatisches Getriebe für Fahrzeuge Die Erfindung bezieht sich auf ein Automatikgetriebe für ein Fahrzeug nach dem Oberbegriff von Anspruch 1. Insbesondere bezieht sie sich auf eine Servodruckanwendung bei jeder Kupplung in dem Antriebsstrang. 2. DE000069627872T2 C10M 111/ 04 LEVY, Richard, Fort Myers, US Lee County Mosquito Control District, Lehigh, Fla., US Schmiermittelzusammensetzungen und Verfahren Die vorliegende Erfindung betrifft Schmiermittel und insbesondere Schmiermittelzusammensetzungen, welche ein supersaugfähiges Polymer in Kombination mit einem Schmiermittelmaterial aufweisen. DE000069910924T2 F16H 57/ 04 Fujikawa, Atsushi, Wako-shi, Saitama, JP; Hanyu, Keiichi, Wako-shi, Saitama, JP; Kanda, Tomoyuki, Wako-shi, Saitama, JP; Narai, Katsuyuki, Wako-shi, Saitama, JP; Ohyama, Eiji, Wako-shi, Saitama, JP; Suzuki, Eiji, Wako-shi, Saitama, JP; Tanno, Akinori, Wako-shi, Saitama, JP; Teshima, Daihei, Wako-shi, Saitama, JP; Tsubata, Yoshimichi, Wako-shi, Saitama, JP; Yamaguchi, Masaaki, Wako-shi, Saitama, JP Honda Giken Kogyo K.K., Tokio/ Tokyo, JP Schmiermitteldruckregler Die vorliegende Erfindung betrifft allgemein einen Hydraulikregler, der den Druck von Hydrauliköl regelt, und insbesondere einen Hydraulikregler, der einen Kühlkreis aufweist, der einen Teil des Hydrauliköls durch einen Ölkühler kühlt. Erklärung Für jedes veröffentlichte Patent ist der Informationstext nach folgender Reihenfolge gegliedert: Veröffentlichungs-Nummer; Veröffentlichungsdatum; IPC - Hauptklasse; Erfinder; Anmelder / Inhaber; Titel der Erfindung / des Patents; Abstract. Patentumschau T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 67 Anzeige 68 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 MANAGEMENT Hans-Joachim Hess, Tom Gördes Produkthaftung in Deutschland und Europa Das Praxishandbuch für Unternehmer und Führungskräfte - Mit Fallbeispielen, Mustern und Checklisten 2., neu bearbeitete Auflage 2019, 369 Seiten €[D] 49,80 ISBN 978-3-8169-3338-0 eISBN 978-3-8169-8338-5 Produkthaftungs-Management verlangt Systemdenken und Interaktionsvermögen im Innenwie im Außenverhältnis. Produkthaftungsanforderungen lassen sich offensiv und damit innovativ bewältigen. Das gilt nicht nur für die Produktgestaltung, sondern insbesondere für die strategische Unternehmensentwicklung. Das Buch behandelt anhand von praxisbezogenen Beiträgen, Fallbeispielen, Checklisten und Grafiken die betriebsorganisatorischen Maßnahmen im Bereich Management, Forschung und 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 Verflechtung Deutschlands zu seinen EU-Partnern wird auch die Entwicklung des Produkthaftungsrechts in den anderen EU-Mitgliedstaaten beleuchtet. Inhalt: Risikominimierung durch Compliance-Organisation Vertragliche, zivilrechtliche und strafrechtliche Verantwortlichkeit von Führungskräften Produkthaftung Produktsicherheit Qualitätssicherungsvereinbarung Krisenmanagement Versicherungsschutz Die Autoren: Hans-Joachim Hess (Jahrgang 1958), 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 ist Projektleiter Legal Tech in der Kanzlei Carl H. J. Oberbeck Rechtsanwälte in Hamburg. Die Interessenten: Geschäftsführer, Führungskräfte und Mitarbeiter aus den Bereichen Einkauf, Planung, Fertigung, Vertrieb und Qualitätswesen aus Industrie und Handel expert verlag GmbH Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Tel. +49 (0)7071 97556 -0 \ Fax +49 (0)7071 97 97-11 \ info@narr.de \ www.narr.de Stand: März 2020 · Änderungen und Irrtümer vorbehalten! T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 68 Normen 69 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen DIN EN ISO 3015: 2019-09 Print: 81,90 EUR/ Download: 75,40 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Cloudpoints (ISO 3015: 2019); Deutsche Fassung EN ISO 3015: 2019 Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of cloud point (ISO 3015: 2019); German version EN ISO 3015: 2019 Ersatz für DIN EN 23015: 1994-05 Gegenüber DIN EN 23015: 1994-05 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Erweiterung des Anwendungsbereichs auf Dieselkraftstoffe, die bis zu 30 % Volumenanteil Fettsäure-Methylester (FAME) enthalten und Aufnahme von paraffinischen Dieselkraftstoffen; b) Aufnahme eines digitalen Kontaktthermometers; c) Aktualisierung der normativen Verweisungen; d) Bad- und Probentemperaturbereiche wurden an ASTM D2500 angeglichen; e) Genauigkeit für „andere Produkte“ wurde entfernt, da die entsprechenden Daten nicht zum Vergleich herangezogen werden konnten; f) Literaturverzeichnis wurde ergänzt; g) redaktionelle Überarbeitung. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Cloudpoints von Mineralölerzeugnissen fest, die bei einer Schichtdicke von 40 mm durchsichtig sind und einen Cloudpoint unterhalb 49 °C haben; dazu gehören Dieselkraftstoffe, die bis zu 30 % (V/ V) Fettsäure-Methylester (FAME) enthalten, paraffinische Dieselkraftstoffe, die bis zu 7 % (V/ V) FAME enthalten, 100 % FAME und Schmierstoffe. Z DIN ISO 3016: 2017-11 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Pourpoints (ISO 3016: 1994) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 3016: 2019- 09 DIN EN ISO 3016: 2019-09 Print: 89,80 EUR/ Download: 82,60 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Pourpoints (ISO 3016: 2019); Deutsche Fassung EN ISO 3016: 2019 Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of pour point (ISO 3016: 2019); German version EN ISO 3016: 2019 Ersatz für DIN ISO 3016: 2017-11 Gegenüber DIN ISO 3016: 2017-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Aufnahme eines digitalen Kontaktthermometers in 5.2.1; b) Aktualisierung der normativen Verweisungen; c) einige Reagenzien und Materialien entfernt (bzw. an ISO 3015 angepasst); d) Bad- und Probentemperaturbereiche an ASTM D97 angepasst; e) Präzision an ASTM D97 angepasst; f) Literaturhinweise hinzugefügt. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Pourpoints von Mineralölerzeugnissen fest. Ein gesondertes Verfahren zur Bestimmung des unteren Pourpoints von Heizölen, schweren Grundölen für Schmieröle und Produkten, die Rückstandsbrennstoffkomponenten enthalten, wird ebenfalls beschrieben. Das in diesem Dokument beschriebene Verfahren ist nicht für Rohöle geeignet. DIN EN ISO 3405: 2019-09 Print: 142,10 EUR/ Download: 130,80 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Destillationsverlaufes bei Atmosphärendruck (ISO 3405: 2019); Deutsche Fassung EN ISO 3405: 2019 Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of distillation characteristics at atmospheric pressure (ISO 3405: 2019); German version EN ISO 3405: 2019 Ersatz für DIN EN ISO 3405: 2011-04 Gegenüber DIN EN ISO 3405: 2011-04 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Erweiterung des Anwendungsbereiches auf synthetische und biologische Produkte im Allgemeinen und auf Benzin Ethanol Gemische und den Biodieselkraftstoff bis zu 30 % (V/ V) im Speziellen; b) Anpassung des Verfahrens an ASTM D86 [1], ASTM International hat am 5. Juli 2017 der Verwendung seiner Präzisionsdaten zugestimmt; c) Aktualisierung der Präzision (für automatisierte Prüfgeräte) für die Gruppen 1, 2 und 3 mit einer auf Steigung basierenden Präzision, die in einem in 2010 durchgeführten Ringversuch [2] ermittelt wurde; d) Erweiterung des gültigen Bereichs für T95 in Gruppe 4 auf nun 260 °C bis 360 °C sowie eine Aktualisierung der Präzision, da die Überprüfung eines in 2006 durchgeführten Ringversuches das Fehlen von Proben der Gruppe 4 mit einem Destillationsendpunkt nahe 360 °C ergab; die Destillationsendpunkte liegen ebenfalls darüber; e) das Beispiel für einen Prüfbericht in Anhang F wurde aktualisiert, da die Gruppe 0 seit der vierten Ausgabe Normen T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 69 Normen 70 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 dieses Dokuments nicht mehr berücksichtigt wird; f) Einführung einer Lösung für den Ersatz von Quecksilberthermometern. Dieses Dokument legt ein Laborprüfverfahren mittels manuellen als auch automatisierten Prüfgeräten zur Bestimmung des Destillationsverlaufes von aus Erdöl gewonnenen niedrig siedenden Fraktionen und Mitteldestillaten und verwandten synthetischen oder biologischen Produkten fest, die einen Destillationsbeginn über 0 °C und einen Destillationsendpunkt unter etwa 400 °C aufweisen. Niedrig siedende Fraktionen sind üblicherweise Ottokraftstoffe, Benzin Ethanol Gemische mit einem Ethanolgehalt von bis zu 85 % (V/ V) und Flugzeugbenzine. Mitteldestillate sind üblicherweise Flugturbinenkraftstoffe, Kerosin, Diesel, Diesel mit Gehalten an Fettsäuremethylester (FAME) bis zu 30 % (V/ V), Heizöl und Schifffahrtsbrennstoffe, die keine nennenswerten Rückstandsanteile aufweisen. Z DIN ISO 11009: 2007-07 Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung der dynamischen Wasserbeständigkeit von Schmierfetten (ISO 11009: 2000) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 11009: 2019-09 DIN ISO 11009: 2019-09 Print: 59,60 EUR/ Download: 54,80 EUR Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung der dynamischen Wasserbeständigkeit von Schmierfetten (ISO 11009: 2000) Petroleum products and lubricants - Determination of water washout characteristics of lubricating greases (ISO 11009: 2000) Ersatz für DIN ISO 11009: 2007-07 Gegenüber DIN ISO 11009: 2007-07 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Änderung des Toleranzbereichs der Füllung des Lagers mit Schmierfett unter 8.1; b) Ergänzung einer nationalen Fußnote hinsichtlich der Formel für die Berechnung des Masseverlusts; c) redaktionelle Änderungen. Diese Internationale Norm legt ein Verfahren zur Bestimmung des Widerstandes eines Schmierfettes im Lager gegen Wasser bei einer Prüftemperatur von 38 °C und 79 °C unter definierten Laborbedingungen fest. Die Prüfung ist nicht mit anderen Feldprüfungen unter Betriebsbedingungen gleichzusetzen. E DIN EN 15199-3: 2019-11 Print: 124,20 EUR/ Download: 114,10 EUR Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 3: Rohöle; Deutsche und Englische Fassung prEN 15199-3: 2019 Petroleum products - Determination of boiling range distribution by gas chromatography method - Part 3: Crude oil; German and English version prEN 15199- 3: 2019 Erscheinungsdatum: 2019-10-11 Einsprüche bis 2019-12-04 Gegenüber DIN EN 15199-3: 2008-09 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Algorithmus zum Zusammenführen der Ergebnisse der Light-End-Analyse und der Simdis-Analyse als informativer Anhang hinzugefügt; b) zusätzliche Informationen zur Bestimmung des IBP und des FBP hinzugefügt. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Siedeverlaufes in Mineralölerzeugnissen mit Hilfe der Kapillar-Gaschromatographie mit einem Flammenionisationsdetektor (FID) fest. Die Norm ist anwendbar auf Rohöle. Die Bestimmung von Siedeverteilung und Wiederfindung kann bis zu C100 oder bis zu C120 vorgenommen werden. DIN EN ISO 22995: 2019-09 Print: 67,00 EUR/ Download: 61,70 EUR Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Cloudpoints - Verfahren mit automatischer schrittweiser Abkühlung (ISO 22995: 2019); Deutsche Fassung EN ISO 22995: 2019 Petroleum products - Determination of cloud point - Automated step-wise cooling method (ISO 22995: 2019); German version EN ISO 22995: 2019 Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Cloudpoints unter Anwendung eines stufenweisen Abkühlverfahrens fest, die Messung erfolgt dabei durch automatisch arbeitende Geräte mit optischer Detektion. Das Verfahren gilt für Destillatkraftstoffe, Fettsäure-Methylester (FAME) und paraffinische Dieselkraftstoffe sowie Mischungen aus diesen, ebenso für solche, die Fließverbesserer oder sonstige Additive enthalten, die für die Verwendung in Dieselmotoren und Haushalts-Heizanlagen vorgesehen sind. Z DIN EN 23015: 1994-05 Mineralölerzeugnisse; Bestimmung des Cloudpoints (ISO 3015: 1992); Deutsche Fassung EN 23015: 1994 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 3015: 2019- 09 E DIN 51352-2: 2019-10 Print: 44,40 EUR/ Download: 40,80 EUR Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung des Alterungsverhaltens von Schmierölen - Teil 2: Koksrückstand, nach Conradson, nach Alterung mit Durchleiten von Luft in Gegenwart von Eisen(III)-oxid Testing of lubricants - Determination of ageing characteristics of lubricating oils - Part 2: Conradson carbon residue after ageing by passage of air in the presence of iron(III)oxide Erscheinungsdatum: 2019-09-06 Einsprüche bis 2019-10-30 Gegenüber DIN 51352-2: 1985-08 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) die Verweisungen wurden aktualisiert; b) das Dokument wurde redaktionell überarbeitet. Die Festlegungen gelten für Schmieröle auf Mineralölbasis Gruppe VDL nach DIN 51506 von denen während T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 70 Normen 71 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 der Prüfung nicht mehr als 20 % Massenanteile Öl verdampfen. 1.1.1.1 Übersetzugen DIN EN ISO 3015: 2019-09 Print: 102,60 EUR/ Download: 94,40 EUR Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of cloud point (ISO 3015: 2019) Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Cloudpoints (ISO 3015: 2019) DIN EN ISO 3016: 2019-09 Print: 112,10 EUR/ Download: 103,10 EUR Petroleum and related products from natural or synthetic sources - Determination of pour point (ISO 3016: 2019) Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Pourpoints (ISO 3016: 2019) DIN EN ISO 22995: 2019-09 Print: 83,70 EUR/ Download: 77,20 EUR Petroleum products - Determination of cloud point - Automated step-wise cooling method (ISO 22995: 2019) Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Cloudpoints - Verfahren mit automatischer schrittweiser Abkühlung (ISO 22995: 2019) DIN 51517-3: 2018-09 Print: 92,90 EUR/ Download: 85,50 EUR Lubricants - Lubricating oils - Part 3: Lubricating oils CLP, Minimum requirements Schmierstoffe - Schmieröle - Teil 3: Schmieröle CLP, Mindestanforderungen 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen Z EN ISO 3924: 2016-10 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Siedeverlaufs - Gaschromatographisches Verfahren (ISO 3924: 2016) Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 3924: 2019-09 ZE FprEN ISO 3924: 2019-04 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Siedeverlaufs - Gaschromatographisches Verfahren (ISO/ FDIS 3924: 2019) EN ISO 3924: 2019-09 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Siedeverlaufs - Gaschromatographisches Verfahren (ISO 3924: 2019) Petroleum products - Determination of boiling range distribution - Gas chromatography method (ISO 3924: 2019) Ersatz für EN ISO 3924: 2016-10 1.2.2 ISO-Normen E ISO 3839 DAM 1: 2019-08 67,20 EUR Mineralölerzeugnisse - Bestimmung der Bromzahl von Destillaten und Alkenen - Elektrometrisches Verfahren; Änderung 1 Petroleum products - Determination of bromine number of distillates and aliphatic olefins - Electrometric method; Amendment 1 Vorgesehen als Änderung von ISO 3839: 1996-10 Einsprüche bis 2019-11-05 Z ISO 3924: 2016-09 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Siedeverlaufs - Gaschromatographisches Verfahren Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 3924: 2019-07 ZE ISO/ FDIS 3924: 2019-04 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Siedeverlaufs - Gaschromatographisches Verfahren ISO 3924: 2019-07 183,10 EUR Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Siedeverlaufs - Gaschromatographisches Verfahren Petroleum products - Determination of boiling range distribution - Gas chromatography method Ersatz für ISO 3924: 2016-09 E ISO 12925-1 DAM 1: 2019-09 67,20 EUR Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Erzeugnisse (Klasse L) - Familie C (Getriebe) - Teil 1: Anforderungen an Schmierstoffe für geschlossene Getriebesysteme; Änderung 1 Lubricants, industrial oils and related products (class L) - Family C (gears) - Part 1: Specifications for lubricants for enclosed gear systems; Amendment 1 Vorgesehen als Änderung von ISO 12925-1: 2018-01 Einsprüche bis 2019-11-25 ZE ISO/ DIS 21493: 2018-12 Mineralölerzeugnisse und Lösemittel aus Kohlenwasserstoffen - Bestimmung des Anilinpunkt-Equivalents ISO 21493: 2019-07 67,20 EUR Mineralölerzeugnisse und Lösemittel aus Kohlenwasserstoffen - Bestimmung des Anilinpunkt-Equivalents Petroleum products - Determination of turbidity point and aniline point equivalent 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen E DIN 983: 2019-09 Print: 81,90 EUR/ Download: 75,40 EUR Sicherungsringe mit Lappen (Halteringe) für Wellen Re- T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 71 Normen 72 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 taining rings with lugs for shafts Vorgesehen als Ersatz für DIN 983: 2011-04 Erscheinungsdatum: 2019-08-23 Einsprüche bis 2019-12-16 Gegenüber DIN 983: 2011-04 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) normative Verweisungen aktualisiert; b) neuen Abschnitt 3 „Begriffe“ hinzugefügt; c) in Abschnitt 3 „Maßbuchstaben und Formelzeichen“ (neu Abschnitt 4) das Maß a überarbeitet; d) in Tabelle 1 die Angabe der Passung „H13“ für die Nutbreite gestrichen und durch „min.“ ersetzt; e) Tabelle 7 „Annehmbare Qualitätsgrenzlage (AQL)“ gestrichen; f) Abschnitt 9 „Ablösedrehzahl“ (neu Abschnitt 10) und 11.2 „Nutbreite“ (neu 12.2) präzisiert; g) Abschnitt „Literaturhinweise“ hinzugefügt; h) Norm redaktionell überarbeitet. Dieser Norm-Entwurf gilt für Sicherungsringe mit Lappen für Wellen. Die Sicherungsringe sind für das Halten von Maschinenteilen geeignet, die Kantenabstände (Rundungen oder Fasen) besitzen, sowie für einen verdeckten Einbau. Sie sind exzentrisch geformt und besitzen am Umfang gleichmäßig verteilt mehrere Lappen mit gleicher radialer Breite. Z DIN ISO 3547-2: 2015-12 Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 2: Prüfangaben für Außen- und Innendurchmesser (ISO 3547-2: 2006) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 3547-2: 2019-10 DIN ISO 3547-2: 2019-10 Print: 81,90 EUR/ Download: 75,40 EUR Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 2: Prüfangaben für Außen- und Innendurchmesser (ISO 3547-2: 2017) Plain bearings - Wrapped bushes - Part 2: Test data for outside and inside diameters (ISO 3547-2: 2017) Ersatz für DIN ISO 3547-2: 2015-12 Gegenüber DIN ISO 3547-2: 2015-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) redaktionelle Überarbeitung; b) Überarbeitung des Abschnittes 2; c) Überarbeitung der Tabelle 1; d) Überarbeitung des Abschnittes 7 und der Tabelle 4; e) Überarbeitung des Abschnittes 8 und 11; f) Einführung der Literaturhinweise. Das Dokument enthält Prüfangaben für Außen- und Innendurchmesser von gerollten Buchsen aus Einstoff- und Mehrschichtwerkstoffen zur Verwendung als Gleitlager Z DIN ISO 3547-3: 2015-12 Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 3: Schmierlöcher, Schmiernuten, Schmiertaschen (ISO 3547-3: 2006) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 3547-3: 2019-10 DIN ISO 3547-3: 2019-10 Print: 74,40 EUR/ Download: 68,30 EUR Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 3: Schmierlöcher, Schmiernuten, Schmiertaschen (ISO 3547-3: 2017) Plain bearings - Wrapped bushes - Part 3: Lubrication holes, grooves and indentations (ISO 3547-3: 2017) Ersatz für DIN ISO 3547-3: 2015-12 Gegenüber DIN ISO 3547-3: 2015-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) redaktionelle Überarbeitung; b) Überarbeitung des Abschnittes 2 und 3; c) Überarbeitung des Abschnittes 7 und 8; d) Einführung der Literaturhinweise. Das Dokument legt die Maße von Schmierlöchern, Schmiernuten und Schmiertaschen für gerollte Buchsen aus Einstoff- und Mehrschichtwerkstoffen zur Verwendung als Gleitlager fest. Z DIN ISO 3547-4: 2015-12 Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 4: Werkstoffe (ISO 3547-4: 2006) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 3547-4: 2019-10 DIN ISO 3547-4: 2019-10 Print: 51,70 EUR/ Download: 47,60 EUR Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 4: Werkstoffe (ISO 3547-4: 2017) Plain bearings - Wrapped bushes - Part 4: Materials (ISO 3547-4: 2017) Ersatz für DIN ISO 3547-4: 2015-12 Gegenüber DIN ISO 3547-4: 2015-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) redaktionelle Überarbeitung; b) Überarbeitung des Abschnittes 2 und Tabelle 2; c) Einführung der Literaturhinweise. Das Dokument legt die Einstoff- und Mehrschichtwerkstoffe fest, die für gerollte Buchsen nach ISO 3547-1, ISO 3547-2, ISO 3547-3, ISO 3547-5, ISO 3547-6 und ISO 3547-7 verwendet werden. Z DIN 3996: 2012-09 Tragfähigkeitsberechnung von Zylinder-Schneckengetrieben mit sich rechtwinklig kreuzenden Achsen Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 3996: 2019-09 DIN 3996: 2019-09 Print: 166,60 EUR/ Download: 153,40 EUR Tragfähigkeitsberechnung von Zylinder-Schneckengetrieben mit sich rechtwinklig kreuzenden Achsen Calculation of load capacity of cylindrical worm gear pairs with rectangular crossing axes Ersatz für DIN 3996: 2012-09 Gegenüber DIN 3996: 2012-09 wurden folgende maßgebliche Änderungen vorgenommen: a) Das Verfahren zur Bestimmung der lastabhängigen Verzahnungsverluste PVZP wurde durch die Methode nach [1] ersetzt. Hierzu wurde eine zweite Gleichung (22) zur Schmierspalthöhenberechnung eingeführt, um eine nicht-iterative Vorgehensweise beizubehalten (6.6.2). b) Die Sumpftemperatur hat einen Einfluss auf die lastabhängigen Verzahnungsverluste PVZP. T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 72 Normen 73 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 c) Die Aufteilung der Gesamtverlustleistung PV in einzelne Verlustleistungskomponenten wurde nach ISO TR 14179-2 angepasst. d) Die Näherungsgleichungen zur Berechnung der Leerlauf-, Lager- und Dichtungsverlustleistung sind nicht mehr Bestandteil des genormten Berechnungsumfanges. Somit erlaubt die Norm weiterhin die Berechnung des Verzahnungswirkungsgrades, jedoch nicht die eines Gesamtwirkungsgrades. e) Die Unterscheidung nach Methode A, B und C bei der Berechnung der Zahnfußtragfähigkeit in Abschnitt 11 wurde überarbeitet. Es wurde eine allgemeingültige Gleichung zur Berechnung der Zahnfußsicherheit ergänzt. Im Anhang G wurden Hinweise zur Berechnung der Zahnfußsicherheit nach Methode B ergänzt. Diese Norm dient zur Nachrechnung der Tragfähigkeit von Zylinder-Schneckengetrieben. Sie berücksichtigt die Tragfähigkeitsgrenzen Verschleiß, Grübchenbildung, Zahnbruch, Durchbiegung der Schnecke und Temperatur. Die Verschleißberechnung beruht auf dem Prinzip, dass die Verschleiß-intensität einer Werkstoff / Schmierstoff- Kombination eine Funktion der Schmierfilmdicke sowie der Schmierstoffstruktur ist. Bei der Grübchentragfähigkeit ist die Haupteinflußgröße die Hertzsche Pressung. Die Berechnung der Zahnfußtragfähigkeit basiert auf einer nominellen Scherspannung, die Durchbiegung der Schneckenwelle auf der Biegelinie einer zylindrischen Welle. Z DIN EN ISO 4491-4: 2013-08 Metallpulver - Bestimmung des Sauerstoffgehaltes durch Reduktionsverfahren - Teil 4: Gesamt-Sauerstoffgehalt durch Reduktionsextraktion (ISO 4491-4: 2013); Deutsche Fassung EN ISO 4491-4: 2013 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 4491- 4: 2019-09 DIN EN ISO 4491-4: 2019-09 Print: 67,00 EUR/ Download: 61,70 EUR Metallpulver - Bestimmung des Sauerstoffgehaltes durch Reduktionsverfahren - Teil 4: Gesamt-Sauerstoffgehalt durch Reduktionsextraktion (ISO 4491-4: 2019); Deutsche Fassung EN ISO 4491-4: 2019 Metallic powders - Determination of oxygen content by reduction methods - Part 4: Total oxygen by reductionextraction (ISO 4491-4: 2019); German version EN ISO 4491-4: 2019 Ersatz für DIN EN ISO 4491-4: 2013-08 Gegenüber DIN EN ISO 4491-4: 2013-08 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitt 3 aufgenommen; b) Abschnitt 6: 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. B DIN ISO 5593: 1999-09 Wälzlager - Begriffe und Definitionen (ISO 5593: 1997) Zurückziehung beabsichtigt: technisch veraltet; dafür kann ISO 5593: 2019 angewendet werden. Einsprüche bis 2019-11-30 Z DIN EN ISO 6149-1: 2007-05 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 6149-1: 2006); Deutsche Fassung EN ISO 6149-1: 2007 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 6149- 1: 2019-09 Z DIN 7477: 1983-12 Gleitlager; Schmiertaschen für dickwandige Verbundgleitlager Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 7477: 2019-09 DIN 7477: 2019-09 Print: 44,40 EUR/ Download: 40,80 EUR Gleitlager - Schmiertaschen für dickwandige Verbundgleitlager Plain bearings - Lubrication pockets for thick-walled multilayer plain bearings Ersatz für DIN 7477: 1983-12 Gegenüber DIN 7477: 1983-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Aktualisierung Anwendungsbereich; b) Aktualisierung Normative Verweisungen; c) Überarbeitung Abschnitt 4. Das Dokument definiert Schmiertaschen mit den dazugehörigen Ölzulaufbohrungen für Gleitlager nach DIN 7473, DIN 7474 und DIN 31690-2 (dickwandige Verbundgleitlager). Das Dokument definiert Maße, Toleranzen und Bezeichnungen für diese Schmiertaschen. 2.1.1.1 Übersetzungen DIN 5481: 2019-04 Print: 147,90 EUR/ Download: 136,20 EUR Serration splines Passverzahnungen mit Kerbflanken DIN 7190-1: 2017-02 Print: 162,40 EUR/ Download: 149,40 EUR Interference fits - Part 1: Calculation and design rules for cylindrical self-locking pressfits Pressverbände - Teil 1: Berechnungsgrundlagen und Gestaltungsregeln für zylindrische Pressverbände 2.1.2 VDI-Richtlinien E VDI 2121: 2019-09 87,90 EUR Bewegungsübertragung durch viergliedrige ebene Gelenkgetriebe - Maßsynthese für allgemeine Lagenzuordnungen - Getriebebauformen mit zwei Drehgelenken am Koppelglied T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 73 Normen 74 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 Motion transmission through four-member plane articulated gearboxes - Dimensional synthesis for general layer assignments - Gear unit designs with two swivel joints at the coupling link Einsprüche bis 2020-02-29 2.1.3 VDMA-Einheitsblätter E VDMA 34194: 2019-10 Auswuchten von rotierenden Werkzeugen und Werkzeugsystemen gemäß ISO 16084 Balancing of rotating tools and tool systems according to ISO 16084 Einsprüche bis 2019-12-01 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen keine 2.2.2 ISO-Normen Z ISO 3252: 1999-12 Pulvermetallurgie - Begriffe Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 3252: 2019-08 ZE ISO/ FDIS 3252: 2019-05 Pulvermetallurgie - Begriffe ISO 3252: 2019-08 44,10 EUR Pulvermetallurgie - Begriffe Powder metallurgy - Vocabulary Ersatz für ISO 3252: 1999-12 ZE ISO/ DIS 6336-1: 2018-12 Tragfähigkeitsberechnung von gerad- und schrägverzahnten Stirnrädern - Teil 1: Grundnorm, Einführung und allgemeine Einflussfaktoren Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 6336-1: 2019- 08 E ISO/ FDIS 6336-1: 2019-08 229,40 EUR Tragfähigkeitsberechnung von gerad- und schrägverzahnten Stirnrädern - Teil 1: Grundnorm, Einführung und allgemeine Einflussfaktoren Calculation of load capacity of spur and helical gears - Part 1: Basic principles, introduction and general influence factors Vorgesehen als Ersatz für ISO 6336-1: 2006-09 und ISO 6336-1 Technical Corrigendum 1: 2008-06; Ersatz für ISO/ DIS 6336-1: 2018-12 ZE ISO/ DIS 6336-2: 2018-12 Tragfähigkeitsberechnung von gerad- und schrägverzahnten Stirnrädern - Teil 2: Berechnung der Oberflächentragfähigkeit (Grübchenbildung) Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 6336-2: 2019- 08 E ISO/ FDIS 6336-2: 2019-08 183,10 EUR Tragfähigkeitsberechnung von gerad- und schrägverzahnten Stirnrädern - Teil 2: Berechnung der Oberflächentragfähigkeit (Grübchenbildung) Calculation of load capacity of spur and helical gears - Part 2: Calculation of surface durability (pitting) Vorgesehen als Ersatz für ISO 6336-2: 2006-09 und ISO 6336-2 Technical Corrigendum 1: 2008-06; Ersatz für ISO/ DIS 6336-2: 2018-12 ZE ISO/ DIS 6336-3: 2018-12 Tragfähigkeitsberechnung von gerad- und schrägverzahnten Stirnrädern - Teil 3: Berechnung der Zahnfußtragfähigkeit Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 6336-3: 2019- 08 E ISO/ FDIS 6336-3: 2019-08 206,30 EUR Tragfähigkeitsberechnung von gerad- und schrägverzahnten Stirnrädern - Teil 3: Berechnung der Zahnfußtragfähigkeit Calculation of load capacity of spur and helical gears - Part 3: Calculation of tooth bending strength Vorgesehen als Ersatz für ISO 6336-3: 2006-09 und ISO 6336-3 Technical Corrigendum 1: 2008-06; Ersatz für ISO/ DIS 6336-3: 2018-12 ZE ISO/ DIS 6336-6: 2018-12 Calculation of load capacity of spur and helical gears - Part 6: Calculation of service life under variable load Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 6336-6: 2019- 08 E ISO/ FDIS 6336-6: 2019-08 183,10 EUR Calculation of load capacity of spur and helical gears - Part 6: Calculation of service life under variable load Vorgesehen als Ersatz für ISO 6336-6: 2006-08 und ISO 6336-6 Technical Corrigendum 1: 2007-08; Ersatz für ISO/ DIS 6336-6: 2018-12 ZE ISO/ DIS 6626-1: 2016-06 Internal combustion engines - Piston rings - Part 1: Coilspring-loaded oil control rings made of cast iron E ISO/ FDIS 12168-1: 2019-07 159,80 EUR Gleitlager - Hydrostatische Radial-Gleitlager im stationären Betrieb - Teil 1: Berechnung von ölgeschmierten Gleitlagern ohne Zwischennuten Plain bearings - Hydrostatic plain journal bearings without drainage grooves under steady-state conditions - Part 1: Calculation of oil-lubricated plain journal bearings without drainage grooves Vorgesehen als Ersatz für ISO 12168-1: 2001-12 T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 74 Normen 75 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 E ISO/ FDIS 12168-2: 2019-07 102,00 EUR Gleitlager - Hydrostatische Radial-Gleitlager im stationären Betrieb - Teil 2: Kenngrößen für die Berechnung von ölgeschmierten Gleitlagern ohne Zwischennuten Plain bearings - Hydrostatic plain journal bearings without drainage grooves under steady-state conditions - Part 2: Characteristic values for the calculation of oil-lubricated plain journal bearings without drainage grooves Vorgesehen als Ersatz für ISO 12168-2: 2001-12 Z ISO 13939: 2012-08 Foliengleitlager - Richtlinien zur Prüfung der Leistung von Radial-Foliengleitlagern - Prüfung der Tragfähigkeit, des Reibungskoeffizenten und der Lebensdauer Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 13939: 2019-07 ZE ISO/ FDIS 13939: 2019-04 Foliengleitlager - Richtlinien zur Prüfung der Leistung von Radial-Foliengleitlagern - Prüfung der Tragfähigkeit, des Reibungskoeffizenten und der Lebensdauer ISO 13939: 2019-07 102,00 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 Ersatz für ISO 13939: 2012-08 E ISO 15241 DAM 1: 2019-07 67,20 EUR Wälzlager - Symbole; Änderung 1 Rolling bearings - Symbols for physical quantities; Amendment 1 Vorgesehen als Änderung von ISO 15241: 2012-06 Einsprüche bis 2019-10-23 3 Vorhaben 3.1 DIN-Normenausschuss Fahrweg und Schienenfahrzeuge (FSF) Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Teil 3: Bemessungsverfahren für Radsatzwellen mit Außenlagern für Stadtbahnen; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087-00-02 AA <08701256> Diese Norm: - legt die Kräfte und Momente fest, die in Bezug auf Massen, Traktion und Bremsbedingungen zu berücksichtigen sind, - gibt die Spannungsberechnungsmethode für Radsatzwellen mit Außenlagern an, - gibt die maximal zulässigen Spannungen an, die für Stahlberechnungen anzunehmen sind Klasse EA1N, definiert in EN 13261, - beschreibt die Methode zur Bestimmung der maximal zulässigen Spannungen für andere Stahlsorten, - bestimmt die Durchmesser für die verschiedenen Abschnitte der Radsatzwelle und empfiehlt die bevorzugten Formen und Übergänge, um eine angemessene Serviceleistung zu gewährleisten Anwendbar für: - Radsatzwellen nach EN 13261, auf denen zwei Räder und alle Spurweiten montiert sind. 1). Diese Norm gilt für Radsatzwellen, die für Fahrzeuge für konventionelle und Stadtbahnanwendungen vorgesehen sind, die unter normalen europäischen Bedingungen betrieben werden sollen. Vor Anwendung dieser Norm ist im Zweifelsfall, ob die Eisenbahnbetriebsbedingungen normal sind, zu bestimmen, ob ein zusätzlicher Bemessungsfaktor für die maximal zulässigen Spannungen angewendet werden muss. Die Berechnung von Radsätzen für spezielle Anwendungen (z. B. Stopf- / Auskleidungs- / Nivelliermaschinen) kann gemäß dieser Norm nur für die Lastfälle des Freilaufens und des Walzens in Zugformation durchgeführt werden. Diese Norm gilt nicht für Workload-Fälle. Sie werden separat berechnet. 1) Wenn das Messgerät nicht dem Standard entspricht, müssen bestimmte Formeln angepasst werden. Bahnanwendungen - Radsatzlager - Wälzlager; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087-00-02 AA <08701381> Diese Europäische Norm legt die Qualitätsparameter von Radsatzwälzlagern fest, die die Last des Fahrzeugs tragen und für den zuverlässigen Betrieb von Zügen in europäischen Netzen erforderlich sind. Es behandelt metallurgische und Materialeigenschaften sowie geometrische und dimensionale Eigenschaften. Es definiert auch Methoden zur Qualitätssicherung und Bedingungen für die Zulassung der Produkte. 3. 2 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Prüfung von Mineralölen und Brennstoffen - Bestimmung des Schwefelgehaltes (Gesamtschwefel) - Teil 2: Verbrennung nach Grote-Krekeler; acidimetrische Titration; gravimetrische Bestimmung; (DIN 51400-2: 2001- 05); NA 062-06-84 AA <06235684> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Gesamtschwefels in Mineralölen und Brennstoffen mittels der Verbrennung nach Grote-Krekeler. Prüfung von Mineralölen und Brennstoffen - Bestimmung des Schwefelgehaltes (Gesamtschwefel) - Teil 3: Verbrennung nach Schöniger, Thorin-Sulfonazo-III-Titration; (DIN 51400-3: 2001-06); NA 062-06-42 AA <06235685> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Gesamtschwefels in Mineralölen und Brennstoffen mit dem Verbrennungsverfahren nach Schöninger fest. Prüfung von Mineralöl-Kohlenwasserstoffen, verwandten Flüssigkeiten und Lösemitteln für Lacke und Anstrichstoffe - Gaschromatographische Analyse - Allgemeine Arbeitsgrundlagen; (DIN 51405: 2004-01); NA 062-06-14 AA <06235686> In diesem Dokument sind Grundlagen der gaschromatographischen Analyse sowohl für den qualitativen Nach- T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 75 Normen 76 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 weis von Bestandteilen als auch für die quantitative Bestimmung des Gehaltes einzelner Bestandteile von Mineralöl-Kohlenwasserstoffen, verwandten Erzeugnissen und Lösemitteln für Anstrichstoffe aufgeführt. Neben der Beschreibung eines Gaschromatographen und grundsätzlicher Hinweise für die Durchführung einer Prüfung sowie der Auswertung der Ergebnisse sind in der Norm Definitionen und Erläuterungen für die Begriffe Gaschromatographie, Gaschromatogramm, Null-Linie, Basis-Linie, Peak, Peakhöhe, Halbwertbreite, Peakfläche, Trennzahl, Peakschiefe und Retentionszeit, -verhältnis sowie -index festgelegt. Prüfung von Mineralölerzeugnissen - Bestimmung des Gehaltes ausgewählter Spurenelemente - Teil 1: Atomabsorptionsspektrometrie (AAS) nach spezifischen Veraschungs- und Aufschlußverfahren; (DIN 51429-1: 2000-11); NA 062-06-11 AA <06235687> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Gehaltes ausgewählter Spurenelemente mittels Atomabsorptionsspektrometrie nach spezifischen Veraschungs- und Aufschlußverfahren zur Prüfung von Mineralölerzeugnissen fest. Prüfung von Mineralöl-Kohlenwasserstoffen - Bestimmung des Salzgehaltes; (DIN 51576: 2003-01); NA 062- 06-84 AA <06235688> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Salzgehaltes von Mineralöl-Kohlenwasserstoffen fest. Prüfung von Mineralölerzeugnissen - Bestimmung des Gehalts an Asphaltenen - Fällung mit Heptan; (DIN 51595: 2000-11); NA 062-06-84 AA <06235689> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Gehaltes an Asphaltenen in Mineralölerzeugnissen durch Fällung mit Heptan fest. Prüfung von Mineralölkohlenwasserstoffen - Bestimmung der Zündtemperatur; (DIN 51794: 2003-05); NA 062-06-42 AA <06235693> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung der Zündtemperatur von Mineralölkohlenwasserstoffen fest. Prüfung von Mineralölen - Bestimmung des Phosphorgehaltes von Schmierölen und Schmieröl-Wirkstoffen - Teil 2: Wellenlängendispersive Röntgenfluoreszenz- Analyse (RFA); (DIN 51363-2: 2003-02); NA 062-06- 61 AA <06235695> Das Vorhaben dient zur Bestimmung des Phosphorgehaltes, ermittelt als Massenanteil in %, von Schmierölen und Schmieröl-Wirkstoffen mittels der längenwellendispersiven Röntgenfluoreszenz-Analyse. Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung der Oxidation und Nitration von gebrauchten Motorenölen - Infrarotspektrometrisches Verfahren; (DIN 51453: 2004- 10); NA 062-06-63 AA <06235696> Das Verfahren nach dieser Norm dient zur Ermittlung der Oxidation und Nitration in gebrauchten Motor- und Getriebeölen durch Messung der Absorption von infrarotem Licht bestimmter Wellenlängen, in Referenz zu dem ungebrauchten Öl der selben Sorte. Die ermittelten Werte geben Hinweis auf die Alterung der Öle. Prüfung von Mineralölen und verwandten Erzeugnissen - Prüfung und Beurteilung gebrauchter Wärmeträgermedien; (DIN 51529: 2000-11); NA 062-06-61 AA <06235699> Dieses Dokument legt die Prüfung von Mineralölen und verwandten Erzeugnissen und die Beurteilung gebrauchter Wärmeträgermedien dar. Prüfung von Schmierstoffen und verwandten Erzeugnissen - Bestimmung der schnellen biologischen Abbaubarkeit - Teil 1: Allgemeines; (DIN 51828-1: 2000-11); NA 062-06-61 AA <06235700> Diese Norm beschreibt die allgemeinen Arbeitsgrundlagen zur Bestimmung der schnellen biologischen Abbaubarkeit von Schmierstoffen und verwandten Erzeugnissen. Prüfung von Mineralölerzeugnissen - Bestimmung des Siliciumgehaltes - Teil 2: Wellenlängendispersive Röntgenfluoreszenz-Analyse (RFA); (DIN 51390-2: 1997- 11); NA 062-06-12 AA <06235701> Dieses Dokument beschreibt die wellenlängendispersive Röntgenfluoreszenz-Analyse (RFA) und dient der Bestimmung des Siliciumgehaltes, der als Massenanteil in mg/ kg von Mineralölerzeugnissen ermittelt wird. Prüfung von Mineralöl-Kohlenwasserstoffen und ähnlichen Erzeugnissen; Bestimmung des Chlor- und Bromgehaltes; Energiedispersive Röntgenfluoreszenz-Analyse mit Kleinspektrometern; (DIN 51577-4: 1994-02); NA 062-06-12 AA <06235702> Diesen Dokument beschreibt die energiedispersive Röntgenfluoreszenz-Analyse mit Kleinspektrometern und dient der Bestimmung des Chlor- und Bromgehaltes, ermittelt als Massenanteil in mg/ kg, in Mineralöl-Kohlenwasserstoffen und ähnlichen Erzeugnissen. Erzeugnisse aus pflanzlichen und tierischen Fetten und Ölen - Fettsäure-Methylester (FAME) - Bestimmung der Säurezahl; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-42 AA <06235716> Das Dokument legt ein titrimetrisches Verfahren zur Bestimmung der Säurezahl von Fettsäuremethylestern fest. Mineralölerzeugnisse - Leitfaden für eine gute Systemwartung - Teil 1: Dieselkraftstoffe für Kraftfahrzeuge; (DIN CEN/ TR 15367-1: 2015-12); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-32 AA <06235718> Dieses Dokument gibt allgemeine Ratschläge für eine T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 76 Normen 77 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 gute Systemwartung von Dieselkraftstoff. Es beabsichtigt nicht, nationalen oder lokalen Vorschriften zuvorzukommen. Das Dokument behandelt lediglich Verunreinigungsprobleme durch Wasser, Sedimente, anorganische Verunreinigungen oder mikrobielles Wachstum (Keimwachstum), die in der Versorgungskette bei der Produktion, Mischung, Lagerung oder beim Transport auftreten können. Das Dokument behandelt dabei weder Probleme, die durch Verunreinigungen mit anderen Kraftstoffprodukten noch durch Verunreinigungen mit Wasser oder Sedimenten im Kraftfahrzeug auftreten können. Informationen zu Einflussfaktoren der Dieselfahrzeuge sind in Anhang A angegeben. Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Pour Points - Automatisches stufenweises Abkühlverfahren; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-42 AA <06235721> Dieses Dokument legt die Bestimmung des Pour Points unter Verwendung eines stufenweisen Abkühlverfahrens fest, das über automatisierte Gerätetypen mit optischem Erkennungsmodus ausgeführt wird. Dieses Verfahren ist eine Alternative zum normalen manuellen Verfahren in ISO 3016. Es handelt sich um ein generisches Verfahren, das vorhandene automatisierte Geräte abdeckt. Dieses Prüfverfahren gilt für Destillate und Rückstandsbrennstoffe für Dieselmotoren und Haushaltsheizungsanlagen, Mitteldestillate, Schweröle und Schmierstoffe mit einem Pour Point Bereich von mindestens -51 ° C bis +51 ° C. Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 4: Leichte Fraktionen des Rohöls; (DIN EN 15199-4: 2015-12); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-14 AA <06235733> Diese Europäische Norm beschreibt ein Verfahren zur Bestimmung des Siedeverlaufes von Mineralölerzeugnissen durch Kapillar-Gaschromatographie unter Anwendung der Flammenionisationsdetektion. Die Europäische Norm ist anwendbar auf stabilisierte Rohöle und gilt für den Siedeverlauf und die Wiederfindung bis einschließlich n-Nonan. Ein stabilisiertes Rohöl ist definiert, einen Reid-Dampfdruck von gleich oder kleiner als 82,7 kPa zu haben. 4 Erklärung über die technischen Regeln Soweit bekannt sind zu den einzelnen Dokumenten Preise angegeben. Ein Preisnachlass auf DIN-Normen und DIN SPEC wird gewährt für Mitglieder des DIN in Höhe von 15 % und für Angehörige anerkannter Bildungseinrichtungen (Bestellung muss mit Nachweis versehen sein) in Höhe von 50 %. Alle DIN-Normen, DIN-Norm-Entwürfe, DIN SPEC und Beiblätter können ohne Mehrpreis im Monatsabonnement bezogen werden. Bei der Bestellung ist die genaue Bezeichnung des Fachgebietes, möglichst unter Verwendung der ICS-Zahlen, anzugeben (siehe DIN- Mitt. 72. 1993, Nr. 8, S. 443 bis 450). Ein Anschriftenverzeichnis der Stellen im Ausland, bei denen Deutsche Normen eingesehen und bestellt werden können, wird vom Beuth Verlag GmbH, AuslandsNormen-Service, 10772 Berlin, kostenlos abgegeben. Die Ausgabedaten der anderen technischen Regeln sind nicht immer identisch mit ihrem Erscheinungstermin oder mit dem Beginn ihrer Gültigkeit. Um eine möglichst vollständige Information zu geben, werden Entwürfe von anderen technischen Regeln auch bei bereits abgelaufener Einspruchsfrist angezeigt. Voraussetzung für die Aufnahme einer Titelmeldung in die DITR-Datenbanken ist das Vorliegen eines Belegexemplars der technischen Regel. Alle regelerstellenden Organisationen werden daher gebeten, Belegstücke zu Veränderungen ihrer Regelwerke mit Preisangabe an folgende Anschrift zu senden: Deutsches Informationszentrum für technische Regeln (DITR), 10772 Berlin. Erklärung der im DIN-Anzeiger für technische Regeln verwendeten Vorzeichen: V = DIN SPEC (Vornorm) F = DIN SPEC (Fachbericht) P = DIN SPEC (PAS) A = DIN SPEC (CWA) G = Geschäftsplan (GP → einer DIN SPEC (PAS)) E = Entwurf M = Manuskriptverfahren C = Corrigendum/ Berichtigung Ü = Übersetzung B = Beabsichtigte Zurückziehung (BV → einer Vornorm, BE → eines Entwurfs) Z = Zurückziehung (ZV → einer Vornorm, ZE → eines Entwurfs) 4.1 Europäische und internationale Normungsergebnisse 4.1.1 Europäische Normen Der Druck der vom Europäischen Komitee für Normung (CEN) angenommenen EN als DIN-EN-Norm ist vorgesehen. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) beim Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Der Druck der vom Europäischen Komitee für Elektrotechnische Normung (CENELEC) angenommenen EN T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 77 Normen 78 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 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 keine ausreichende Zustimmung zur Veröffentlichung als Norm erreichen konnte oder wenn sich ein zu normender Gegenstand noch in der Entwicklungs- oder Erprobungsphase befindet. Europäische und Internationale Technische Berichte dienen zur Bekanntmachung bestimmter Daten, die für die europäische bzw. internationale Normungsarbeit von Nutzen sind. Europäische Technische Spezifikationen werden in der Regel als DIN SPEC (Vornorm) übernommen. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden spätestens drei Jahre nach ihrer Veröffentlichung mit dem Ziel überprüft, die für die Herausgabe einer Norm erforderliche Einigung anzustreben. Europäische Technische Berichte können bei Bedarf als DIN SPEC (Fachbericht) übernommen werden. Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) können von der ISO herausgegeben werden, wenn sich ein Thema noch in der Entwicklung befindet oder wenn aus einem anderen Grund derzeit noch keine Internationale Norm veröffentlicht werden kann. Eine PAS kann auch ein in Zusammenarbeit mit einer externen Organisation erarbeitetes Dokument sein, das nicht den Anforderungen einer Internationalen Norm entspricht. Europäische und Internationale Workshop Agreements (CWA und IWA) Diese Dokumente sind Ergebnisse von Arbeiten europäischer oder internationaler Expertengruppen (Workshops) im Rahmen von CEN/ CENELEC und ISO/ IEC, jedoch außerhalb der Technischen Komitees. Sie liegen, falls nicht anders angegeben, in englischer Fassung vor. 5 Herausgeber und Bezugsquellen 5.1 Deutsche Normen Herausgeber: DIN Deutsches Institut für Normung e. V., 10772 Berlin Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 78 Normen 79 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 5.2 Europäische Normen Herausgeber: European Committee for Standardization (CEN), 17,Avenue Marnix, 1000 BRUXELLES, BELGIEN Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.3 ISO-Normen Herausgeber: International Organization for Standardization, Case postale 56, 1211 GENÈVE 20, SCHWEIZ- Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.4 VDI-Richtlinien Herausgeber: Verein Deutscher Ingenieure (VDI), Postfach 10 11 39, 40002 Düsseldorf Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlinoblenz 5.5 VDMA-Einheitsblätter Herausgeber: Verband Deutscher Maschinen- und Anlagenbau e. V. (VDMA), Postfach 71 08 64, 60498 Frankfurt am Main. Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 79 Anzeige 80 Tribologie + Schmierungstechnik · 67. Jahrgang · 1/ 2020 MASCHINENBAU Erich Schindler Fahrdynamik Grundlagen des Lenkverhaltens und ihre Anwendung für Fahrzeugregelsysteme 3. aktualisierte Auflage, 2019, 192 Seiten €[D] 49,80 ISBN 978-3-8169-3444-8 eISBN 978-3-8169-8444-3 Das Buch vermittelt die Grundlagen der Fahrdynamik, die bei der Entwicklung, Applikation und Serienbetreuung von Fahrzeugregelsystemen benötigt werden. Schwerpunktmäßig wird das Lenkverhalten (Handling) behandelt, wobei neben den theoretischen Grundlagen und ihrer Anwendung auch Testverfahren sowie das Verhalten im Grenzbereich betrachtet werden. Inhalt: Gesamtsystem Fahrer, Fahrzeug, Umwelt Anforderungen an die Fahrdynamik Kinematik der Fahrzeugbewegung, Gier- und Schwimmwinkel Lineares Einspurmodell für das Lenkverhalten Definitionen von Unter-, Neutral- und Übersteuern Eigenlenkgradient, Gierverstärkung und charakteristische Geschwindigkeit Fahrmanöver und Kennwerte in der Fahrdynamik Einfluss von Fahrzeugparametern auf das Fahrverhalten Beschreibung der Fahrdynamik bis zum Grenzbereich unter Berücksichtigung der Reifeneigenschaften und der Radlastverlagerungen Einführung in die Funktion der Fahrdynamikregelung Der Autor Prof. Dipl.-Ing. Erich Schindler war als Leiter des Labors Gesamtfahrzeug an der Fakultät Fahrzeugtechnik an der Hochschule Esslingen tätig. Die Interessenten: Studierende der Fahrzeugtechnik und des Maschinenbaus sowie Ingenieure im Bereich Fahrtzeugtechnik expert verlag GmbH Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Tel. +49 (0)7071 97556-0 \ Fax +49 (0)7071 9797-11 \ info@narr.de \ www.narr.de Stand: März 2020 · Änderungen und Irrtümer vorbehalten! T+S_1_2020_ 2.qxp_T+S_2018 04.03.20 15: 03 Seite 80 Heft 1. März 2020 67. Jahrgang Herausgeber: Dr. Manfred Jungk Tel.: +49 (0)6722-500836 eMail: manfred.jungk@mj-tribology.com www.mj-tribology.com Redaktion: Dr. rer. nat. Erich Santner Tel.: +49 (0)02 28 9 61 61 36 / eMail: esantner@arcor.de Ulrich Sandten Tel.: +49 (0)7071 97556 56 / eMail: sandten@verlag.expert Beiträge, die mit vollem Namen oder auch mit Kurzzeichen des Autors gezeichnet sind, stellen die Meinung des Autors, nicht unbedingt auch die der Redaktion dar. Unverlangte Zusendungen redaktioneller Beiträge auf eigene Gefahr und ohne Gewähr für die Rücksendung. Die Einholung des Abdruckrechtes für dem Verlag eingesandte Fotos obliegt dem Einsender. Die Rechte an Abbildungen ohne Quellenhinweis liegen beim Autor oder der Redaktion. Ansprüche Dritter gegenüber dem Verlag sind, wenn keine besonderen Vereinbarungen getroffen sind, ausgeschlossen. Überarbeitungen und Kürzungen liegen im Ermessen der Redaktion. Die Wiedergabe von Gebrauchsnamen, Warenbezeichnungen und Handelsnamen in dieser Zeitschrift berechtigt nicht zu der Annahme, dass solche Namen ohne Weiteres von jedermann benutzt werden dürfen. Vielmehr handelt es sich häufig um geschützte, eingetragene Warenzeichen. Die Zeitschrift und alle in ihr enthaltenen Beiträge und Abbildungen sind urheberrechtlich geschützt. Mit Ausnahme der gesetzlich zugelassenen Fälle ist eine Verwertung ohne Einwilligung des Verlags strafbar. Dies gilt insbesondere für Vervielfältigungen, Übersetzungen, Mikroverfilmungen und die Einspeicherung und Verarbeitung in elektronischen Systemen. Alle Informationen in dieser Zeitschrift wurden mit großer Sorgfalt erstellt. Fehler können dennoch nicht völlig ausgeschlossen werden. Weder Verlag noch Autoren oder Herausgeber übernehmen deshalb eine Gewährleistung für die Korrektheit des Inhaltes und haften nicht für fehlerhafte Angaben und deren Folgen. Entwurf und Layout: Ludwig-Kirn Layout, 71638 Ludwigsburg expert verlag GmbH Dischingerweg 5, 72070 Tübingen Tel. +49 (0)7071-97556-0, Fax: +49 (0)7071-9797-11 eMail: info@verlag.expert Vereinigte Volksbank EG, Sindelfingen BIC GENODES1 BBV, IBAN DE51 6039 0000 0032 9460 07 USt.-IdNr. DE 145162062 Anzeigen: Selina Sauskojus, expert verlag Tel: +49 (0) 7071-9797-26, Fax: +49 (0)7071-9797-11 eMail: anzeigen@narr.de Informationen und Mediendaten senden wir Ihnen gerne zu. Abo-Service: Annette Häußler, expert verlag Tel. +49 (0)7071-9797-17, Fax: +49 (0)7071-9797-11 eMail: haeussler@narr.de Die zweimonatlich erscheinende Zeitschrift kostet im Abonnement print EUR 205,-, Vorzugspreis für private Leser EUR 152,-. Abonnementspreis print + online access: EUR 225,-, Vorzugspreis für private Leser EUR 160,- (alle Preise inkl. MwSt.). Abonnementspreis e-only: EUR 210,- (inkl. MwSt.), Vorzugspreis für private Leser EUR 152,- (inkl. MwSt.). Versandpreise: Inland EUR 9,-, Ausland EUR 17,- Persönliche Mitglieder der GfT erhalten gegen Vorlage eines entsprechenden Nachweises einen Nachlass von 20 % auf das Abo Netto. Für Mitglieder der ÖTG ist der Abonnementspreis im Mitgliedschaftsbeitrag enthalten. Die Abonnementsgebühren sind jährlich im Voraus bei Rechnungsstellung durch den Verlag ohne Abzug zahlbar. Abbe-stellungen müssen spätestens sechs Wochen vor Ende des Bezugsjahres schriftlich vorliegen. Der Bezug der Zeitschriften zum Jahresvorzugspreis verpflichtet den Besteller zur Abnahme eines vollen Jahrgangs. Bei vorzeitiger Beendigung eines Abonnementauftrages wird der Einzelpreis nachbelastet. Bei höherer Gewalt keine Lieferungspflicht. Erfüllungsort und Gerichtsstand: Tübingen. ISSN 0724-3472 1/ 20 Für eine Veröffentlichung bitten wir Sie, uns die Daten als Word- Dokument und als PDF sowie die Original-Bilddaten zur Verfügung zu stellen. Hilfreich ist es ferner, wenn die Bilder durchnummeriert und bereits an der richtigen Stelle platziert sowie mit den zugehörigen Bildunterschriften versehen sind. Da wir auf die Einheit von Text und Bild großen Wert legen, bitten wir, im Text an geeigneter Stelle einen sogenannten (fetten) Bildhinweis zu bringen. Das Gleiche gilt für Tabellen. Auch sollten die Tabellen unsere Art des Tabellenkopfes haben. Die Artikel dieses Heftes zeigen Ihnen, wie wir uns den Aufbau Ihres Artikels vorstellen. Vielen Dank. Bitte lesen Sie dazu auch unsere ausführlichen „Hinweise für Autoren“ (Checkliste auf der hinteren Umschlagseite). Aktuelle Informationen über die Fachbücher zum Thema „Tribologie“ und über das Gesamtprogramm des expert verlags finden Sie im Internet unter www.expertverlag.de Ihre Mitarbeit in Tribologie und Schmierungstechnik ist uns sehr willkommen! Impressum Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie | Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft | Organ der Swiss Tribology Checkliste Autorenangaben Federführender Autor: F Postanschrift F Telefon- und Faxnummer F eMail-Adresse Alle Autoren: F Akademische Grade, Titel F Vor- und Zunamen F Orcid-ID F Institut/ Firma F Ortsangabe mit PLZ Umfang/ Form F bis ca. 3500 Wörter F neue deutsche Rechtschreibung und Kommasetzung bitte nach Duden Daten F Beitrag in WORD und als PDF (beide mit Bildern und Bildunterschriften etc.) F Bilddaten unbedingt zusätzlich als tif oder jpg (300 dpi/ ca. 2000 x 1200 Pixel der Originaldatei) Vektordaten als eps Manuskript F kurzer, prägnanter Titel F deutsche Zusammenfassung, 5 bis 10 Zeilen, ca. 100 Wörter F Schlüsselwörter, 6 bis 8 Begriffe F englisches Abstract, 5 bis 10 Zeilen, ca. 100 Wörter (bitte von einem Muttersprachler prüfen lassen) F Keywords, 6 bis 8 Begriffe F Bilder/ Diagramme/ Tabellen (bitte durchnummerieren und Nummern im Text erwähnen) F Bild- und Diagramm-Unterschriften, Tabellen-Überschriften F Literaturangaben Manuskript und Daten bitte an Dr. Manfred Jungk eMail: manfred.jungk@mj-tribology.com Tel.: +49 (0)6722-500836 Fax: +49 (0)6722-7506685 Nach Abschluss der Satzarbeiten erhalten Sie einen Korrekturabzug mit der Bitte um kurzfristige Durchsicht und Freigabe. Änderungen gegen das Manuskript sind in diesem Stadium nicht mehr möglich. Bitte beachten Sie ferner Redaktion und Verlag gehen davon aus, dass die Autoren zur Veröffentlichung berechtigt sind, dass die zur Verfügung gestellten Texte und das Bildmaterial nicht Dritte in ihren Rechten verletzen und dass bei Bildmaterial, wo erforderlich, die Quellen angeben sind. Bitte holen Sie im Zweifelsfall eine Abdruckgenehmigung beim Rechteinhaber ein. Redaktion und Verlag können keine Haftung für eventuelle Rechtsverletzungen übernehmen. Herausgeber Dr. Manfred Jungk eMail: manfred.jungk@mj-tribology.com Tel.: +49 (0)6722-500836 Fax: +49 (0)6722-7506685 www.mj-tribology.com Verlag expert verlag GmbH Dischingerweg 5 D-72070 Tübingen Tel.: +49 (0)7071-97556-0 Fax: +49 (0)7071-9797-11 eMail: info@verlag.expert www.expertverlag.de Redaktion Dr. rer. nat. Erich Santner eMail: esantner@arcor.de Tel. (02 28) 96161 36 Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Ihre Mitarbeit in Tribologie und Schmierungstechnik ist uns sehr willkommen! TuS_Umschlag_67_1.indd 4,6 TuS_Umschlag_67_1.indd 4,6 06.03.2020 12: 08: 10 06.03.2020 12: 08: 10 ISSN 0724-3472 Aus Wissenschaft und Forschung Aus der Praxis für die Praxis www.expertverlag.de TuS 1/ 2020 Tribologie und Schmierungstechnik HERAUSGEGEBEN VON MANFRED JUNGK 1 _ 20 67. JAHRGANG Arne Bischofberger, Sascha Ott, Albert Albers Einfluss von Beanspruchungsgrößen auf die Schwingungsentkopplung im nasslaufenden Kupplungssystem und deren Korrelation mit dem Reibverhalten im Friktionskontakt (mit Peer-Review) Bernadette Schlüter, Andreas Stake, Mathias Widrat, Volkmar Stenzel, Andreas Kailer Einfluss von Graphen/ PTFE auf die Belastbarkeit und Lebensdauer von Gleitlacken Rahul Dahiwal, Bernd Sauer Investigation of Cage Pocket Wear in Solid-Lubricated Rolling Bearings Suleyman Bayrak, Dominik Paulkowski: Low Friction and Wear of Elastomers by DLC Coating Jörg Loos, Wolfram Kruhöffer, Daniel Merk, Toni Blaß, Jörg Franke: Reibungsbedingte WEC-Bildung bei hohen Lasten Patrick Stuhler, Nadine Nagler: Adhäsiver Verschleiß in vollrolligen Zylinderrollenlagern: Anschmieren Peter Berlet, Lars Köhler, Morten Kronstedt, Bach Phan, Norbert Schmitz, Michael Wittemann, Valentin Veit, Michael Züfle: Entwicklung und Erprobung einer neuen Kraftstoffpumpe für Hochdruck-Benzindirekteinspritzung Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology TuS_Umschlag_67_1.indd 1,3 TuS_Umschlag_67_1.indd 1,3 06.03.2020 12: 08: 10 06.03.2020 12: 08: 10