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Tribologie und Schmierungstechnik HERAUSGEGEBEN VON ADRIAN RIENÄCKER UND MANFRED JUNGK 2 _ 21 68. JAHRGANG Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Heft 2. Juni 2021 68. 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)2289 616136 / eMail: esantner@arcor.de Ulrich Sandten Tel.: +49 (0)7071 97 556 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 97 556 0, Fax: +49 (0)7071 97 97 11 eMail: info@verlag.expert Vereinigte Volksbank EG, Sindelfingen BIC GENODES1 BBV, IBAN DE51 6039 0000 0032 9460 07 USt.-IdNr. DE 145162062 Anzeigen: eMail: anzeigen@narr.de Tel: +49 (0) 7071 9797 10, Fax: +49 (0)7071 97 97 11 Informationen und Mediadaten senden wir Ihnen gerne zu. Abo-Service: eMail: abo@narr.de Tel. +49 (0)7071 97 97 10, Fax: +49 (0)7071 97 97 11 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.). Versandkosten: Inland EUR 9,- p.a., Ausland EUR 17,- p.a. 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. Abbestellungen müssen spätestens sechs Wochen vor Ende des Bezugsjahres schriftlich vorliegen. Der Bezug der Zeitschriften zum Jahresvorzugspreis verpflichtet den Besteller zur Abnahme eines vollen Jahrgangs. Bei vorzeitiger Beendigung eines Abonnementauftrages wird der Einzelpreis nachbelastet. Bei höherer Gewalt keine Lieferungspflicht. Erfüllungsort und Gerichtsstand: Tübingen. ISSN 0724-3472 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 Editorial 1 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0007 Die Tribologie-Tagung der Gesellschaft für Tribologie 2020 war auch im reinen Online-Format mit 200 Teilnehmern ein großer Erfolg. Die unter großen Unwägbarkeiten im Mai 2020 getroffene Entscheidung für dieses Format bedeutete Neuland, besonders für die Organisatoren und die Vortragenden, aber auch für Moderatoren und Teilnehmer. Dass alles wie geschmiert lief und reibungsfrei glückte, ist das besondere Verdienst der Geschäftsstelle und des Geschäftsführers und gleichzeitig auch der Nachweis, dass die Tribologie in Deutschland flexibel und anpassungsfähig ist und die Herausforderungen annimmt, die sich ihr stellen. Mit dem vielgelobten Plenarvortrag von Harry van Leeuwen über „Harmen Blok’s lasting influence on Tribology“ verbunden war die Möglichkeit gegeben, gewürzt durch persönliche Anekdoten, weit in die Vergangenheit der Tribologie zu blicken. Die Aktualität der Arbeiten basiert auf den Konzepten und Analogien, mit denen Harmen Blok virtuos arbeitete. Jenseits des ‚großen’ Themas hatte der Programmausschuss die Aufgabe, 75 Vorträge auszuwählen, die in fünf Parallel-Sessions präsentiert wurden. Eine Auswahl der besten Publikationen liegt nun hier in der Fokus-Ausgabe der Zeitschrift ‚Tribologie und Schmierungstechnik’ vor. Die Themen dieser Beiträge führen uns von Kunststoffen, wie der mit bestrahltem PTFE reaktiv modifizierten PA46 Polymermatrix und dem Verschleißverhalten von additiv gefertigten Kunststoff-Kunststoff-Gleitpaarungen, bis zu Fertigungsthemen an Titanwerkstoffen. Der Bogen spannt sich genauso von Erkenntnissen aus der Normung bis zu theoretischen Arbeiten an Anstrengungshypothesen im Hertzschen Kontakt. Wir hoffen, dass Sie in der Lektüre Neues und Interessantes finden und insgesamt an der getroffenen Auswahl Freude haben. Mit herzlichen Grüßen Adrian Rienäcker Editorial des Gastherausgebers Professor Dr. Adrian Rienäcker TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 1 2 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 nguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaf awistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sp Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswisse chaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwiss chaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilolo Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikatio ssenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Spra ssenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ A hilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen emdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourism VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwiss chaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglisti auwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtsch BUCHTIPP Markus Grebe Tribometrie Anwendungsnahe tribologische Prüftechnik als Mittel zur erfolgreichen Produktentwicklung Tribologie - Schmierung, Reibung, Verschleiß 1. Auflage 2021, ca. Seiten €[D] ca. 49,90 ISBN 978-3-8169-3521-6 eISBN 978-3-8169-8521-1 expert verlag GmbH \ Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Tel. +49 (0)7071 97 97 0 \ Fax +49 (0)7071 97 97 11 \ info@verlag.expert \ www.expertverlag.de Stand: Juni 2021 · Änderungen und Irrtümer vorbehalten! Dieses Buch soll den interessierten Lesern aufzeigen, welche Potenziale in der anwendungsnahen tribologischen Prüftechnik (Tribometrie) stecken. Basierend auf der tribologischen Systemanalyse und der darauf aufbauenden Prüfstrategie können durch den Einsatz sinnvoller Laborprüfungen die Potenziale verschiedener Optimierungsansätze in einem sowohl zeitals auch kostentechnisch akzeptablen Rahmen gefunden werden. Im Buch wird der Unterschied zwischen einfacher Modellprüftechnik (z. B. Stift-/ Scheibe-Tests) und speziell geplanten Simulationsprüfungen auf Tribometern erläutert. Es wird aufgezeigt, wie ein anwendungsnaher Tribometerversuch und eine sinnvolle tribologische Prüfkette aufbauend auf der Systemanalyse entwickelt werden können und was dabei zu beachten ist. Dr. Markus Grebe ist seit mehr als 25 Jahren in der Tribologie tätig. Am Kompetenzzentrum Tribologie an der Hochschule Mannheim ist er als Laborbetriebsleiter und Leiter der industriellen Forschung für ein Team von 20 technischen und wissenschaftlichen Mitarbeiterinnen und Mitarbeitern sowie mehr als 50 Spezialprüfstände verantwortlich. Er ist Mitglied in zahlreichen DIN, ASTM und SAE-Arbeitskreisen. Sein fundiertes Fachwissen auf dem Gebiet der tribologischen Prüftechnik gibt er u. a. als Lehrgangsleiter im jährlichen Fachseminar „Tribometrie“ an der Technischen Akademie Esslingen weiter. TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 2 Editorial 3 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0008 Liebe Leserinnen und Leser, als Herausgeber der „Tribologie und Schmierungstechnik“ freut es mich besonders in dieser Ausgabe einen Gastherausgeber, Professor Dr. Adrian Rienäcker, zu haben. Die Fokus-Ausgabe zur Jahrestagung 2020 der Gesellschaft für Tribologie enthält drei der fünf ausgewählten Beiträge, der Beitrag von Selina Raumel erschien schon vorab in der ersten Ausgabe 2021 und der Beitrag von Simon Feldmeth wird in der nächsten Ausgabe veröffentlicht. Professor Dr. Adrian Rienäcker leitete nun schon zum dritten Mal die Begutachtung der für die Veröffentlichung in einem Sonderband zur GfT-Tagung eingereichten Beiträge. Acht Mitglieder des Technisch-Wissenschaftlichen Beirats der GfT hatten sich bereit erklärt den Gastherausgeber bei der Begutachtung zu unterstützen. Die Begutachtung, oder auch Peer-Review, erfolgt in dieser Zeitschrift für jeden eingereichten Beitrag durch drei Reviewer im „single blind“-Verfahren, d. h., der Autor erfährt nicht, wer der Reviewer ist, der Reviewer jedoch weiß, wer der Autor ist. Zusätzlich zu den acht von der GfT bereitgestellten Personen standen dem Gastherausgeber noch weitere 16 Personen des mittlerweile etablierten internationalen Reviewer-Kreises dieser Zeitschrift zur Verfügung. An dieser Stelle möchte ich mich herzlich bei dem Gastherausgeber und allen Reviewern für Ihre Unterstützung bedanken. Ihre Arbeit ist für eine technisch-wissenschaftlich ausgerichtete Zeitschrift unverzichtbar. Wir würden uns freuen, wenn noch weitere Expertinnen und Experten im Kreis der Tribologinnen und Tribologen ihre Unterstützung anbieten. Auch für die nächste Jahrestagung der GfT werden wir wieder eine Fokus-Ausgabe erstellen und freuen uns auf viele interessante Manuskripte. Bis dahin bleiben Sie gesund und der Tribologie gewogen, Ihr Manfred Jungk, Herausgeber Auswahl aus den Beiträgen der 61. Tribologie-Fachtagung 2020: Selina Raumel, Khemais Barienti, Folke Dencker, Florian Nürnberger, Marc C. Wurz Einfluss von Silan-dotierten Umgebungsatmosphären auf die tribologischen Eigenschaften von Titan (vorab schon in Ausgabe 68,1 2021 veröffentlicht) Michael Jüttner, Stephan Tremmel, Martin Correns, Oliver Koch, Sandro Wartzack Ein Kommentar zum mehrachsigen Spannungszustand im reibungsfrei überrollten Kontakt elastischer Körper und zur Anwendung von Vergleichsspannungshypothesen Felix Harden, Birgit Schädel, Roland Kral, Leonard Siebert, Rainer Adelung, Olaf Jacobs Verschleißverhalten von additiv gefertigten Kunststoff-Kunststoff-Gleitpaarungen Lionel Simo Kamga, Thanh-Duong Nguyen, Thomas Schmidt, Michaela Gedan-Smolka, Stefan Emrich, Manuel Oehler, Bernd Sauer, Michael Kopnarski Einfluss einer chemischen Kopplung von strahlenmodifiziertem PTFE mit PA46 auf mechanische Eigenschaften und das Reib- und Verschleiß verhalten Simon Feldmeth, Mario Stoll, Frank Bauer How to measure the radial load of radial lip seals (wird voraussichtlich in Ausgabe 68,3 2021 veröffentlicht) Fokus-Ausgabe 61. Tribologie-Fachtagung 2020 rachwissenschaft \ ltphilologie \ Sport munikationswissenche Sprachwissenment \ Altphilologie d Kommunikations- Historische Sprach- Management \ Altstik \ Bauwesen \ tschaft \ Tourismus gie \ Kulturwissenhichte \ Anglistik \ \ BWL \ Wirtschaft TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 3 Veranstaltungen 4 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 Veranstaltungen Datum Ort Veranstaltung ► 27.09. - 29.09.21 Online 62. Tribologie Fachtagung https: / / www.gft-ev.de/ de/ tribologie-fachtagung-2021/ ► 20.10. - 22.10.21 Online UEIL Annual Congress www.ueil.org ► 25.10. - 29.10.21 Amsterdam ELGI Autumn Events www.elgi.org ► 03.11. - 04.11.21 Stuttgart UNITI Mineral Oil Technology Congress 2021 www.umtf.de ► 17.11. - 19.11.21 Rosenheim OilDoc-Konferenz und Ausstellung https: / / conference.oildoc.com ► 25.01. - 28.01.22 Ostfildern International Colloquium Tribology https: / / www.tae.de/ kolloquien-symposien/ tribologie-reibung-verschleiss-undschmierung/ ► 01.05. - 03.05.22 Hamburg ELGI Annual General Meeting www.elgi.org verschoben, ehemaliges Datum: 26. - 28.04.20 ► 10.07. - 15.07.22 Lyon, Frankreich 7 th World Tribology Congress https: / / www.wtc-2022.org/ Anmerkung des Herausgebers: Seit nun schon einiger Zeit sind die Veranstaltungshinweise zum Zeitpunkt der Drucklegung nicht mehr aktuell. Dies bitte ich ebenso zu entschuldigen, wie hier nicht aufgeführte, auf die Tribologie bezogene Veranstaltungen - bei direkten Gesprächen vor Ort erfährt man mehr als im „Homeoffice“. Die hier aufgeführten Veranstaltungen deuten auf erste Präsenzveranstaltungen im 4. Quartal hin, was wir sicher alle sehr begrüßen werden. Die Zukunft ist OpenAccess Profitieren Sie von unseren neuen OpenAccess-Angeboten und machen Sie Ihre Forschung weltweit kostenlos zugänglich. In unserer Checkliste am Ende des Hefts oder auf unserer Website unter narr.digital/ journal/ tus finden Sie nähere Informationen. tus@verlag.expert TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 4 Inhalt 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 7 Michael Jüttner, Stephan Tremmel, Martin Correns, Oliver Koch, Sandro Wartzack Ein Kommentar zum mehrachsigen Spannungszustand im reibungsfrei überrollten Kontakt elastischer Körper und zur Anwendung von Vergleichsspannungshypothesen A commentary on the multi-axial stress state in the frictionless rolling contact of elastic bodies and the application of equivalent stress criteria 15 Felix Harden, Birgit Schädel, Roland Kral, Leonard Siebert, Rainer Adelung, Olaf Jacobs Verschleißverhalten von additiv gefertigten Kunststoff-Kunststoff-Gleitpaarungen Wear behavior of additive manufactured polymer-polymer sliding combinations 28 Lionel Simo Kamga,Thanh-Duong Nguyen, Thomas Schmidt, Michaela Gedan-Smolka, Stefan Emrich, Manuel Oehler, Bernd Sauer, Michael Kopnarski Einfluss einer chemischen Kopplung von strahlenmodifiziertem PTFE mit PA46 auf mechanische Eigenschaften und das Reib- und Verschleißverhalten Influence of chemical bonding of radiationmodified PTFE to PA46 on mechanical properties and the friction and wear behavior 39 Alexander Elter, Daniel Nadermann Einführung eines heterogenen Kontaktmodells rauer Oberflächen in EHD-Simulationen zur Simulation von faserverstärkten Polymeren in Radialgleitlagern Introduction of a heterogeneous contact model of rough surfaces in EHL-simulations for the simulation of fiber-reinforced polymers in radial journal bearings 1 Editorial des Gastherausgebers Professor Dr. Adrian Rienäcker 3 Editorial Fokus-Ausgabe 61. Tribologie-Fachtagung 2020 4 Veranstaltungen Aus Wissenschaft und Forschung 49 Nachrichten Mitteilungen der GfT, ÖTG, TAE 54 Patentumschau 55 Normen Hinweise für Autoren / Checkliste (siehe Umschlag) Rubriken Vorab Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology 68. Jahrgang, Heft 2 Juni 2021 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 inside back cover for formatting guidelines). IHR ONLINE-ABONNEMENT DER TuS 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: Tel: +49 (0)7071 97 97 10 Fax: +49 (0)7071 97 97 11 eMail: abo@narr.de TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 5 Anzeige 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 nguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaf lawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sp Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswiss chaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwiss chaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilolo Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikatio issenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Spra issenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ A hilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwese remdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourism VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwiss chaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglisti auwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtsch BUCHTIPP Rüdiger Krethe Handbuch Ölanalysen 1. Auflage 2020, 284 Seiten €[D] 148,00 ISBN 978-3-8169-3499-8 eISBN 978-3-8169-8499-3 expert verlag GmbH \ Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Tel. +49 (0)7071 97 97 0 \ Fax +49 (0)7071 97 97 11 \ info@verlag.expert \ www.expertverlag.de Stand: Juni 2021 · Änderungen und Irrtümer vorbehalten! Das Buch bietet eine praxisorien琀erte Einführung in das Thema Ölanalysen. Es vermi琀elt das nö琀ge Hintergrundwissen, von der sachgerechten Probenentnahme, den Prüfverfahren bis zum Verstehen der Analysenergebnisse. Hierdurch unterstützt es den Anwender dabei, kostspielige Ausfallzeiten der Maschinen zu verhindern. 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 Organisa琀on bis hin zur Überwachung von Schmierölen und Hydraulik昀üssigkeiten während des Einsatzes. TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 6 Einleitung Der Kontakt zweier Körper ist in der Technik allgegenwärtig und dessen Berechnung sowie Bewertung eine häufige, vielseitige Problemstellung. Während in manchen Fällen bereits die Pressungsverteilung und Oberflächenverformung als Ergebnisse ausreichen, so sind zum Beispiel in der Tragfähigkeitsberechnung zudem die Spannungen unter der Oberfläche von Interesse. Es zeigt sich jedoch, dass bereits bei einfachen Kontaktgeometrien die Spannungsverteilungen stark inhomogen und mehrachsig sind. In vielen Anwendungsfällen, wie beispielsweise im Wälzlager, bei Verzahnungen oder zwischen Rad und Schiene, ist dieser Kontakt zudem dynamisch, es liegt ein Überrollen vor. Hier muss der zeitliche Verlauf des mehrachsigen Spannungszustands berücksichtigt werden. Aus Wissenschaft und Forschung 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0009 Ein Kommentar zum mehrachsigen Spannungszustand im reibungsfrei überrollten Kontakt elastischer Körper und zur Anwendung von Vergleichsspannungshypothesen Michael Jüttner, Stephan Tremmel, Martin Correns, Oliver Koch, Sandro Wartzack* Vorgetragen auf der Jahrestagung der Gesellschaft für Tribologie vom 28. bis 30. September 2020 Eingereicht: 16. 9. 2020 Nach Begutachtung angenommen: 22. 2. 2021 Zur Bewertung der Tragfähigkeit eines überrollten Kontaktes sind insbesondere Wissen über den inhomogenen mehrachsigen Spannungszustand sowie die Einschränkungen verfügbarer Vergleichsspannungshypothesen maßgeblich. Der Beitrag beleuchtet deshalb am Beispiel des H ERTZ schen Kontaktes Kugel/ Ebene zunächst den mehrachsigen Spannungszustand, um daraus anschließend die Beanspruchungshistorie bei reibungsfreier Überrollung abzuleiten. Abschließend werden anhand der Gestaltänderungsenergiehypothese die Chancen und Einschränkungen bei der Nutzung von Vergleichsspannungen aufgezeigt. Schlüsselwörter Kontaktmechanik, H ERTZ scher Kontakt, Spannungsfeld, Hauptspannungsorientierung, von Mises-Spannung A commentary on the multi-axial stress state in the frictionless rolling contact of elastic bodies and the application of equivalent stress criteria For the assessment of a rolling contact, knowledge about the inhomogeneous multi-axial stress state as well as the limitations of available equivalent stress hypotheses are important. Therefore, this paper examines the multi-axial stress state using the example of the H ERTZ ian contact ball/ plane in order to derive the stress history for the frictionless rolling contact. Finally, the opportunities and limitations of the use of equivalent stresses are shown using the maximum distortion criterion as an example. Keywords contact mechanics, H ERTZ ian contact, stress field, principal stress orientation, von Mises stress Kurzfassung Abstract * Michael Jüttner, Master of Science (federführender Autor) Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-8910-0707 Lehrstuhl für Konstruktionstechnik KTmfk, Friedrich-Alexander-Universität Erlangen-Nürnberg, 91058 Erlangen Professor Dr.-Ing. Stephan Tremmel Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-1644-563X Lehrstuhl für Konstruktionslehre und CAD, Universität Bayreuth, 95447 Bayreuth Dipl.-Ing. Martin Correns Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-3148-0732 Dr.-Ing. Oliver Koch Schaeffler Technologies AG & Co. KG, 91074 Herzogenaurach Prof. Dr.-Ing. Sandro Wartzack Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-0244-5033 Lehrstuhl für Konstruktionstechnik KTmfk, Friedrich-Alexander-Universität Erlangen-Nürnberg, 91058 Erlangen rachwissenschaft \ ltphilologie \ Sport munikationswissenche Sprachwissenment \ Altphilologie d Kommunikations- Historische Sprach- Management \ Altstik \ Bauwesen \ tschaft \ Tourismus gie \ Kulturwissenhichte \ Anglistik \ \ BWL \ Wirtschaft TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 7 nungszustands für den H ERTZ schen Punktkontakt erfolgt in der Literatur meist begrenzt auf die abgebildete parabelförmige Pressungsverteilung (Bild 1) und die Spannungen im höchstbelasteten Punkt des Kontaktes in die Materialtiefe (Bild 2). Als Koordinatensystem wird wegen der Punktsymmetrie meist ein Zylinderkoordinatensystem gewählt. Aufgrund des späteren Übergangs auf einen überrollten Kontakt wird hier, abweichend davon, ein kartesisches Koordinatensystem gewählt. Die x-Achse und y-Achse spannen dabei die Oberflächenebene auf, während die positive z-Achse ins Material der Ebene hinein orientiert ist. In Bild 2 sind die bekannten Charakteristika des H ERTZschen Punktkontaktes erkennbar. Obgleich die Normalspannungskomponenten ihr Maximum an der Oberfläche haben, so liegen die maximale Hauptschubspannung τ max sowie die maximale VON M ISES -Spannung in einer Tiefe von ca. 0,48 a unter der Oberfläche. Da diese Beanspruchungen die globalen Maxima darstellen, mag die Einschränkung auf deren Betrachtung für verschiedene Fälle gerechtfertigt und ausreichend sein. Die räumliche Spannungsverteilung wird bei diesen Darstellungen aber unbeachtet gelassen. In Bild 3 sind die Verteilungen der einzelnen Komponenten des Spannungstensors im kartesischen Raum in Form spannungsisometrischer Flächen visualisiert. Es sei angemerkt, dass es durch Überlagerungseffekte zu einer unvermeidlichen optischen Abdunklung der Farbtöne tiefer gelegener Isoflächen kommt, weshalb der Fokus auf eine qualitative Auswertung der Diagramme gelegt werden sollte. Die Normalspannungskomponenten σ xx und σ yy zeigen zur yzbeziehungsweise xz-Ebene symmetrische Verteilungen. Resultierend aus der Punktsymmetrie des Kontaktes sind diese abgesehen von einer Verdrehung um 90° um die z-Achse identisch. Der Maximalwert liegt im Zentrum an der Oberfläche und nimmt, wie Aus Wissenschaft und Forschung 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0009 Die Vorstellung, Visualisierung und Verarbeitung eines solchen Spannungszustands ist mitunter schwierig, jedoch wichtig für ein tiefergreifendes Verständnis der Beanspruchungssituation und eine sinnvolle Verarbeitung und Bewertung. Im Folgenden soll deshalb für den bewusst einfach gehaltenen und gemeinhin bekannten H ERTZ schen Kontakt Kugel/ Ebene ein visueller Eindruck und ein Verständnis des Spannungszustands vermittelt werden, der über die in der Literatur bekannten Darstellungen hinausgeht. Aus dem statischen Kontakt wird die Belastungshistorie bei reibungsfreier Überrollung abgeleitet und diskutiert. Abschließend werden darauf aufbauend am Beispiel der Gestaltänderungsenergiehypothese die Chancen und Einschränkungen bei der Nutzung von Vergleichsspannungen aufgezeigt. Kontakteigenschaften Die folgend diskutierten Ergebnisse gelten für den trockenen Kontakt mit glatten Oberflächen und elastischem, homogenen und isotropen Materialverhalten mit einer Querdehnzahl von ν = 0,3. Durch Angabe aller Ergebnisse in normierter Form sind diese unabhängig von Kugeldurchmesser und aufgebrachter Last. Die Spannungen werden mit dem Betrag der maximalen H ERTZschen Pressung p 0 , die Längenmaße mit der halben Kontaktbreite a normiert. Die Berechnungsverfahren für die Berechnung des klassischen Kontaktproblems sowie der Spannungsverteilung unter der Oberfläche sind Stand der Wissenschaft, weshalb auf die einschlägige Literatur [1 bis 5] verwiesen wird. Statischer Kontakt Zunächst wird das Spannungsfeld in der Ebene für den statischen Kontakt betrachtet. Die Darstellung des Span- -0,2 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 -2 -1 0 1 2 -100 -80 -60 -40 -20 0 20 p/ p 0 x/ a oder y/ a z/ a p 0 Pressung def. Geom. Bild 1: H ERTZ sche Pressungsverteilung und Geometrie der elastisch deformierten Kontaktkörper 0 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 1,6 2 -1,5 -1,00 -0,50 0,00 0,50 1,50 z/ a τ/ p 0 xx yy zz V M τ max σ/ p 0 Bild 2: Spannungskomponenten entlang der z-Achse im Zentrum des Kontaktes TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 8 Bild 2 zu entnehmen ist, in die Tiefe sehr rasch ab. Hervorzuheben ist eine kleine Zone im oberflächennahen Randbereich des Kontaktes, in welcher Zugspannungen vorliegen. Obgleich die Zugspannungen betragsmäßig klein sind, stellen sie, insbesondere für spröde Werkstoffe, einen möglichen Ort von Schädigung ausgehend von der Oberfläche dar [1, 4]. Die Normalspannungskomponente σ zz ist auch im kartesischen Koordinatensystem rotationssymmetrisch um die z-Achse. Der Maximalwert liegt im Zentrum an der Oberfläche mit dem Wert der maximalen H ERTZ schen Pressung p 0 . Mit den betragsmäßig höchsten Spannungen wird der Kontakt von der Normalspannungskomponente in z-Richtung dominiert. Die Schubspannungskomponenten τ xy , τ xz und τ yz sind unterhalb des Kontaktzentrums Null, weshalb sie in den klassischen Darstellungen, vergleiche Bild 2, nicht auftreten. Die Schubspannungskomponente τ xy ist an der Oberfläche am Rand des Kontaktes mit einem Wert von etwa 0,12 p 0 maximal, besitzt aber unter der Oberfläche weitere kleinere lokale Maxima, die keulenförmig verteilt sind. Auch fällt auf, dass sowohl positive wie auch negative Schubspannungen auftreten. Die Schubspannungskomponenten τ xz und τ yz sind abgesehen von einer 90° Drehung um die z-Achse identisch. Auch hier treten sowohl positive als auch negative Schubspannungen auf. Ihr Maximum mit einem Wert von etwa 0,21 p 0 liegt unter der Oberfläche. Es ist eine achsensymmetrische Verteilung in Keulenform zu erkennen. Verdeutlicht man sich, dass alle betrachteten Komponenten des Spannungstensors zusammen den Spannungszustand definieren und folglich „überlagert“ wirken, so wird die starke Inhomogenität und die Mehrachsigkeit des eigentlich simpel erscheinenden Punktkontaktes deutlich. Alle Diagramme aus Bild 3 lassen sich unter https: / / elibrary.narr.digital/ article/ 10.24053/ TuS-2021-0007 herunterladen und interaktiv im Browser ansehen, zoomen und drehen. Reibungsfreie Überrollung Handelt es sich um einen überrollten Kontakt, so wird der Spannungszustand zeitabhängig - es liegt also für jeden Punkt eine Historie des Spannungstensors vor. Bei reibungsfreier Überrollung treten keine zusätzlichen Schubbeanspruchungen durch Reibungskräfte auf, weshalb die Spannungsverteilung des statischen Kontaktes gültig bleibt. Die Achse in Rollrichtung - hier die x-Achse - kann mit der Zeit gleichgesetzt werden, wodurch Bild 3 auch als Darstellung des dynamischen Spannungszustands interpretiert werden kann. An dieser Stelle wird der Sinn der eher ungewöhnlichen Wahl eines kartesischen Koordinatensystems deutlich. Zur genaueren Betrachtung und Visualisierung der Beanspruchungshistorie soll nun die Einschränkung auf Spannungs-Zeitverläufe an drei diskreten Positionen erfolgen. Die erste Position (Position A) liegt im Zentrum des Kontaktes an der Oberfläche, während Position B Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0009 Bild 3: Komponenten des Spannungstensors in Form von spannungsisometrischen Flächen TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 9 spannung wird als maßgebend für die Wälzermüdung angesehen und wird in der genormten Lebensdauerberechnung von Wälzlagern verwendet [6]. Verlagert sich der Betrachtungspunkt in etwa gleicher Tiefe unter der Oberfläche nun aus dem Zentrum des Kontaktes hinaus zu Position C, treten auch die Schubspannungskomponenten τ xy und τ yz auf. Der Betrag von τ yz liegt in der gleichen Größenordnung wie σ yy , während die Komponenten τ xy sowie τ xz nur etwa halb so groß sind. Hervorzuheben ist das dynamische Verhalten der einzelnen Komponenten. τ yz sowie alle Normalspannungen wirken rein schwellend, die Schubspannungen τ xy und τ xz aber wechselnd. Es lässt sich zusammenfassen, dass bereits in verschiedenen Tiefen im Zentrum des Kontaktes deutlich unterschiedliche Spannungs-Zeit-Verläufe vorliegen. Noch größer wird der Unterschied abweichend der Zentralebene. Es wird deutlich, dass die Normalspannungskomponenten überwiegend druckschwellend wirken (mit Ausnahme von σ xx , wechselnd mit Mittelspannung im Druckbereich an Position A), während die Schubspannungskomponenten zeitgleich überwiegend wechselnd wirken. Die Spannungskomponenten sind somit weder synchron noch proportional, was eine intuitive Bewertung erschwert [7]. Hauptspannungen mit Orientierung Die Betrachtung des Spannungszustands erfolgte bisher für ein kartesisches Bezugskoordinatensystem (BKS) mit fester Orientierung. Wird das BKS gedreht, verändern sich die Komponenten des Spannungstensors. Sind alle Schubspannungskomponenten Null spricht man vom Hauptspannungssystem. Es liegen nur noch Normalspannungen vor, welche nach Betrag absteigend durchnummeriert bezeichnet werden. Aus Wissenschaft und Forschung 10 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0009 weiterhin im Zentrum, jedoch unter der Oberfläche an der Stelle der global maximalen VON M ISES -Spannung liegt. Die Stelle der global maximalen Schubspannungskomponenten τ yz wird als Position C gewählt. Letztere ist besonders interessant, da diese zwar in einer ähnlichen Tiefe wie Position B, aber nicht im Zentrum des Kontaktes liegt. In Bild 4 sind alle Spannungskomponenten über der Zeit beziehungsweise der x-Achse für die drei Positionen A, B und C gegenübergestellt. Durch die gemeinsame Achsenskalierung lassen sich die Spannungsbeträge direkt vergleichen. An Position A an der Oberfläche im Zentrum des Kontaktes liegen keine Schubkomponenten vor. Bereits bekannt, hier noch einmal gut erkennbar, sind die Normalspannungen σ xx und σ yy mit gleichem Maximalwert von 0,8 p 0 , während die Spannung σ zz mit einem Maximalwert von p 0 dominiert. Besser als in Bild 3 sind für die Spannung σ xx , neben den überwiegenden Druckspannungen, auch die Bereiche der Zugspannungen am Kontaktrand zu erkennen. Im Zeitverlauf führen diese Zugbereiche für σ xx zu einer druckwechselnden Belastung von 1,5 Perioden je Überrollung, während die anderen Komponenten rein schwellendem Druck unterliegen. Wandert der Betrachtungspunkt unter die Oberfläche zu Position B, so dominiert weiterhin die schwellend wirkende Normalspannung σ zz . Die Normalspannungskomponenten σ xx und σ yy haben in dieser Tiefe bereits deutlich abgenommen. Neu hinzugekommen ist die Schubkomponente τ xz , die betragsmäßig in der gleichen Größenordnung wie die Normalspannungen σ xx und σ yy liegt. Da Position B weiterhin im Kontaktzentrum liegt, sind die Schubspannungskomponenten τ yz und τ xy Null. Während die Normalspannungen alle rein druckschwellend wirken, zeigt die Schubkomponente eine rein wechselnde Beanspruchung. Dieses Wechseln der Schub- -1,2 -1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,8 -2 -1 0 2 Pos. A x/ a oder t -2 -1 0 2 Pos. B x/ a oder t -2 -1 0 2 Pos. C x/ a oder t σ / p 0 τ / p 0 xx yy zz xy xz yz M Bild 4: Spannungskomponenten und VON M ISES -Vergleichsspannung über der Zeit beziehungsweise x-Koordinate des überrollten Kontaktes für die drei Positionen A, B und C TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 10 In Bild 5 sind, äquivalent zu Bild 4, die Hauptspannungs- Zeit-Verläufe der drei Positionen A, B und C aufgetragen. Bis auf die erste Hauptspannung σ 1 an Position A, zeigen alle Verläufe ein rein druckschwellendes Verhalten. Da im Hauptspannungssystem definitionsgemäß alle Schubspannungskomponenten Null sind, scheint die Auswertung des Spannungszustands einfacher zu sein. Was in den Diagrammen nicht dargestellt ist, jedoch beachtet werden muss, ist die Orientierung des BKS. Im Zeitverlauf der Überrollung rotiert das BKS teils um mehrere Achsen. Der nichtsymmetrische und nichtproportionale Beanspruchungszustand, der bei ortsfestem BKS insbesondere durch die Schubspannungskomponenten sichtbar wird (vergleiche Bild 4), zeigt sich bei Darstellung als Hauptnormalspannungen durch die Rotation des BKS [7, 8]. In Bild 6 sind die Orientierungen für das BKS für je sieben Zeitpunkte beziehungsweise x-Koordinaten einer Überrollung dargestellt. Zur besseren Verfolgbarkeit sind die Achsen der Orientierungen als Pfeile dargestellt. Tatsächlich sind die Orientierungen aber vorzeichenlos, die Pfeilrichtung also irrelevant. Deutlich ist für die drei betrachteten Positionen eine unterschiedliche Verdrehung des BKS zu erkennen. An Position A an der Oberfläche bleibt die Orientierung konstant. An Position B rotiert das BKS um die y-Achse, während es in Position C in unterschiedlichem Maße um zwei Achsen rotiert. Diese Rotation muss für eine korrekte Bewertung des Aus Wissenschaft und Forschung 11 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0009 -1,2 -1 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0 0,2 0,4 0,8 -2 -1 0 2 Pos. A x/ a oder t -2 -1 0 2 Pos. B x/ a oder t -2 -1 0 2 Pos. C x/ a oder t σ / p 0 M σ 1 σ 2 σ 3 σ m Bild 5: Hauptspannungen, Mittelspannung und VON M ISES -Vergleichsspannung über der Zeit beziehungsweise x-Koordinate des überrollten Kontaktes für die drei Positionen A, B und C Bild 6: Orientierungen des Bezugskoordinatensystems über der Zeit beziehungsweise x-Koordinate des überrollten Kontakts für die Positionen A, B und C TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 11 [14] in ihren verschiedenen Versionen stellt ein Beispiel für ein Verfahren der integralen Anstrengung dar. Wie N OVOSHILOV in [15] gezeigt hat, kann die VON M ISES - Vergleichsspannung auch als quadratischer Mittelwert der Schubspannungen in allen Schnittebenen interpretiert werden und ist somit ein Sonderfall der SIH. Als Vergleichsspannungshypothese aus jüngster Zeit sollte zudem die modifizierte M OHR -M ISES -Hypothese (MMMH) [16] genannt werden, welche sich explizit mit den Schwächen von quadratischen Vergleichsspannungshypothesen auseinandersetzt. Bereits die große Anzahl unterschiedlicher Festigkeitshypothesen und deren intensive Diskussion in der wissenschaftlichen Fachliteratur zeigt, dass eine pauschal richtige Hypothese nicht gefunden werden kann. Abhängig von der jeweiligen Problemstellung kann nur die Auswahl einer Hypothese erfolgen, die die Schädigung möglichst korrekt abbildet. Mit dieser Problematik beschäftigt sich eine Vielzahl von Veröffentlichungen [7, 17, 18]. An dieser Stelle soll deshalb bewusst keine Empfehlung gegeben werden oder ein Vergleich verschiedener Hypothesen erfolgen, sondern vielmehr am Beispiel der populären GEH aufgezeigt werden, dass jede Hypothese definitionsbedingt mehr oder weniger Informationsverlust mit sich bringt, dessen man sich bei der Auswahl und Verwendung bewusst sein sollte. Ein Rückschluss von einer Vergleichsspannung auf den tatsächlichen Spannungszustand ist nicht möglich. Die Gestaltänderungsenergiehypothese (GEH) nach VON M ISES ist weit verbreitet und zeigt für duktile metallische Werkstoffe gute Übereinstimmung im empirischen Abgleich. Wie der Name verrät, wird als Versagenskriterium die Gestaltänderungsenergie herangezogen. Gemäß Gleichung 1 kann die GEH aus dem Tensor des Spannungsdeviators s ij oder gemäß Gleichung 2 in Komponentenschreibweise direkt aus dem Spannungstensor berechnet werden. mit Spannungsdeviator (Gl. 1) (Gl. 2) Aus den Gleichungen ist direkt ersichtlich, dass die VON M ISES -Spannung immer einen positiven skalaren Wert liefert, also potentiell ein Vorzeichenverlust auftritt. Dieser ist in Bild 4 und Bild 5 zu erkennen. Dass der Kontakt von Druckspannungen beherrscht wird und ein Richtungswechsel bei den Schubspannungen in der Zeithistorie vorliegt, ist aus dem Vergleichsspannungswert nicht erkennbar. Dies verdeutlicht, dass die VON M ISES - Spannung nur eine Aussage über den Betrag der äquivalenten Beanspruchung, nicht jedoch über die Richtung Aus Wissenschaft und Forschung 12 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0009 Beanspruchungsverlaufs berücksichtigt werden. Die Umrechnung auf Hauptnormalspannungen stellt also für eine dynamische Beanspruchung nur eine scheinbare Vereinfachung zur Bewertung des Spannungszustands dar. Soll kein Informationsverlust auftreten, muss der mehrachsige zeitabhängige Spannungszustand stets durch die Komponenten des Spannungstensors sowie der Orientierung des zugehörigen BKS beschrieben werden. Vergleichsspannungshypothesen Für die Bewertung eines überrollten Kontaktes, zum Beispiel im Hinblick auf die Lebensdauer eines Wälzlagers, existieren unterschiedliche Ermüdungsmodelle [6, 8 bis 12]. Gemein haben diese Ansätze, dass in der Regel der mehrachsige Spannungszustand in Form eines skalaren Wertes verarbeitet wird. Der vorliegende mehrachsige Spannungszustand wird für die Bewertung in einen skalaren, äquivalenten Vergleichswert, die sogenannte Vergleichsspannung, umgerechnet. Diese Umrechnung erfolgt auf Basis einer Festigkeitshypothese, welcher ein bestimmter Schädigungsbeziehungsweise Ermüdungsmechanismus zu Grunde liegt. Die Vergleichsspannung führt dabei theoretisch zur gleichen Schädigung wie der ursprüngliche, mehrachsige Beanspruchungszustand. Da verschiedene Randbedingungen, wie zum Beispiel der Werkstoff selbst sowie die Belastungsart und -dynamik, unterschiedliche Schadensmechanismen aufweisen, gibt es eine Vielzahl verschiedener Festigkeitshypothesen variierender Komplexität. Die klassischen Festigkeitshypothesen wurden ursprünglich für den Tragfähigkeitsnachweis unter statischer Beanspruchung entwickelt. Hierzu gehören zum Beispiel die Hauptnormalspannungshypothese nach R ANKINE , die Schubspannungshypothese nach T RESCA oder die Gestaltänderungsenergiehypothese (GEH) nach VON M ISES . Für dynamische, mehrachsige Beanspruchungen wurden diese unter Anderem weiterentwickelt zu den Methoden der kritischen Ebene oder den Methoden der integralen Anstrengung. Bei den Methoden der kritischen Ebene werden aus dem Spannungstensor die in diskreten, unterschiedlich orientierten Ebenen wirkenden Normal- und Schubspannungsamplituden sowie Mittelspannungen berechnet. Aus diesen wird abhängig von der gewählten Hypothese für jede Ebene eine zugehörige Vergleichsspannung berechnet. Die Ebene, in der die maximale Vergleichsspannung auftritt, wird als kritisch betrachtet und für die Schädigung als maßgeblich angesehen. Zu den Methoden der kritischen Ebene gehört zum Beispiel die Hypothese nach D ANG V AN [13]. Der Ansatz der kritischen Ebene kann weitergeführt werden zu den Methoden der integralen Anstrengung. Hier werden entweder mehrere oder alle zuvor berechneten Ebenen berücksichtigt und wiederum zu einem skalaren Vergleichswert zusammengefasst. Die Schubspannungsintensitätshypothese (SIH) ij ij 3 2 v s s v 2 2 2 2 2 2 xx yy zz xx yy xx zz yy zz xy xz yz 3( ) ij ij ij M s TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 12 und auch nicht über den vorliegenden Grad der Mehrachsigkeit treffen kann. Aus Gleichung 1 wird ebenfalls deutlich, dass die mittlere Normalspannung σ M - auch als hydrostatischer Druck bezeichnet - nicht in den Wert der Vergleichsspannung eingeht. Dies wird in Bild 5 sichtbar. Obwohl an Position A alle Normalspannungen in ihrem Betrag größer sind als an Position B und C, ist die Vergleichsspannung an dieser Stelle geringer. Dies erklärt sich durch den deutlich höheren hydrostatischen Druck an Position A, der als resultierende Volumenänderung nicht in die Gestaltänderung und damit nicht in die Vergleichsspannung eingeht. Je ähnlicher die drei Hauptspannungskomponenten sind, desto höher der hydrostatische Druck. Die Überlagerung eines beliebig hohen hydrostatischen Drucks würde somit zu keiner Veränderung der VON M ISES -Spannung führen. Aus Sicht der GEH ist dies korrekt, da eine Volumenänderung nicht zum Fließen des Werkstoffes führt, wohl aber kann bei einem entsprechend hohen Beanspruchungszustand ein anderes Schadenskriterium kritisch sein. Dies verdeutlicht, dass die Wahl einer passenden Vergleichsspannungshypothese maßgeblich ist, da ihr nur ein bestimmtes Schadenskriterium zugrunde liegt und andere Schädigungsmechanismen somit unter Umständen nicht bewertet werden können. Verallgemeinert man die am Beispiel der GEH diskutierten Erkenntnisse, so wird deutlich, dass die Nutzung einer Vergleichsspannung die Bewertung eines inhomogenen, mehrachsigen und dynamischen Spannungszustandes anhand von skalaren Grenzwerten erlaubt. Dies ist jedoch definitionsbedingt durch die Reduktion auf einen skalaren Wert mit einem Informationsverlust verbunden. Dieser Informationsverlust ist abhängig von der Festigkeitshypothese unterschiedlich groß. Hat man die für den Schadensmechanismus signifikante Hypothese ausgewählt und bewegt sich in deren Gültigkeitsgrenzen ist dies zunächst nicht kritisch. Betrachtet man nur den Vergleichsspannungswert besteht jedoch die Gefahr, die vorliegende Beanspruchung und die daraus resultierende Schädigungsart aufgrund des Informationsverlustes unvollständig oder falsch einzuschätzen. Zusammenfassung und Fazit Am Beispiel des prominenten H ERTZ schen Kontaktes Kugel/ Ebene wird gezeigt, dass bereits bei einem solchen einfachen Kontakt, inhomogene mehrachsige Spannungsfelder vorliegen. Bei Überrollung werden diese zudem zeitabhängig, wobei die Spannungskomponenten weder synchron noch proportional wirken. Dies wird durch die volumetrische Darstellung der Spannungsfelder sowie eine vergleichende Diskussion des Zeit-Spannungsverlaufs an drei diskreten Punkten untermauert. Am Beispiel der Gestaltänderungsenergiehypothese wird gezeigt, dass Vergleichsspannungshypothesen, welche zur Bewertung eines mehrachsigen Spannungszustands genutzt werden, einem Informationsverlust im Bezug zum vollständigen mehrachsigen Spannungszustand unterliegen. Dies sollte bei der Auswahl und Anwendung berücksichtigt werden. Literatur [1] Hertz, H.: Über die Berührung fester elastischer Körper. Journal für die reine und angewandte Mathematik (1882) 92, S. 156-171 [2] Johnson, K. 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Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0009 TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 13 Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 dheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikat Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sp Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ A \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Komm chaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historisc chaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Manage e \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ B rachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ K \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ en \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL BUCHTIPP Josef Kolerus, Edwin Becker Condition Monitoring und Instandhaltungsmanagement 1. Auflage 2021, ca. 600 Seiten €[D] 98,00 ISBN 978-3-8169-3489-9 eISBN 978-3-8169-8489-4 erscheint: 2021/ 9 expert verlag GmbH \ Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Tel. +49 (0)7071 97 97 0 \ Fax +49 (0)7071 97 97 11 \ info@verlag.expert \ www.expertverlag.de Stand: Juni 2021 · Änderungen und Irrtümer vorbehalten! Das Buch ist angelegt als Lehr- und Nachschlagewerk zu den Themen - Zustandsüberwachung von Maschinen und Anlagen - Schwingungsdiagnose und Schwingungsanalyse - Instandhaltungs- und Reliabilitymanagement. Thematisch deckt es die Anforderungen der DIN ISO 18436 Teil 2 vollständig ab. Über den Zertifizierungsstoff deutlich hinausgehend werden auch Konzepte für eine ganzheitliche Überwachung behandelt, wie sie vor allem im Zusammenhang mit Industrie 4.0 und Smart Data mehr und mehr erforderlich sein wird. Prof. Dr. Josef Kolerus, Studium der Technischen Physik und Promotion zum Dr. techn. an der TU Wien, langjährige Praxistätigkeit und heute Honorarprofessor an der Technischen Universität Wien. Dr. Edwin Becker ist Leiter ServiceCenter der Prüftechnik Condition Monitoring GmbH, ISO 18436-2 zertifizierter Schwingungsspezialist und hat besondere Erfahrungen mit Getrieben und Antriebstechnik. TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 14 Einleitung Kunststoffe durchdringen dank ihrer vielfältigen Eigenschaften beinahe alle Bereiche des Lebens. Aufgrund ihrer Eigenschaften wie beispielsweise hohe chemische Beständigkeit und gute Notlaufsowie Dämpfungseigenschaften werden Kunststoffe immer wieder in tribologisch beanspruchten Systemen verwendet [1]. Dabei kommen speziell additivierte Kunststoffe, häufig mit Zusätzen von PTFE, Grafit oder Silikonöl, zum Einsatz [2]. In den letzten Jahren wurden additive Fertigungsverfahren, allgemein bekannt als „3D-Druck“, zunehmend auch Bestandteil industrieller Produktionsketten [3]. Ein Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0010 Verschleißverhalten von additiv gefertigten Kunststoff-Kunststoff- Gleitpaarungen Felix Harden, Birgit Schädel, Roland Kral, Leonard Siebert, Rainer Adelung, Olaf Jacobs* Vorgetragen auf der Jahrestagung der Gesellschaft für Tribologie vom 28. bis 30. September 2020 Eingereicht: 14. 9. 2020 Nach Begutachtung angenommen: 30. 3. 2021 Vor dem Hintergrund der rasant steigenden Bedeutung der additiven Fertigung in der industriellen Anwendung und der sich daraus ergebenden Freiheit in Design und Materialkombinationen, sind additiv gefertigte Kunststoff-Kunststoff-Gleitpaarungen von zunehmendem Interesse. Idealerweise sollten maßgeschneiderte Compounds zum Einsatz kommen, um das volle Potential von additiv gefertigten Kunststoff- Kunststoff-Gleitpaarungen auszuschöpfen. In Anbetracht der additiven Fertigungsverfahren spielen jedoch nicht nur die Materialpaarungen, sondern auch ein Verständnis des Einflusses unterschiedlicher Druckparameter eine entscheidende Rolle. Diese Arbeit stellt eine erste, mit Hilfe des Kugel-Prisma- Tribometers ermittelte Verschleißdatenbasis für kommerziell erhältliche Tribo-Werkstoffe dar. Davon ausgehend werden die Einflüsse von Druckorientierung und Materialpaarungen auf das Verschleißverhalten untersucht. Des Weiteren wird deren wechselseitige Abhängigkeit diskutiert. Ergänzend werden die Besonderheiten und Herausforderungen der Prüfkörperherstellung sowie der Verschleißmessung betrachtet. Schlüsselwörter 3D-Druck, Additive Fertigung, FDM, FLM, Gleitverschleiß, Kugel-Prisma-Tribometer, Kunststoff- Kunststoff, Materialextrusion Wear behavior of additive manufactured polymer-polymer sliding combinations For industrial applications, additive manufacturing becomes more and more important due to its unrivaled design and materials freedom. In this light, additively manufactured polymer-polymer sliding combinations gain increasing interest for manifold tribological applications. This potential can be fully exploited, e.g., by using tribologically tailored compounds. For additive manufacturing not only the sliding combinations but also the understanding of the influence of printing parameters are important. Thus, this work is a first investigation of commercially available tribological compounds regarding their wear behavior by means of the ball-prism wear test. On that basis, influences of printing orientation and material combination on the wear behavior are investigated. In addition, interactions of these parameters will be discussed. Finally, the challenges of test specimen production as well as wear measurements are considered. Keywords 3D-printing, additive manufacturing, FDM, FLM, sliding wear, ball-prism wear test, polymer-polymer, material extrusion Kurzfassung Abstract * Felix Harden, M.Sc. Dipl.-Ing. (FH) Birgit Schädel Prof. Dr.-Ing. Roland Kral Technische Hochschule Lübeck, Fachbereich Maschinenbau und Wirtschaft, 23562 Lübeck Leonard Siebert, M.Sc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-5316-7240 Prof. Dr. rer. nat. Rainer Adelung Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-2617-678X Christian-Albrechts-Universität zu Kiel, Institut für Materialwissenschaft, 24143 Kiel Prof. Dr.-Ing. Dipl.-Phys. Olaf Jacobs Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-9685-4961 Technische Hochschule Lübeck, Fachbereich Maschinenbau und Wirtschaft, 23562 Lübeck TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 15 von Erhard [8] stammt bereits aus dem Jahr 1980. Bei dieser Arbeit wurde der Fokus allerdings mehr auf das Reibals auf das Verschleißverhalten gelegt. Zudem wurden nur nicht additivierte Kunststoffe verwendet. Aktuellere Studien wie die von Ashraf et al. von 2009 [9], Schädel et al. von 2012 [10] und Ramesh et al. von 2019 [11] zeigen, dass auch heute noch die Vorhersage des Verschleißverhaltens von Kunststoff-Kunststoff-Paarungen schwierig ist. Insbesondere die Arbeit von Ramesh et al. [11] verdeutlicht nochmals, dass auch für Standardpolymere kaum Reibungs- und Verschleißdaten zu Kunststoff-Kunststoff-Paarungen vorhanden sind. Um eine bessere Datengrundlage zu schaffen, werden hier zunächst einige bereits kommerziell erhältliche Compounds untersucht. Davon ausgehend stellt die vorliegende Arbeit den Beginn einer systematischen Untersuchung verschiedener, insbesondere mittels FLM-Verfahren additiv gefertigter, tribologischer Kunststoff- Kunststoff-Paarungen dar. Im Folgenden werden entscheidende Einflussfaktoren identifiziert und damit die Grundlagen für umfangreichere Untersuchungen gelegt. Materialien Um den Einfluss der Materialpaarung zu untersuchen, wurden für die jeweiligen Kunststoff-Kunststoff-Paarungen vier verschiedene Materialien verwendet, welche bereits als Filament (aufgewickeltes Strangmaterial, optimiert für das FLM-Verfahren) kommerziell erhältlich sind. Bei den Materialien handelt es sich um Glycolmodifiziertes Polyethylenterephthalat (PETG) sowie Acrylnitril-Styrol-Acrylat-Copolymerisat (ASA). Diese wurden zum einen bereits für tribologische Anwendungen mit Partikeln aus Polytetrafluorethylen (PTFE) modifiziert; daneben wurden die nicht tribologisch optimierten Varianten in die Untersuchung mit einbezogen. Tabelle 1 zeigt die Materialien, die Bezeichnungen, welche im weiteren Verlauf Verwendung finden, und grundlegende Kennwerte. Die Bestimmung des E-Moduls sowie der Zugfestigkeit wurden nach DIN EN ISO 527-1 [12] durchgeführt. Abweichend zur Norm wurden horizontal gedruckte Prüfkörper mit der Geometrie 1BA nach DIN EN ISO 527-2 [13] verwendet. Die Parameter zur Herstellung der gedruckten Prüfkörper werden im nächsten Kapitel beschrieben. Die thermischen Eigenschaften wurden mittels dynamischer Differenzkalorimetrie (DSC) der Firma Netzsch Gerätebau GmbH mit ca. 10 mg Probeneinwaage und einer Heizrate von 10 K/ min ermittelt. Aus Wissenschaft und Forschung 16 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0010 entscheidender Faktor hierfür ist, dass sich mittels additiver Fertigungsverfahren eine nahezu beliebige Bauteilkomplexität ohne teure Formwerkzeuge herstellen lässt, was sie gerade auch für kleine Stückzahlen interessant macht. Zudem eröffnet die additive Fertigung ganz neue Möglichkeiten, wie beispielsweise die Verarbeitung mehrerer Materialien im selben Prozess, auch bekannt als „Multimaterialdruck“ [4]. Somit können beispielsweise tribologische Paarungen hinsichtlich der Druckparameter und Materialkombination weitgehend frei designt werden. Darüber hinaus ermöglicht die additive Fertigung die Herstellung von zusammenbaufreien Mechanismen, sogenannte Non-Assembly-Mechanismen, in einem einzigen Fertigungsschritt. Solche Mechanismen reduzieren nicht nur den Montageaufwand, sondern ermöglichen weitreichende Funktionsintegration und Gewichtseinsparung. Allerdings ist dies auf Materialien beschränkt, die in einem Prozess verarbeitet werden können. In Anbetracht dieser Tatsache sind auch tribologisch aufeinander zugeschnittene Werkstoffe derselben Werkstoffgruppe unabdingbar. Zu den am weitesten verbreiteten additiven Fertigungsverfahren zählen die Materialextrusionsverfahren für Kunststoffe, auch bekannt unter dem Markennamen „Fused Deposition Modeling - FDM ® “ von Stratasys oder „Fused Layer Modelling - FLM“ nach der VDI-Richtlinie 3405 [5], [6]. Um das volle Potential additiv gefertigter Non- Assembly-Mechanismen für die Materialextrusionsverfahren für Kunststoffe ausnutzen zu können, sind neben konstruktiven Voraussetzungen aufeinander abgestimmte Kunststoff-Kunststoff-Verschleißpaarungen unabdingbar. Das setzt eine gründliche Untersuchung spezifischer Paarungen, der Additivierung der Kunststoff- Compounds sowie des Einflusses der Druckparameter auf das Verschleißverhalten voraus. Vor diesem Hintergrund sind aufeinander abgestimmte Kunststoff-Kunststoff-Gleitpaarungen für die Verarbeitung mittels additiver Fertigung von großem Interesse. Die Studie von Angelopoulos et al. [7] gibt einen guten Überblick über den Stand der Forschung in Bezug auf funktionelle Füllstoffe und deren Auswirkung auf die Materialeigenschaften im Bereich der FLM-Verfahren. Hier wird nochmals deutlich, dass insbesondere in dem Bereich der Materialien für FLM-Verfahren nur sehr wenige Erkenntnisse über tribologische Zusammenhänge vorliegen. Hinzu kommt, dass trotz der in der Praxis recht weit verbreiteten Paarung von Kunstoffen unter tribologischen Beanspruchungen, bisher nur wenige experimentelle Untersuchungen auf diesem Gebiet veröffentlicht wurden. Die wohl bekannteste und umfassendste Studie Bez. Polymer/ Blend Hersteller E [MPa] σ m [MPa] T g [°C] T m [°C] I150 PETG/ PTFE Igus GmbH 2500 44 77/ - -/ 330 I170 ASA/ PTFE Igus GmbH 2300 27 101/ - -/ 325 PETG PETG Filamentworld 2400 47 77 - ASA ASA Fillamentum Manufacturing 2400 36 104 - Tabelle 1: Materialien und Bezeichnung TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 16 Prüfkörperherstellung Die Prüfkörperherstellung sowohl für die tribologische als auch mechanische Prüfung, erfolgte im FLM Verfahren mit einem Ultimaker 2+ der Firma Ultimaker BV. Das Gerät verfügt neben einem Bowdenextruder über eine beheizte Druckplatte und wurde mit einer Düse mit 0,4 mm Durchmesser ausgestattet. Da sich die unterschiedlichen Materialien nicht mit identischen Parametern verarbeiten lassen, wurden diese mit einem jeweils auf das Material angepassten Parametersatz verarbeitet. Basierend auf den Untersuchungsergebnissen von Kuznetsov et al. [14] wurden die Prüfkörper mit möglichst hoher Verarbeitungstemperatur sowie ohne Bauteilkühlung gefertigt, um maximale Festigkeit zu erzielen. Zudem wurde, um eine möglichst geringe Rauheit der Oberfläche zu schaffen, die Schichtdicke so klein wie möglich gewählt. Insbesondere bei I170 musste sowohl bei Schichtdicke als auch bei Druckgeschwindigkeit abweichend von den Parametern der anderen Materialien gearbeitet werden, damit sich dieses verarbeiten ließ. Die maßgeblichen Verarbeitungsparameter für die einzelnen Materialien sind in Tabelle 2 dargestellt. Für die Verschleißversuche wurden jeweils sechs Kugeln und zwölf Plättchen in einem Druck gefertigt. In Anlehnung an die Norm DIN ISO 7148-2 [15] wurden Kugeln mit dem Durchmesser von 12,7 mm mit einer Aufnahme zur Einspannung in den Prüfstand gedruckt. Die Plättchen wurden ebenfalls nach den maßlichen Standards der Norm angefertigt mit Abmessungen von 10 mm x 12 mm und 2 mm Dicke. Nach Herstellung der Prüfkörper wurden diese min. 24 Stunden bei Raumbedingungen (ca. 20 °C / 50 % rF) ausgelagert. Anschließend wurden die Plättchen in Aluminiumträger eingeklebt, um die für die Verschleißversuche benötigten Prismen zu erhalten. Vor jedem Verschleißversuch wurden sowohl die Prismen als auch die Kugeln mit unvergälltem Ethanol gereinigt. Bedingt durch das FLM-Verfahren entstehen anisotrope Bauteile. Gründe hierfür liegen in den fertigungsbedingt bereits anisotropen Werkstoffeigenschaften der Filamente und in deren gerichteter Ablage sowohl in der Fertigungsebene (x-y-Ebene), als auch in der Schichtungsrichtung (z-Richtung) senkrecht dazu. Als Folge entsteht unter anderem eine Ausrichtung der gedruckten Oberflächenstruktur. Um deren Einfluss auf das Verschleißverhalten zu untersuchen, wurden die Plättchen auf unterschiedliche Weise im Prisma orientiert, sodass sich zwei verschiedene Ausrichtungen der aufeinander einwirkenden Oberflächenorientierungen zueinander ergeben. Bild 1 zeigt schematisch die Druckgeometrien im Verschleißprüfstand. Links ist die Ausrichtung der Oberflächenorientierungen des Prismas parallel zur Rotationsrichtung und gleichzeitig parallel zur Oberflächenorientierung der Kugel zu sehen, im Folgenden als Längsausrichtung (bzw. längs) bezeichnet, im rechten Teil der Abbildung die Ausrichtung der Oberflächenorientierungen des Prismas rechtwinklig zur Rotationsrichtung, im Weiteren als Querausrichtung (quer) bezeichnet. Alle möglichen Materialkombinationen (vergl. Tabelle 1) wurden sowohl in Längs-, als auch in Querrichtung getestet. In Kombination mit Tausch des statischen und rotierenden Partners ergeben sich somit 32 Kombinationsmöglichkeiten. Aus Wissenschaft und Forschung 17 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0010 Bez. Drucktemperatur [°C] Druckgeschwindigkeit [mm/ s] Schichtdicke[μm] I150 230 20 60 I170 250 40 100 PETG 215 20 60 ASA 260 20 60 Tabelle 2: Ausgewählte Verarbeitungsparameter im FLM-Verfahren Bild 1: Geometrie des Verschleißkontakts mit Oberflächenorientierung der Plättchen; links: längs, rechts: quer TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 17 tationsfrequenz im Trockenlauf. Aufgrund der Prüfkörpergeometrien ergibt sich daraus eine Normalkraft von 21,21 N pro Plättchen und eine Gleitgeschwindigkeit von 28 mm/ s zu Beginn des Versuchs. Zusätzlich zu den Versuchen mit 100 h Versuchsdauer wurden zur Ermittlung der Veränderung der Oberflächenstruktur in der Einlaufphase an sechs Armen an einer ausgewählten Materialpaarung Versuche mit ansonsten identischen Bedingungen durchgeführt, bei denen mit Taktung von 10 min über die ersten 60 min jeweils ein Prüfkörper entnommen wurde. Dies wurde exemplarisch anhand der Kombination von PETG-Kugeln gegen I150-Prismen längs sowie quer durchgeführt. Ein Nachteil dieses Versuchsaufbaus ist, dass aufgrund der kugelförmigen Kontaktfläche die Flächenpressung während des Versuchs kontinuierlich abnimmt, ebenso - wenn auch in deutlich geringerem Maße - die Gleitgeschwindigkeit bei Verschleißen der Kugel. Somit ist bei diesem Versuchsaufbau der pv-Wert nicht konstant über die Versuchsdauer. Auch können mit dem Kugel- Prisma-Tribometer keine Reibwerte ermittelt werden. Aus Wissenschaft und Forschung 18 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0010 Untersuchungsmethoden Die Verschleißversuche fanden in VPS 6-fach Verschleißprüfständen von Dr. Tillwich GmbH Werner Stehr statt, die nach dem Modellsystem Kugel/ Prisma arbeiten. Diese Prüfstände bieten den entscheidenden Vorteil, dass pro Prüfstand sechs Paarungen gleichzeitig geprüft werden können. Pro Paarung wurden zur Ermittlung der Verschleißdaten jeweils drei Versuche durchgeführt. Angesichts der sich daraus ergebenden großen Anzahl an notwendigen Verschleißversuchen (min. 96), um die Versuchsmatrix abzubilden, in Kombination mit der langen Dauer tribologischer Untersuchungen, wurde diese Testmethode für die Verschleißversuche gewählt. Die Prüfstände wurden mit induktiven Wegaufnehmern zur digitalen Datenerfassung ausgerüstet. Das schematische Versuchsprinzip ist in Bild 2 zu sehen. Der Versuchsarm wird mit einem Gewicht belastet, welches das Prisma gegen den rotierenden Kugelprüfkörper drückt. Der induktive Wegaufnehmer zeichnet die Eindringtiefe beider Prüfkörper ineinander auf. Geprüft wurde dabei nach DIN ISO 7148-2 [15] bei 23 -0 +1,4 °C und 50 -10,9 +3,5 rF über 100 h mit einer Belastung von 30 N und 1 Hz Ro- Bild 3: Versuchsschema Universaltribometer; grün: Messgrößen, rot: Prüfkräfte, schwarz: Bewegungen Bild 2: Versuchsprinzip Kugel-Prisma Verschleißtest [10] Aus diesem Grund wurden an ausgewählten Materialkombinationen zusätzlich Untersuchungen zum Reibungskoeffizienten mit einem Universal-Tribometer UMT-3MT der Firma Center for Tribology, Inc. (CETR) durchgeführt. Dazu wurden die Geometrien, Eingriffsverhältnisse und Belastungen der Kugel-Prisma-Verschleißuntersuchungen einseitig nachgebildet. Bild 3 zeigt den Versuchsaufbau. Die Kugel wird zentrisch auf einen rotierenden Tisch gespannt und das Plättchen auf einer 45° abgeschrägten Ebene des Prüfdorns befestigt. Dieser wiederum ist an dem Kraftaufnehmer befestigt, welcher sowohl vertikale Kräfte als auch einachsig horizontale Reibkräfte aufnehmen kann. Um die Reibkräfte messen zu können, konnte daher lediglich eine Hälfte des Prismas gegen die Kugel gedrückt werden. Dies hat zur Folge, dass die Prüfkraft lediglich 15 N betrug, um eine Normalkraft von 21,21 N auf das Plättchen zu erhalten, was der Normalkraft im Kugel-Prisma-Versuch entspricht. Die Drehzahl von 1 Hz wurde identisch der TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 18 Kugel-Prisma-Versuche gewählt. Aus der aufgebrachten Prüfkraft F wurde die wirkende Normalkraft F N berechnet, durch Division der gemessenen Reibkraft F R durch die Normalkraft der Reibungskoeffizient µ. Alle Versuche zur Reibwertermittlung wurden an quer ausgerichteten Prismen vorgenommen. Auswertemethodik Wie bereits in einer früheren Arbeit von Schädel et al. [10] mit demselben Versuchsaufbau im Kugel-Prisma- Prüfstand dargestellt, wird die Auswertung von Kunststoff-Kunststoff-Verschleißuntersuchungen wesentlich komplexer als bei gängigen Verschleißuntersuchungen von Kunststoffen gegen einen metallischen oder keramischen Gegenpartner. Dort kann in der Regel der auftretende Verschleiß des Gegenpartners vernachlässigt werden, sodass Kontaktgeometrie und Verschleißvolumen eindeutig aus der Eindringtiefe ermittelt werden können. Bei einer Kunststoff-Kunststoff-Paarung verschleißen dagegen beide Partner in variablem Maße. Somit kann die Eindringtiefe nicht eindeutig einem der beiden Verschleißpartner zugeordnet werden. Bild 4 zeigt die beiden möglichen Extremfälle der Verschleißszenarien sowie deren projizierte Verschleißfläche (a). Sie ist für beide Szenarien bei gleicher Eindringtiefe identisch. Das Verschleißvolumen, welches sich aus der projizierten Verschleißfläche ermitteln lässt, ist dagegen für beide Szenarien stark unterschiedlich. Verschleißt nur das Prisma (b), bildet sich im Eingriff jedes der Plättchen eine Kalotte aus. Verschleißt wiederum nur die Kugel (c), wird die projizierte Verschleißfläche umlaufend von der Kugel abgetragen. Somit ergibt sich bei derselben Eindringtiefe ein deutlich höheres Verschleißvolumen, wenn nur die Kugel verschleißt. Betrachtet man Bild 5, wird dieser Unterschied der beiden Aus Wissenschaft und Forschung 19 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0010 Bild 5: Vergleich von theoretischem, reinem Kugel- und Prismaverschleiß ermittelt aus gleichen gemessenen Eindringtiefen (am Beispiel der Messdaten der Paarung von I150 Kugel gegen ASA-Prisma) Bild 4: Mögliche Verschleißszenarien einer Kunststoff-Kunststoff-Paarung im Kugel-Prisma-Prüfstand; Verschleißvolumina sind rot dargestellt; a) projizierte Verschleißfläche, b) nur Prismaverschleiß, c) nur Kugelverschleiß TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 19 Ergebnisse & Diskussion Nachfolgend werden zunächst die Ergebnisse aus den Versuchen mit dem Kugel-Prisma-Tribometer dargestellt. Die in Bild 6 exemplarisch dargestellten Rasterelektronenmikroskop-Aufnahmen zeigen zwei verschlissene Plättchen aus I150. Diese wurden in Kombination mit ASA-Kugeln getestet. Bei den Aufnahmen a) und b) handelt es sich um dasselbe Plättchen einer Paarung mit Längsausrichtung des Prismas. Die Aufnahmen c) und d) sind Aufnahmen eines Plättchens einer Paarung mit Querausrichtung des Prismas. Bild 6 a) zeigt einen nicht verschlissenen Bereich des Prismas. Die durch das Herstellungsverfahren in Bahnen strukturierte Oberfläche ist gut zu erkennen. Ebenfalls erkennbar sind die beim I150 eingebetteten PTFE-Partikel (beispielsweise rot umrandet). Da es sich um eine bereits tribologisch getestete Probe handelt, sind auch Abriebpartikel zu erkennen. Die Verschleißkalotte desselben Plättchens ist in Bild 6 b) zu sehen. Am rechten Rand befinden sich Teile der nicht verschlissenen Oberfläche des Plättchens. Die Verschleißkalotte selbst weist leicht gekrümmte Verschleißriefen in Rotationsrichtung der ASA-Kugel (roter Pfeil) auf. Durch das Herstellungsverfahren der Prüfkörper bedingte ausgerichtete, gedruckte Strukturen sind keine mehr erkennbar. In Bild 6 c) wird dies nochmals deutlich. Hier zu sehen ist das quer zur Rotationsrichtung ausgerichtete Plättchen auf der Eintrittsseite des Aus Wissenschaft und Forschung 20 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0010 Extremfälle nochmal deutlich. Das wahre Verschleißverhalten liegt somit irgendwo zwischen theoretischem reinem Kugel- und reinem Prismaverschleiß. Um Rückschlüsse sowohl auf das real vorliegende Verschleißszenario als auch auf die Oberflächenstruktur zu ermöglichen, wurden die Verschleißflächen nachträglich mit einem chromatischen Weißlicht-Sensor der Firma FRT GmbH abgerastert. Für die Berechnungen der Verschleißkennwerte wird das Verschleißvolumen in Abhängigkeit des Weges betrachtet. Zur Bestimmung der spezifischen Verschleißrate wird zuerst der stationäre Bereich des Verschleißes ermittelt. Für diesen Bereich gilt ein linearer Zusammenhang zwischen Verschleißvolumen und Reibweg. Anhand der Daten innerhalb dieses Bereichs lässt sich die spezifische Verschleißrate ermitteln. Der Bereich bis zum Erreichen des stationären Bereichs ist der Einlaufbereich. Hier wird das Gesamtvolumen im Einlaufbereich bezogen auf die Normalkraft ermittelt. Um einen Eindruck von den beteiligten Oberflächen - sowohl gedruckt als auch tribologisch beansprucht - und den wirkenden Verschleißmechanismen zu erlangen, wurden ausgewählte Proben mit einem Rasterelektronenmikroskop (Zeiss Supra 55VP) untersucht. Bild 6: REM-Aufnahmen verschlissener I150-Plättchen mit ASA als Gegenpartner; a) gedruckte Oberflächenstruktur von I150 auf einem unverschlissenen Bereich des Plättchens, b) Verschleißmarke eines Plättchens mit Längsausrichtung, c) Eintrittsseite der Kugel auf einem Plättchen mit Querausrichtung, d) Austrittsseite der Kugel auf einem Plättchen mit Querausrichtung; roter Pfeil: Rotationsrichtung der Kugel, rot umrandet: eingebettet PTFE Partikel, beige: Fertigungsrichtungen TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 20 Gegenpartners. Die sich in der Verschleißkalotte als Folge des Verschleißvorgangs ausbildenden Riefen verlaufen senkrecht zur herstellungsbedingten Oberflächenorientierung der nicht verschlissenen Oberfläche im unteren Teil der Aufnahme. Strukturen die auf den Schichtungsprozess während der Prüfkörperherstellung zurückzuführen sind, verlaufen parallel zur durch eben diesen Schichtungsprozess ausgerichteten Oberflächenstruktur. Folglich sind die Riefen in der Verschleißkalotte eine Folge des Verschleißvorganges. Bild 6 d) zeigt die Austrittseite der Kugel auf dem Plättchen. Auch hier ist die Ausrichtung der Verschleißriefen zur Rotationsrichtung zu erkennen. Zusätzlich findet auf der Austrittseite vermehrt eine Anhäufung des Abriebs statt. Anhand der Untersuchungen der sich ausbildenden Verschleißflächen mit dem chromatischen Weißlicht-Sensor erfolgte eine Zuordnung der primär vorliegenden Verschleißszenarien, wie Bild 7 exemplarisch an zwei verschiedenen Verschleißpaarungen zeigt. Zur Bestimmung des primären Verschleißpartners wurden Schnitte an höchster, respektive tiefster Stelle durch die dreidimensionalen Topografiedaten gelegt und mit der Sollkontur verglichen. Betrachtet man die Profilschnitte der Verschleißpaarung oben in Bild 7, fällt bei a) eine Abweichung der Kontur des Kugelprüfkörpers von der idealen Kugelkontur auf. Der Profilschnitt des Prismas (b) weist im Wesentlichen lediglich eine Materialanhäufung des Abriebs auf. Hier verschleißt primär die Kugel. Betrachtet man nun die beiden unteren Topografiedatensätze lässt sich kaum eine Abweichung des Kugelprüfkörpers (c) von seiner Idealkontur feststellen. Das Prisma (d) hingegen weist eine deutliche Vertiefung auf. Bei dieser Paarung verschleißt primär das Prisma. Die Ergebnisse der Zuordnung der Verschleißszenarien sind in Tabelle 3 für alle Paarungen dargestellt. Drei der untersuchten Verschleißpaarungen verschlissen allerdings vollständig vor dem Erreichen des geplanten Versuchsendes (100 h). Die Verschleißpaarungen aus PETG-Kugel und PETG-Prisma versagten bereits nach wenigen Minuten unter starker thermischer Verformung. Somit ließ sich diese Paarung weder einem Verschleißszenario zuordnen, noch lassen sich weitere Auswertungen vornehmen. Die Verschleißpaarungen aus ASA und I170 verschlissen in den ersten etwa 10 Stunden komplett. Trotz des vorzeitigen Versagens ließen sich die Verschleißszenarien hier jedoch eindeutig zuordnen, weitere Auswertungen sind allerdings auch hier nicht möglich. Aus Wissenschaft und Forschung 21 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0010 Bild 7: 3D-Darstellung und Schnitt der Verschleißspur einer Verschleißpaarung aus a) I150-Kugel und b) I170-Prisma mit Querausrichtung sowie einer Verschleißpaarung aus c) PETG-Kugel und d) I170-Prisma mit Längsausrichtung; grün: Ideal-Kontur & Schnittposition, schwarz: Ist-Kontur; Breiten aller Darstellungen: 5 mm, Höhe der y-Achsen aller Diagramme: 700 µm TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 21 ASA längs quer O O xV xV O O OV OV Kugel I1 I1 P A Für die Berechnung der Verschleißvolumina und damit auch der Verschleißraten aus den gemessenen Eindringtiefen wurden die zuvor ermittelten Verschleißszenarien der jeweiligen Paarung zugrunde gelegt. In Bild 8 sind die Verschleißraten, die im stationären Bereich nach Beendigung der Einlaufphase ermittelt wurden, dargestellt. Der Einfluss der Additivierung mit PTFE ist stark abhängig von der Kombination der Verschleißpartner. Betrachtet man die Paarungen aus PETG und I150 fällt auf, dass die Additivierung nur eines Verschleißpartners mit PTFE zu einer drastisch verringerten Verschleißrate im Vergleich zu Paarungen aus PETG und PETG führt. Dabei ist irrelevant, welcher der beiden Partner additiviert wird. Eine Additivierung beider Partner senkt die Verschleißrate - in geringerem Maße - noch weiter. Anders stellt es sich bei den Paarungen mit Kugeln aus PETG bzw. I150 gegen ASA-Prismen dar. Die Additivierung der I150-Kugel mit PTFE führt hier zu keiner Reduzierung der Verschleißrate. Im Einklang dazu steht, Aus Wissenschaft und Forschung 22 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0010 Anhand dieser Untersuchungen lassen sich erste Trends feststellen. Betrachtet man Tabelle 3 wird deutlich, dass die Orientierung der Oberflächenstruktur keinen signifikanten Einfluss auf das Verschleißszenario hat. Auffällig ist: Bei den Paarungen aus I150 bzw. I170 gegen PETG verschleißt, unabhängig vom Material, immer das Prisma. Für die anderen nichtgleichnamigen Paarungen ist es stark materialabhängig, ob vorwiegend das Prisma oder die Kugel verschleißt (Details dazu siehe weiter unten). Eine Korrelation mit dem Eingriffsverhältnis - das Prisma ist immer im Eingriff, die Kugel intermittierend - ist nicht festzustellen. Für gleichnamige Paarungen aus I170 bzw. ASA fällt auf, dass beide Partner maßgeblich verschleißen. Der Verschleiß setzt sich somit aus signifikanten Anteilen von Kugel- und Prismaverschleiß zusammen. Bei diesen Paarungen wird der Kugelverschleiß für die weiteren Berechnungen zugrunde gelegt. Diese Annahme führt zu überhöhten Werten der berechneten Verschleißvolumina. Bei Paarungen aus PETG mit I150 und I170 ist auffällig, dass unabhängig vom Material immer das Prisma verschleißt. Tabelle 3: Primärer Verschleißpartner; Prisma: V - Kugel: O - vorzeitig verschlissen: x Prisma I150 I170 PETG ASA längs quer längs quer längs quer längs quer Kugel I150 V V O O V V O O I170 V V OV OV V V xV xV PETG V V V V x x O O ASA V V xO xO V V OV OV Bild 8: spezifische Verschleißraten im stationären Zustand verschiedener Materialpaarungen im Kugel-Prisma- Verschleißtest; Primärer Verschleißpartner; Prisma: V - Kugel: O - vorzeitig verschlissen: x TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 22 dass Paarungen aus ASA-Kugeln gegen Prismen aus PETG bzw. I150 ebenfalls keine signifikante Verringerung der spezifischen Verschleißrate durch die Additivierung mit PTFE aufweisen. Da für diese Paarungen beim Tausch der Materialien - wie aus Tabelle 3 zu entnehmen ist - das verschleißende Material dasselbe bleibt, wechselt jedoch das Verschleißszenario vom Kugelzu Prismaverschleiß, was eine Verringerung der spezifischen Verschleißrate zur Folge hat. Ähnliche Beobachtungen lassen sich für Paarungen aus PETGbzw. I150-Kugel mit I170-Prismen machen. Auch hier bleibt die Additivierung des I150 irrelevant für die spezifische Verschleißrate. Jedoch führt die Additivierung des Prismas zu einer drastisch verringerten Verschleißrate im Vergleich zum reinen ASA-Prisma. Zusätzlich ändert sich für die Paarung mit PETG-Kugel das Verschleißszenario von Kugelverschleiß beim Versuch gegen das ASA-Prima zu Prismaverschleiß beim I170- Prisma. Für Paarungen aus I170-Kugeln gegen Prismen aus I150 führt der Tausch der Partner zu einer weiteren Reduzierung der spezifischen Verschleißrate, da sich hier das Verschleißszenario zu Prismaverschleiß ändert. Aufgrund der hohen Schwankung bei Paarungen aus I170-Kugel und PETG-Prisma, kann kein signifikanter Unterschied im Vergleich zur umgekehrten Paarung festgestellt werden. Dies steht auch im Einklang mit dem trotz des Partnertausches für diese Paarung unveränderten Verschleißszenario. Im Gegensatz zu den Ergebnissen beider Verschleißpartner aus I150 führt eine Paarung beider Verschleißpartner aus I170 zu einer erhöhten Verschleißrate im Vergleich zu beiden Partnern aus reinem ASA. Eine mögliche Ursache, die zu dieser Erhöhung der Verschleißraten von I170-I170-Paarungen führt, könnte eine mangelhafte Anbindung des PTFE in die ASA-Matrix sein. Dies würde auch eine Erklärung für die verhältnismäßig geringen Festigkeitswerte der gedruckten I170-Prüfkörper liefern, bleibt jedoch noch zu klären. Dargestellt in Bild 9 ist das kraftbezogene Einlaufverschleißvolumen. Hier zeigt sich keine eindeutige Korrelation zwischen PTFE und dem kraftbezogenen Einlaufverschleißvolumen. Im Hinblick auf die Ausrichtung der Oberflächenstruktur wurde ein Einfluss auf das Verschleißverhalten, insbesondere auf den Einlaufverschleiß, erwartet. Betrachtet man die Ergebnisse der Auswertung des Einlaufverschleißvolumens, kann jedoch keine solche Korrelation festgestellt werden. Ebenso zeigt sich auch keine Korrelation zwischen der Ausrichtung der Oberflächenstruktur und der in Bild 8 dargestellten spezifischen Verschleißrate. Eine mögliche Erklärung ist, dass die Oberflächenstrukturen - durch die zu Beginn des Versuchs sehr kleine Kontaktfläche - bereits kurz nach Beginn des Versuches eingeebnet sind. Im weiteren Verlauf haben diese lediglich im Randbereich des Eingriffs eine untergeordnete Rolle. Die Untersuchungen der Verschleißflächen in den ersten 60 min der Einlaufphase bestätigen diese Vermutung. In Bild 10 ist bereits nach 20 min eine deutliche Einebnung der Oberflächenstrukturen sowohl für längs Aus Wissenschaft und Forschung 23 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0010 Bild 9: Kraftbezogenes Einlaufverschleißvolumen verschiedener Materialpaarungen im Kugel-Prisma- Verschleißtest; Primärer Verschleißpartner; Prisma: V - Kugel: O - vorzeitig verschlissen: x TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 23 bination mit der schlechten Wärmeleitfähigkeit von Kunststoffen führt dies zu einer ersten signifikanten Erwärmung der Probe. Begünstigt durch den verhältnismäßig niedrigen Glasübergang beim PETG nehmen mit steigender Temperatur im Material unterhalb der Kontaktzone die plastische Verformung sowie die viskoelastische Energiedissipation und damit auch der kohäsive Anteil des Reibungskoeffizienten schnell zu. Dies führt zu einer weiteren Vergrößerung des Reibungskoeffizienten und somit auch zu einer weiteren Erhöhung der Temperatur in der Kontaktzone. Es entsteht ein sich selbst verstärkender Prozess, der schnell zur thermischen Überlastung der PETG-PETG-Paarung führt. Im Hinblick auf das Phänomen des vom Material unabhängigen Verschleißszenarios für Paarungen aus PETG mit I150 bzw. I170 wurde eine ähnliche Ursache vermutet. Bedingt durch die unterschiedlichen Eingriffsverhältnisse - permanenter Eingriff des Prismas, intermittierender Eingriff der Kugel - könnte der oben beschriebene Effekt nur für das Prisma auftreten, da die Kugeloberfläche kurze Phasen der Abkühlung zwischen zwei Eingriffen hat. Die ermittelten Reibungskoeffizienten dieser Paarungen bestätigen dies allerdings nicht. Für Paarungen aus PETG und I150 lassen sich - ungeachtet welches Material der Kugel und welches dem Prisma zugeordnet ist - niedrige Reibungskoeffizienten von circa 0,1 feststellen. Diese drastische Absenkung des Reibwerts kann auf das Vorhandensein von PTFE zurückgeführt werden. Paarungen aus PETG und I170 weisen einen etwas höhe- Aus Wissenschaft und Forschung 24 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0010 als auch für quer ausgerichtete Prismen zu erkennen, die gedruckten Oberflächenstrukturen sind in den Verschleißflächen nicht mehr erkennbar. Aufgrund des Phänomens des vom Material unabhängigen Verschleißszenarios für Paarungen aus PETG mit I150 und I170 sowie des sofortigen Versagens der PETG-PETG-Paarung wurden Reibwertuntersuchungen, wie im Abschnitt „Untersuchungsmethoden“ beschrieben, mit dem Universaltribometer durchgeführt. Hier lag die Vermutung nahe, dass bedingt durch einen erhöhten Reibungskoeffizienten, der Verschleiß des Prismas begünstigt wird. Das Prisma ist permanent im Eingriff, die Flächenelemente der Kugel nur kurzzeitig, zweimal je Umdrehung. Dies hat eine stärkere thermische Belastung des Prismas zur Folge. Bild 11 zeigt die Ergebnisse der Untersuchungen im Universaltribometer. Diese liefern eine Erklärung für das vorzeitige Versagen der PETG-PETG-Paarung. Der Reibungskoeffizient, welcher sich in der ersten Minute vor dem vollständigen Versagen ermitteln lässt, schwingt sich auf und ist zum Ende circa achtmal so hoch wie bei Paarungen aus PETG und I150. Dieser hohe, sich aufschwingende Reibungskoeffizient bei der PETG-PETG-Paarung kann mithilfe des Two-Term-Non-Interacting-Model von Brian Briscoe begründet werden [16]. Der Reibungskoeffizient hat demnach einen adhäsiven und einen kohäsiven Anteil, der bei Kunststoffen großenteils auf viskoelastische Dissipation im Volumenmaterial zurückgeführt werden kann. Durch die Reibung entsteht Wärme und in Kom- Bild 10: 3D-Darstellung der Verschleißspuren (Oberflächenausschnitt 4 x 4 mm) nach 20 min und 60 min von I150-Plättchen mit ASA-Kugeln als Gegenpartner; oben: Prisma mit Längsausrichtung, unten: Prisma mit Querausrichtung TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 24 ren Reibungskoeffizienten von 0,15 - 0,25 auf. Auffällig ist, dass dieser deutlich stärker schwankt als bei Paarungen aus PETG und I150. Zudem ist bei der Paarung aus I170-Kugel und PETG-Prisma ein tendenziell höherer Reibwert als bei getauschten Gegenparten zu erkennen. Nach Auffassung der Autoren liefert dieser jedoch keine Begründung für das oben beschriebene Phänomen. Daher muss dies weitergehend untersucht werden. Fazit Insbesondere die Ergebnisse der PETG-PETG-Paarungen im Vergleich mit den I150-I150-Paarungen haben gezeigt, dass es mittels Additivierung möglich ist, eine Kunststoff-Kunststoff-Paarung für den tribologischen Einsatz nutzbar zu machen, auch wenn die nicht additivierte Variante keineswegs dafür geeignet ist. Hier konnte die thermische Überlastung der PETG-PETG-Paarung durch die Absenkung des Reibwerts durch Additivierung mit PTFE überwunden werden. Dies zeigt allerdings auch, dass es nicht möglich ist, anhand der intrinsischen tribologischen Eigenschaften eines Basiskunststoffs abzuschätzen, ob dieses Material mit weiterer Additivierung für den tribologischen Einsatz in Kunststoff-Kunststoff-Paarungen geeignet ist oder nicht. Zudem haben die Untersuchungen gezeigt, dass eine Additivierung mit PTFE nicht immer den gewünschten Effekt auf das Verschleißverhalten erzielen kann, teilweise sogar einen nachteiligen Effekt hat. Ebenfalls konnte in Übereinstimmung mit der Norm DIN ISO 7148-2 [15] bestätigt werden, dass auch beim Verschleißen von Kunststoff- Kunststoff-Paarungen nicht immer primär dasselbe Material verschleißt beim Tausch des statischen mit dem rotierenden Partner. Die genaue Ursache hierfür bleibt noch zu klären. Somit ist es von entscheidender Bedeutung, Kunststoff-Kunststoff-Verschleißpaarungen aufeinander abzustimmen und systematisch zu untersuchen. Diese systematischen Untersuchungen verschiedenster Kunststoff-Kunststoff-Verschleißpaarungen mit unterschiedlichen Additivierungen sollen in nachfolgenden Arbeiten folgen. Hierbei soll ebenfalls der Vergleich zwischen additiv und konventionell gefertigten Prüfkörpern angestellt werden, um die Einflüsse der Verarbeitung besser zu verstehen. In Bezug auf die Ausrichtung der Oberflächenstruktur konnten keine signifikanten Einflüsse auf das Verschleißverhalten festgestellt werden, da die ausgeprägten Oberflächenstrukturen bereits sehr schnell zu Beginn des Versuchs eingeebnet werden. Im Hinblick auf den Kugel-Prisma-Verschleißtest mit simultanem Verschleiß beider Verschleißpartner zeigt sich einmal mehr das Verbesserungspotential. Zur besseren Bestimmung des Verschleißvolumens sowie der Aufteilung auf beide Verschleißpartner ist eine weitere Messinformation notwendig. Eine solche Modifikation des VPS 6-fach Verschleißprüfstandes ist in der Entwicklung und soll für zukünftige Untersuchungen von Kunststoff-Kunststoff- Verschleißpaarungen Anwendung finden. Aus Wissenschaft und Forschung 25 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0010 Bild 11: Zeitabhängige Reibungskoeffizienten von ausgewählten Verschleißpaarungen aus PETG, I150 und I170; Legende: Kugel vs. Prisma TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 25 polymer sliding contact in an automotive application. The International Journal of Advanced Manufacturing Technology 2009 41(11-12), 1118-1129. [10] Schädel, B.; Rüdiger, G.; Jacobs, O.; Kowtun, A.; Beneke, T. Verschleißverhalten von Kunststoff-Kunststoff-Paarungen. Tribologie und Schmierungstechnik 2012, 59 (3), 29- 34. [11] Ramesh, V., van Kuilenburg, J., & Wits, W. W. Experimental analysis and wear prediction model for unfilled polymer-polymer sliding contacts. 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Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0010 Literatur [1] Myshkin, N.K.; Pesetskii, S.S.; Grigoriev, A.Ya. Polymer Tribology: Current State and Applications. Tribology in Industry 2015, 37 (3), 284-290 [2] Uetz H., Wiedemeyer J. Tribologie der Polymere: Grundlagen u. Anwendungen in d.Technik; Reibung - Verschleiß - Schmierung. Carl Hanser Verlag GmbH Co KG 1985 [3] Deutscher Bundestag Ausschuss für Bildung, Forschung und Technikabschätzungen, Technikfolgenabschätzung (TA) Additive Fertigungsverfahren „3-D-Druck“. Bundesanzeiger Verlag GmbH 2017 [4] Gebhardt, A. 3D-Drucken: Grundlagen und Anwendungen des Additive Manufacturing (AM). Carl Hanser Verlag GmbH Co KG 2014 [5] Gibson, I.; Rosen, D. W.; Stucker, B. Additive manufacturing technologies. New York: Springer 2015 [6] VDI 3405: 2014-12, Additive Fertigungsverfahren Grundlagen, Begriffe, Verfahrensbeschreibungen [7] Angelopoulos, P.M.; Samouhos, M.; Taxiarchou, M. 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Oktober 2021 in Ostfildern oder online Tribometrie, effiziente Planung und Auswertung tribologischer Versuche vom 8. bis 10. November 2021 in Ostfildern (33998) 23. International Colloquium Tribology - Industrial and Automotive Lubrication vom 25. bis 27. Januar 2022 in Ostfildern (50019) Seit über 40 Jahren: Weitere Informationen und Anmeldung unter: www.tae.de Vor Ort oder online teilnehmen TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 27 Aus Wissenschaft und Forschung 28 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0011 Einfluss einer chemischen Kopplung von strahlenmodifiziertem PTFE mit PA46 auf mechanische Eigenschaften und das Reib- und Verschleißverhalten Lionel Simo Kamga,Thanh-Duong Nguyen, Thomas Schmidt, Michaela Gedan-Smolka, Stefan Emrich, Manuel Oehler, Bernd Sauer, Michael Kopnarski* Vorgetragen auf der Jahrestagung der Gesellschaft für Tribologie vom 28. bis 30. September 2020 Eingereicht: 15. 9. 2020 Nach Begutachtung angenommen: 31. 3. 2021 In trockengeschmierten tribologischen Systemen werden häufig Polytetrafluoroethylene (PTFE) oder Polyamide (PA) als Trockenschmierstoffe eingesetzt. PTFE zeichnet sich u.a. durch eine sehr niedrige Reibungszahl, eine hohe Verschleißrate beim Gleiten gegen Stahl und eine hohe Temperaturbeständigkeit aus. Im Gegensatz zu PTFE weist PA eine höhere Reibungszahl beim Gleiten gegenüber Stahl auf. Bei Bestrahlung von PTFE in Luft entstehen funktionelle Gruppen (-COF und -COOH) und persistente Perfluoralkyl-(Peroxy-) Radikale, welche über chemische Kopplung mit geeigneten Polymeren zu Compounds mit verbesserten mechanischen und tribologischen Eigenschaften führen. In diesem Beitrag wurden die mechanischen und tribologischen Eigenschaften einer mit bestrahltem PTFE reaktiv modifizierten PA46 Polymermatrix charakterisiert. Hierbei wurden Blockauf-Ring Versuche durchgeführt, wobei als Gegenkörper gehärtete Stahlringe aus 16MnCr5 verwendet wurden. Schlüsselwörter PA46-PTFE-cb (cb…chemisch gebunden) Compounds, reaktive Extrusion, mechanische Eigenschaften, Reibung, Verschleiß, Zwei-Scheibenprüfstand Influence of chemical bonding of radiationmodified PTFE to PA46 on mechanical properties and the friction and wear behavior In dry-lubricated tribological systems, polytetrafluoroethylene (PTFE) or polyamide (PA) are often used as dry lubricants. PTFE is characterized by a low coefficient of friction and a high wear rate when sliding against steel and a high temperature resistance. In contrast to PTFE, PA has a higher coefficient of friction when sliding against steel. The radiation modification of PTFE in air generates functional groups (-COF and -COOH) and persistent perfluoroalkyl (peroxy) radicals, which, when chemically coupled with suitable polymers, lead to compounds with improved tribological properties. In this paper, the mechanical and tribological properties of PA46-PTFEcb (chemical bonded) that were kept by reactive extrusion were characterized. For this purpose, Blockon-ring tests were performed using hardened steel discs made of 16MnCr5 as counterparts. Keywords PA46-PTFE-cb (cb…chemical bonded) compounds, mechanical properties, reactive extrusion, friction, wear, Twin-Disc-Machine Kurzfassung Abstract * Lionel Simo Kamga 1 , M.Sc., (federführender Autor) Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-1764-7719 Thanh-Duong Nguyen 2 , M.Sc. Thomas Schmidt 2 , M.Sc. Dr. Michaela Gedan-Smolka 2 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-3464-9900 Dr.-Ing. Stefan Emrich 3 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-9640-4787 Jun. Prof. Dr.-Ing. Manuel Oehler 1 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-8251-0896 Prof. Dr.-Ing. Bernd Sauer 1 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-3489-5805 Prof. Dr. Michael Kopnarski 3 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-5178-180X 1 Technische Universität Kaiserslautern Lehrstuhl für Maschinenelemente und Getriebetechnik 67663 Kaiserslautern 2 Leibniz-Institut für Polymerforschung Dresden e. V 01069 Dresden 3 Institut für Oberflächen- und Schichtanalytik (IFOS) 67663 Kaiserslautern TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 28 1 Einleitung In der Antriebstechnik werden zur Schmierung von Maschinenelementen häufig Öl oder Fett als Schmierstoffe eingesetzt. Bei vielen Anwendungen stoßen diese Schmierungsarten an ihre Grenzen. Zum Beispiel in der Lebensmittelindustrie oder im Medizinbereich kann der Einsatz von flüssigen Schmierstoffen nachteilig wirken bzw. ganz ausgeschlossen sein. Bei Anwendungen unter extremen Temperaturen verlieren die üblichen flüssigen Schmierstoffe ihre Schmiereigenschaften. In derartigen Anwendungen werden daher häufig Mischungen konventioneller Polymere mit Festschmierstoffen, wie Polytetrafluoroethylen (PTFE), eingesetzt. PTFE zeichnet sich durch einen weiten Temperatureinsatzbereich (-250...+270 °C), hohe chemische Beständigkeit und sehr gute Antihafteigenschaften aus, die unter tribologischen Bedingungen zu niedrigen Reibungszahlen führen [1]. Khare et al. untersuchten die Bildung von PTFE-Transferfilmen auf Stahloberflächen [2]. Nach einer Einlaufphase findet eine Übertragung des PTFE auf den Gegenkörper statt, was zu einem stabilen Reibungs- und Verschleißverhalten führt. Mittels Oberflächenanalyse und Molekulardynamiksimulation wurde gezeigt, dass bei der Transferfilmbildung neben einer Defluorierung auch Carbonyl- und Hydroxylgruppen gebildet werden [3]. Es zeigte sich, dass niedrige Geschwindigkeiten und Belastungen sowie eine isotrope Oberfläche die Filmbildung fördern [4]. Für den Fall, dass die Bewegungsrichtung senkrecht zur Bearbeitungsrichtung verlief, konnten die stabilsten und größten Transferfilme bis zu Filmdicken von 5 µm beobachtet werden. Polyamide (PA) zeichnen sich im Vergleich zu PTFE u. a. durch hohe Festigkeit, hohe Verschleißfestigkeit, hohe Reibungszahlen in Relativbewegung mit Stahlgegenkörpern und geringe temperaturabhängige Verformung aus. Aufgrund ihrer relativ hohen Elastizitätsmodule können sie, abhängig von ihrer Struktur, auch bei hohen Belastungen und höheren Temperaturen (bis 100 °C) eingesetzt werden [5]. Verschiedene Studien haben gezeigt, dass die Kombination von Polyamiden mit anderen Polymeren zu einer Verbesserung der tribologischen Eigenschaften führen kann. Der Einfluss von Glasfaser und MoS 2 auf das Verschleiß- und Temperaturverhalten von PA66 wurde von Demirci et al. untersucht [6]. Obwohl PTFE die Reibung wirksam reduziert, zeigt PTFE eine geringere Beständigkeit gegenüber energiereicher Strahlung. Bei Bestrahlung in Gegenwart von Luft werden die C-C und C-F-Bindung der PTFE-Struktur aufgebrochen und es entstehen Mikropulver mit niedrigerem Molekulargewicht, funktionellen Gruppen (-COF und -COOH) und persistenten Perfluoralkyl(peroxy)-Radikalen [7,8]. Die hydrophilen funktionellen Gruppen können verwendet werden, um eine chemisch kovalente Bindung zu anderen Monomeren/ Polymeren (z. B. Polyamiden) zu erzeugen. Franke et al. untersuchten das tribologische Verhalten von chemisch gekoppelten PTFE-Polyamid-Compounds [9]. Es zeigte sich, dass bei einem Massenanteil von PTFE zwischen 3,3 und 50 % der Reibungs- und Verschleißkoeffizient der Polyamide PA6, PA66 und PA12 unter Trockenreibung verbessert werden konnte. In diesem Beitrag werden vorläufige Ergebnisse aus dem DFG Projekt „Fluidfreie Schmierung von Schneckengetrieben auf Basis von PTFE“ vorgestellt. Hierbei wird das mechanische und tribologische Verhalten von PA46- PTFE-cb Polymerwerkstoffen untersucht, die über reaktive Extrusion von PA46 und strahlenmodifiziertem PTFE erhalten wurden, um ihre Eignung für die Schmierung von Schneckengetrieben zu testen. 2 Experimentelles 2.1 Materialherstellung Als Probenmaterialien dienten PA-PTFE-cb Compounds mit einem Matrixmaterial aus PA46 Stanyl TW300. Zur chemischen Kopplung wurden verschiedene kommerziell erhältliche PTFE-Mikropulver verwendet: strahlenmodifiziertes PTFE-Emulsionspolymer Zonyl MP1100, und PTFE-Suspensionspolymer Zonyl MP1200 sowie Zonyl MP1600 als reguliertes Emulsionspolymer. Die PTFE-Typen MP1100 und MP1200 enthalten persistente Perfluoralkyl(peroxy)-Radikale, Carbonylfluorid-Endgruppen (-COF) und Carbonsäure-Endgruppen (-COOH) während MP1600 synthesebedingt nur einen sehr geringen Anteil an Carbonsäuregruppen aufweist. Aufgrund der unterschiedlichen Arten der Polymerisation und der Bestrahlung zeigen MP1100, MP1200 und MP1600 unterschiedliche Partikelgrößen und Partikelgrößenverteilungen. Bild 1 zeigt die Partikelgrößenverteilungen der ver- Aus Wissenschaft und Forschung 29 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0011 Bild 1: Partikelgrößenverteilung der PTFE-Mikropulver TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 29 FTIR-Spektrometer Vertex 80v (Bruker Deutschland) mit DTGS-Detektor in Transmission gemessen (32 Scans pro Messung, 2 cm -1 Auflösung, 4000 - 400 cm -1 ). Die Spektren wurden basislinienkorrigiert und normalisiert (2366 cm -1 = 1). 2.3 Versuchsvorbereitung zur tribologischen Charakterisierung Zur tribologischen Charakterisierung der hergestellten PA46-PTFE-Compounds wurden Versuche in einer Block-auf-Ring Anordnung, vgl. Bild 3, durchgeführt, wobei Blöcke mit dem Querschnitt 3 x 10 mm 2 aus den PA46-PTFE-Compounds gegen die gehärtete (60 HRC) und quer zur Laufrichtung geschliffene (Sa = 0,2 µm) Mantelfläche eines rotierenden Stahlringes aus 16MnCr5 gedrückt wurden. Dazu wurde der modifizierte MEGT-Zwei-Scheibenprüfstand unter Trockenreibbedingung eingesetzt. Um eine gleichmäßige Druckverteilung zwischen den Blöcken und den Gegenflächen aus Stahl zu erzeugen, wurden die Blöcke in Arbeitsrichtung auf den Radius der Gegenprobe gekrümmt. Bild 3 stellt die schematische Darstellung des Versuchsaufbaus dar. Aus Wissenschaft und Forschung 30 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0011 wendeten PTFE-Typen, welche durch dynamische Lichtstreuungsmessung ermittelt wurden. Eine chemische Kompatibilisierung der PTFE-Typen mit der PA46-Matrix erfolgte über reaktive Extrusion. Die Reaktion basiert auf dem Prinzip der Umamidierung. PTFE und PA46 wurden dazu in einem Verhältnis von 20 Gew.% / 80 Gew.% mit dem Doppelschneckenextruder Leistritz ZSE 27 Maxx (Leistritz Extrusionstechnik GmbH, Nürnberg, Deutschland) bei einer maximalen Schmelzetemperatur von 330 °C aufgearbeitet. Bei vergleichbaren Verarbeitungstemperaturen wurden anschließend Halbzeuge im Spritzgießverfahren (Allrounder 420 C, Arburg, Loßburg, Deutschland) hergestellt und daraus Blöcke für die tribologischen Untersuchungen gefertigt. Um die mechanischen Eigenschaften der Compounds zu untersuchen, wurden Vielzweckprüfkörper 1A nach DIN EN ISO 3167 über Spritzgießen (Allrounder 420 C, Arburg, Loßburg, Deutschland) hergestellt. Für die mechanische Prüfung erfolgten Zugversuche nach der Prüfnorm DIN EN ISO 527-2/ 1A/ 1-50 (ZwickRoell 1456 Universalprüfmaschine). 2.2 Nachweis der PA46-PTFE-Kopplung durch FTIR Um die chemische Anbindung des PTFE an die PA46 Matrix nachzuweisen, wurden die hergestellten PA46- PTFE-Compounds nach der reaktiven Extrusion für 1 h bei 60 °C in Ameisensäure extrahiert, zentrifugiert und die überstehende Lösung dekantiert. Der Prozess wurde siebenmal wiederholt. Abschließend wurde der PTFE-reiche Feststoffrückstand mit Methanol gewaschen und bei 80 °C im Vakuumtrockenschrank für 18 h getrocknet. Für die FTIR-Analyse wurden die extrahierten Proben zu Folien gepresst und mit dem Bild 2: Schema einer Umamidierungsreaktion [12] Bild 3: Schematische Darstellung der Versuchsanordnung TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 30 her w.% PA46-MP1 PA46-MP1 PA46-MP1 Der Prüfstand ist u.a. aus einer Prüfeinheit, einer Belastungseinheit und einem regelbaren Elektromotor aufgebaut. Die Prüfeinheit besteht aus dem Stahlring und dem zu prüfenden Compound-Material. Der Stahlring ist in einem Schlitten gelagert, der über Blattfedern mit dem Lasthebel verbunden ist und durch die im Kontaktbereich auftretende Reibungskraft (F R ) verschiebbar ist. Der Compoundstift ist in der selbsteinstellenden Halterung fixiert, durch die der Compoundstift belastet wird. Zur Messung der Reibungskraft bzw. der Normalkraft sind am Schlitten und am Compound-Halter Kraftaufnehmer angebracht. Die Messung der Verschleißtiefe der Compounds erfolgte mittels eines induktiven Wegsensors. Die Temperaturänderung der Stahlringe wurde ebenfalls aufgezeichnet. Dazu wurde ein Widerstandsthermometer ca. 2 mm unterhalb der Kontaktfläche angebracht. Aufgrund der Verformung und des Verschleißes des Compoundpins wurde die Temperaturänderung in den Compounds nicht gemessen. Die Kontaktpressung wurde zwischen 1 und 5 MPa variiert, die Gleitgeschwindigkeit auf 0,5 ms -1 und die Versuchsdauer von 12 h, was einem Gleitweg von ca. 22 km entsprach, konstant gehalten. Während der Versuche wurden die Reibungskraft und die Verschleißtiefe des Polymerstifts kontinuierlich aufgezeichnet. Für jeden Lastzustand wurden drei Messwiederholungen durchgeführt, um die statistische Sicherheit zu bestimmen. 3 Ergebnisse 3.1 Ergebnisse der FTIR-Untersuchung Durch den Extraktionsprozess mit Ameisensäure kann indirekt der chemisch an PA46 gebundene PTFE-Anteil bestimmt werden. Der unlösliche Rückstand enthält hauptsächlich ungebundenes PTFE und einen kleinen Anteil an PA46-PTFE-cb. Die Ergebnisse sind in der Tabelle 1 ersichtlich. Bei PA46-MP1100-cb beträgt der Anteil an chemisch gebundenem PTFE 4.96 Gew.%, bei PA46-MP1200-cb 2.69 Gew.% und bei PA46-MP1600-cb 1.86 Gew.%. Aus Wissenschaft und Forschung 31 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0011 Einwaage / g Auswaage / g Rückstand / Gew.% Differenz zu ursprüngliche m PTFE- Anteil / Gew.% PA46-reicher Anteil / Gew.% PA46-MP1100-cb 6.95 1.06 15.04 4.96 84.96 PA46-MP1200-cb 6.97 1.21 17.31 2.69 82.69 PA46-MP1600-cb 6.94 1.26 18.14 1.86 81.86 Tabelle 1: Gravimetrische Extraktion der PA46-PTFE-cb Compounds Für den indirekten Nachweis der chemischen Kopplung von PA46 und PTFE wurden die Extraktionsrückstände der Compounds mittels FTIR untersucht (Bild 4). Sind PA46 Polymerketten an das PTFE angebunden, lassen sich diese nicht durch Extraktion entfernen und es treten im FTIR- Spektrum die charakteristischen CH 2 - Banden (2937 cm -1 ) sowie Amid-Banden (3299 cm -1 , 1637 cm -1 und 1543 cm -1 ) des PA46 auf (Bild 4). Je intensiver diese Banden ausgeprägt sind, desto höher ist der PA46-Kopplungsgrad an das jeweilige PTFE. MP1200 zeigte die stärkste Absorbanz und damit den größten Kopplungsgrad an PA46. MP1100 hatte eine deutlich niedrigere, aber immer noch intensive Bandenintensität. MP1600 besitzt zwar nur eine geringe Anzahl an Carboxylgruppen (siehe Bild 5), aber es konnte ebenfalls eine signifikante Bild 4: FTIR-Spektren der extrahierten PA46-PTFE-Compounds, unlöslicher Rückstand TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 31 3.3 Tribologische Untersuchungen am Block-On-Ring Prüfstand Bild 7 stellt den charakteristischen Verlauf der Reibungszahl µ und der Ringtemperatur T in Abhängigkeit vom Gleitweg, für das PA46-MP1100-Compound bei einer Pressung p = 3 MPa und einer Gleitgeschwindigkeit u s = 0,5 m/ s dar. Es ist zu beachten, dass die hier gemessene Temperatur des Stahlrings in Wirklichkeit niedriger als die tatsächliche Temperatur in der Kontaktzone ist. In Bild 7 ist zu erkennen, dass in der Einlaufphase, bis zu einem Gleitweg von ca. 2 km, der gemessene Reibungskoeffizient in der Kontaktzone und die Temperatur des Ringes schnell ansteigen. Nach dem schnellen Anstieg in der Einlaufphase nimmt der Reibungskoeffizient allmählich ab und erreicht einen nahezu stationären Bereich ab ca. 10 km, wobei die Temperatur des Stahlrings nach dem Einlauf weiterhin leicht ansteigt. Aus Wissenschaft und Forschung 32 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0011 chemische Kopplung zum PA46 nachgewiesen werden. Dennoch kann für die PA46-MP1600-Compounds angenommen werden, dass ein großer Anteil der Polymerketten als physikalische Mischung vorliegt. Weitere Indizes für die chemische Kopplung zwischen PA46 und PTFE sind die Abnahmen der charakteristischen Banden für COF-, freie und assoziierte COOH-Gruppen (bei 1885 cm -1 , 1810 cm -1 und 1770 cm -1 ). Nach der erfolgreichen chemischen Kopplung zwischen PA46 und PTFE sind diese funktionellen Gruppen der extrahierten PA46-PTFE-cb Compounds in den FT-IR-Spektren praktisch nicht mehr ersichtlich. 3.2 Mechanische Eigenschaften Um den Einfluss von PTFE auf die mechanischen Eigenschaften des PA46 zu veranschaulichen, wurden Vielzweckprüfkörper nach DIN EN ISO 3167 zur Untersuchung des Elastizitätsmoduls, der Zugfestigkeit, der Bruchspannung und Bruchdehnung hergestellt. Die Ergebnisse in Bild 6 zeigen, dass der Elastizitätsmodul und die Zugfestigkeit der Compounds trotz des 20 Gew.%-igen PTFE-Gehalts im Vergleich zum ursprünglichen PA46 nur unwesentlich geringer sind. Dagegen hat sich die Bruchspannung der Compounds nur marginal erhöht. Im Gegensatz dazu sinkt die Bruchdehnung bei PA46-PTFE-Compounds um bis zu 58 % ab. Das mechanische Verhalten weist deutlich darauf hin, dass PTFE während der Extrusion in allen Fällen chemisch an PA46 gebunden vorliegt. Für MP1100 und MP1200 findet man vergleichbare Ergebnisse, wogegen das Compound mit MP1600 eine etwas geringere Bruchdehnung aufweist, was auf den deutlich geringeren Kopplungsgrad zurückzuführen ist. Bild 5: Ausschnitt der FTIR-Spektren der extrahierten PA46-PTFE-cb- Compounds, unlöslicher Rückstand Bild 6: Mechanische Eigenschaften der PA46-PTFE-cb Compounds TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 32 Bild 8 stellt den Vergleich der Reibungszahl im Kontakt zwischen dem Stahlring und den hier untersuchten Festschmierstoffen dar, jeweils im Einlaufbereich und im stationären Bereich der Reibungszahl-Gleitweg- Kurve, vgl. Bild 7. In Bild 8 wurde zum Vergleich des Einlaufverhalten zwischen den einzelnen Compounds die maximale Reibungszahl in der Einlaufphase angenommen. Um das Reibverhalten im stationären Bereich zu vergleichen wird ein Mittelwert der Reibungszahl über alle Messwerte innerhalb des quasi-stationären Bereiches gebildet. Es zeigt sich, dass sowohl das Matrixpolymer PA46 als auch die PA46-PTFE Compounds bei einer Belastung von 3 MPa in der Einlaufphase des Reibprozesses eine deutlich höhere Reibungszahl im Kontakt mit dem Stahlring aufweisen. Zudem kann der Einfluss der strahlenmodifizierten PTFEs auf das Reibverhalten vom Matrixpolymer PA46 beobachtet werden, wobei die Kopplung von bestrahltem PTFE an das Matrixpolymer PA46 zu einer signifikanten Verringerung der Reibungszahl führt. Das Verschleißverhalten der untersuchten Polymere zeigt, dass im Einlauf sowohl beim Matrixpolymer PA46 als auch bei den PA46-PTFE- Compounds eine höhere Verschleißrate als im stationären Bereich beobachtet wird (vgl. Bild 9). Hierbei ist zu beachten, dass die induktiv gemessene Längenänderung des Probekörpers nicht nur die Verschleißtiefe, sondern auch Anteile aus elastischer Verformung enthält. Diese ist bedingt durch thermische und mechanische Beanspruchung der Festschmierstoffe im Kontakt mit dem rotierenden Stahlring. Zudem kann in Bild 9 beobachtet werden, dass das unmodifizierte Polyamid PA46 im Vergleich zu den PA46-PTFE-Compounds sowohl im Einlaufals auch im stationären Bereich eine deutlich höhere Verschleißrate aufweist. Während der Gleitbewegung können sich die Compounds aufgrund der aufgebrachten Normalkraft verformen. Um den Einfluss der Verformung vom tatsächlichen Verschleiß der Polymere zu unterscheiden, wurde neben der Aus Wissenschaft und Forschung 33 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0011 Bild 7: Änderung der Reibungszahl und der Stahlringtemperatur in Abhängigkeit des Gleitweges für PA46-MP1100-cb bei p = 3 MPa und u s = 0,5 m/ s Bild 8: Vergleich der Reibungszahlen im Kontakt zwischen den PA46- PTFE Compounds und dem Stahlring bei p = 3 MPa und u s = 0,5 m/ s mit Polymer PA46 als Referenz Bild 9: Vergleich des Verschleißes der PA46-PTFE Compounds im Kontakt mit dem Stahlring bei p =3 MPa und u s = 0,5 m/ s mit dem Polymer PA46 als Referenz TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 33 Verformung jedoch deutlich ersichtlich. Zudem kann beobachtet werden, dass das Matrixpolymer PA46 unabhängig von der Belastung einen geringeren Verschleißwiderstand im Vergleich zu den strahlenmodifizierten Varianten aufweist. Über eine Optimierung des Extrusionsprozesses wird zudem eine weitere Erhöhung des PA-PTFE Kopplungsgrades erwartet, der dann zu einer noch höheren Verschleißbeständigkeit der Compounds führen sollte. Bild 10 stellt die Abhängigkeit der Reibungszahl im Kontakt zwischen Stahlring und den PA46-PTFE-Compounds sowie dem Matrixpolymer PA46 von der Pressung dar. Die dargestellten Reibungszahlen entsprechen der Reibungszahl im stationären Bereich der Reibungszahl-Gleitweg-Kurve, vgl. Bild 7. Es ist erkennbar, dass die Reibungszahlen des Matrixpolymers PA46 sowie des mit dem PTFE-Typ MP1600 modifizierten Compounds eine steigende Tendenz bis 3 MPa aufweisen, welche wieder bei 5 MPa abfallen. Dazu kann beobachtet werden, dass die Reibungszahldifferenz zwischen den PA46-PTFE- Compounds mit steigender Last niedriger wird. Die Abweichungen zwischen den gemessenen Reibungszahlen zwischen dem Matrixpolymer PA46 als Referenz, den PA46-PTFE-Compounds und den Stahlringen kann auf die Änderung der mechanischen und thermischen Eigenschaften der einzelnen Festschmierstoffe zurückgeführt werden, wodurch die Deformations- und Adhäsionsanteile der Reibung beeinflusst werden. Aus Wissenschaft und Forschung 34 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0011 Messung der Verschleißtiefe der Polymere auch der gravimetrische Verschleiß gemessen und die Verschleißrate nach Archard [10] berechnet, siehe Tabelle 2. In Tabelle 2 stellen K l und ΔV jeweils die spezifische Verschleißrate und die Volumenänderung dar, die jeweils aus der Verschleißhöhe und dem gravimetrisch bestimmten Gewichtsverlust ermittelt wurden. Zur Ermittlung der Volumenänderung der Polymerstifte wurden die gemessenen Dichtewerte der Polymere verwendet, welche in Tabelle 3 zusammengefasst sind. Der Vergleich zwischen den berechneten Verschleißraten aufgrund von Massenverlust und Längenänderung zeigt, dass bei 1 MPa die Verformung der Compounds keinen signifikanten Einfluss auf das Verschleißverhalten hat. Bei erhöhter Belastung wird der Einfluss der Tabelle 2: Spezifische Verschleißrate nach Archard für die jeweiligen Compounds PA46 PA46-MP1100-cb PA46-MP1200-cb PA46-MP1600-cb Last , mm 3 / Nm , mm 3 / Nm , mm 3 / Nm , mm 3 / Nm , mm 3 / Nm , mm 3 / Nm , mm 3 / Nm , mm 3 / Nm 1 MPa 6.95∙10 -6 8.21∙10 -6 1.63∙10 -6 1.74∙10 -6 1.04∙10 -6 1.36∙10 -6 1.7∙10 -6 1.98∙10 -6 2 MPa 5.15∙10 -6 6.22∙10 -6 1.01∙10 -6 9.87∙10 -7 1.69∙10 -6 2∙10 -6 4.54∙10 -6 4.93∙10 -6 3 MPa 3.1∙10 -6 5.31∙10 -6 7.41∙10 -7 9.8∙10 -7 5.85∙10 -7 8.47∙10 -7 5.94∙10 -7 8.31∙10 -7 5 MPa 6.98∙10 -6 7.58∙10 -6 7.71∙10 -7 8.33∙10 -7 9.17∙10 -7 1.1∙10 -6 9.38∙10 -7 8.94∙10 -7 Tabelle 3: Gemessene Dichte der untersuchten Trockenschmierstoffe PA46 PA46-MP1100-cb PA46-MP1200-cb PA46-MP1600-cb Dichte, g/ cm³ 1.1805 1.2914 1.3011 1.3007 Bild 10: Einfluss der Belastung auf die Reibungszahl im Kontakt zwischen dem Stahlring und dem Matrixpolymer PA46 sowie den PA46- PTFE Compounds TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 34 3.4 Oberflächenanalysen Nach den Versuchen am Block-auf-Ring Prüfstand wurde auf den Stahlringoberflächen die laterale Verteilung der PA46-Compoundmaterialien mit den strahlenmodifizierten PTFE-Typen MP1100 und MP1600 bei unterschiedlichen Anpressdrücken mittels Licht- und Rasterelektronenmikroskopie (REM) visualisiert, sowie die resultierende Massenbelegung mittels energiedispersiver Röntgenanalytik (EDX) analysiert. Unabhängig von der jeweiligen Zusammensetzung und des Anpressdrucks des Blocks auf den Stahlring werden lokale, in Umfangsrichtung streifenförmige Compoundmaterialanhäufungen beobachtet. Ferner werden Bestandteile des abrasiv verschlissenen PA46-PTFE-Pinmaterials in den quer zum Umfang und Laufrichtung geschliffenen Riefen detektiert (Bild 11 und 12). Insgesamt bildet sich über den Ringumfang eine hinsichtlich der lateralen Verteilung und Schichtdicke inhomogene Triboschicht auf der Stahloberfläche aus. Durch die Erhöhung des Anpressdrucks steigt der gravimetrisch bestimmte Gesamtverschleiß des Pins unabhängig vom eingesetzten PTFE-Typus deutlich. Im Gegensatz hierzu bleiben jedoch bei der Druckvariation die Massen der auf der Stahlringoberfläche deponierten polymeren Verschleißbestandteile - ebenfalls unabhängig vom eingesetzten PTFE-Typus - weitgehend gleich. Damit reduziert sich bei steigendem Block-Verschleiß infolge höherer Anpressdrücke der auf den Gesamtverschleiß bezogene Anteil der auf der Stahloberfläche nach Ende des Triboexperiments verbliebenen Compoundmasse (Tabelle 4). Der höhere Verschleiß am Pin geht demnach nicht mit einer entsprechenden Erhöhung der Aus Wissenschaft und Forschung 35 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0011 Bild 11: Lichtmikroskopische (links), rasterelektronenmikroskopische (Mitte) Aufnahmen sowie mit EDX gemessene Verteilungsbilder der Compound-Massenbelegung (rechts) auf repräsentativen Stahloberflächensektoren in Abhängigkeit des im Triboexperiment gewählten Anpressdrucks des PA46-MP1100-cb Pins PA46-MP1100-cb; Anpressdruck Pin: 3 MPa PA46-MP1100-cb; Anpressdruck Pin: 5 MPa TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 35 Hingegen ist die durch die spezifische Topografie maßgeblich bestimmte Aufnahmefähigkeit der Stahloberfläche für polymeren Abrieb im Sinne einer Deponierung von Trockenschmierstoff begrenzt. Ist die quer zur Laufrichtung geschliffene Ringoberfläche mit dem am Pin abgeriebenen Material „gesättigt“ (z. B. die Rauheits- Aus Wissenschaft und Forschung 36 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0011 auf die Stahloberfläche übertragenen Menge an Compoundmaterial einher. Der auf den Gesamtverschleiß des Pins bezogene Anteil des auf der Stahloberfläche deponierten PA46/ PTFE-Polymerblends nimmt mit höherem Druck ab, mit anderen Worten: der Wirkungsgrad beim Triboschichtaufbau aus Trockenschmierstoff sinkt (Tabelle 5). Bild 12: Lichtmikroskopische (links), rasterelektronenmikroskopische (Mitte) Aufnahmen sowie mit EDX gemessene Verteilungsbilder der Compound-Massenbelegung (rechts) auf repräsentativen Stahloberflächensektoren in Abhängigkeit des im Triboexperiment gewählten Anpressdrucks des PA46-MP1600-cb Pins PA46-MP1600-cb; Anpressdruck Pin: 3 MPa PA46-MP1600-cb; Anpressdruck Pin: 5 MPa Anpressdruck Compound 3 MPa 5 MPa PA46+MP1100 740 ±28 μg 715 ± 7 μg PA46+MP1600 560 ± 6 μg 520 ±11 μg Tabelle 4: Auf der Stahloberfläche nach Ende des Triboexperiments verbliebene Compound-masse Anpressdruck Compound 3 MPa 5 MPa PA46+MP1100 30% 21% PA46+MP1600 26% 14% Tabelle 5: Der auf den Gesamtverschleiß des Blocks bezogene, prozentuale Anteil des auf der Stahloberfläche deponierten PA46/ PTFE-Polymerblends nach Ende des Triboexperiments TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 36 tiefen bzw. Riefen gefüllt), kann unter der gegebenen tribologischen Beanspruchung immer weniger Verschleißmaterial auf der Stahloberfläche aufgebracht werden. Der im Kontakt Block/ Ring stetig erzeugte polymere Abrieb verbleibt dann zumindest für einen weiteren Aufbzw. Ausbau einer triboinduzierten Trockenschmierschicht ungenutzt. 4 Zusammenfassung und Schlußfolgerungen In dieser Arbeit wurden mechanische und tribologische Untersuchungen zur Charakterisierung von PA46- PTFE-Trockenschmierstoffen durchgeführt, welche über reaktive Extrusion von strahlenmodifizierten PTFE mit PA46 erzeugt wurden. Infrarotspektroskopische Untersuchungen an Extraktionsrückständen der Compounds haben in Abhängigkeit vom Modifizierungsgrad des PTFE unterschiedliche Kopplungsgrade des PTFE an die Polyamidmatrix unter jeweils identischen Extrusionsbedingungen und ohne Prozessoptimierung aufgezeigt. Durch die chemische Anbindung von PTFE an das Polyamid bleiben die mechanischen Eigenschaften der PA46-Matrix, mit Ausnahme der Bruchdehnung, auch bei dem verwendeten hohen PTFE Gehalt im Compound weitgehend erhalten. Zur tribologischen Charakterisierung wurden das Matrixpolymer PA46 und die PA46-PTFE-Compounds in einer Block-auf-Ring Anordnung bei relativ niedrigen Pressungen getestet. Es zeigte sich, dass unabhängig von der Belastung die PA46-PTFE-Compounds im Vergleich zu originärem PA46 eine geringere Reibungszahl und höheren Verschleißwiderstand aufwiesen, wobei PA46- MP1100-cb das beste tribologische Verhalten erzielte. Die Verringerung der Reibung und des Verschleißes bei PA46-PTFE-Compounds im Vergleich zum originären PA46, vgl. z.B. Bild 8 und Bild 9, kann auf die veränderten mechanischen Eigenschaften der modifizierten Compounds (hervorgerufen durch die chemische Bindung von bestrahltem PTFE an das originäre Matrixpolymer PA46) zurückgeführt werden. Bild 6 zeigt, dass durch die chemische Kopplung von bestrahltem PTFE an das Matrixpolymer PA46 die Festigkeit der Werkstoffe abnimmt, was zu einer Verringerung des Verformungsanteils der Reibungskraft und damit der Gesamtreibungszahl führen kann. Oberfächenanalytische Untersuchungen an Stahlringoberflächen, die vorher durch unterschiedliche chemisch gekoppelte PA46-PTFE-cb Compounds tribologisch beansprucht wurden, zeigten, dass eine Steigerung des Pin- Anpressdrucks nicht zu einer Erhöhung der auf der Stahloberfläche deponierten Polymermasse führt. Die resultierenden Tribofilme sind hinsichtlich ihrer lateralen Verteilung und Schichtdicke sehr inhomogen. Die Resultate deuten darauf hin, dass die Topografie der hier eingesetzten, geschliffenen Funktionsoberflächen letztendlich das Aufnahmevermögen für polymere Abriebbestandteile maßgeblich bestimmt. Eine weitere Beobachtung ist, dass bei Pressungen von 3 MPa deutlich weniger Compound-Verschleiß auftritt als bei höheren Pressungen von 5 MPa. Gleichzeitig ändert sich die Massenbelegung auf der Stahloberfläche hierdurch nur sehr geringfügig. Dies deutet darauf hin, dass bei niedrigen Pressungen ein effizienterer Schmierungsmechanismus erzielt werden kann. Die Oberflächenanalytik zeigt, dass in den untersuchten Beispielen mit dem chemisch gebundenen Compound PA46-MP1100-cb eine höhere Massenbelegung auf den Stahloberflächen als mit PA46-MP1600-cb, welcher eher einer physikalischen Mischung entspricht, erhalten wurde. Die bessere Haftung auf Stahl kann mit der höheren Polarität des chemisch gebundenen Compounds erklärt werden. Bei der physikalischen Mischung wird davon ausgegangen, dass durch Verschleiß in Folge des sehr niedrigen Funktionalisierungs- und Kopplungsgrades überwiegend reines PTFE-Pulver entsteht, welches nur schlecht auf Stahl haften kann. Die hier vorgestellten Erklärungsansätze für das tribologische Verhalten der Festschmierstoffe werden weiter Gegenstand der Forschungsarbeiten sein. Diese werden an einem Zwei- Scheibenprüfstand durchgeführt, wobei der Einfluss der aufgetragenen Schicht aus Trockenschmierstoff auf das Reib- und Verschleißverhalten im Stahl-Bronze-Kontakt untersucht wird. Zudem wird in den nächsten Arbeiten angestrebt, das tribologische Verhalten des bestrahlten PTFE (100 Gew.%) als Referenz zu untersuchen. Danksagung Die Autoren danken der Deutschen Forschungsgemeinschaft für die Förderung im Rahmen des Projekts „Fluidfreie Schmierung von Schneckengetrieben auf Basis von PTFE“ (GZ: SA 898/ 26-1; KO 1220 27-1, GE 2635/ 2-1). Literatur [1] Eyerer, P., Elsner, P., and Hirth, T. (2005), „Die Kunststoffe und ihre Eigenschaften“, 1 st Edition. Springer-Verlag, Berlin, ISBN 9783540214106 [2] Ye J., Khare H. S., and Burris D. L. 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Diese Methode kann als Stand der Technik angesehen werden [1, 19, 20] und wurde vielfach in EHD-Simulationen angewandt [5, 8, 9] sowie mehrfach verifiziert [3, 17, 18]. Die Basis stellt die Trennung von Festkörper- und Fluidreibungsanteilen dar. Reale Oberflächentopographien werden verwendet und über einen elastischen, isotropen Halbraumansatz durch Verschiebung der Oberflächen aufeinander zu in Kontakt gebracht. Angelegte Druckgradienten führen zu einer Durchströmung des Spalts. Diese Durchströmung wird in Relation zur ungestörten Strömung eines ideal glatten Spaltes gesetzt. Die einzigartigen Topographien führen so zu charakteristischen Flussfaktorkennfeldern. Diese Kennfelder be- Aus Wissenschaft und Forschung 39 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0012 Einführung eines heterogenen Kontaktmodells rauer Oberflächen in EHD-Simulationen zur Simulation von faserverstärkten Polymeren in Radialgleitlagern Alexander Elter, Daniel Nadermann* Zur korrekten Modellierung von faserverstärkten Kunststoffen in Kontakten müssen die gängigen EHD-Simulationsmethoden erweitert werden. Werkstoffliche Abhängigkeiten auf Mikro- und Makroebene führen dazu, dass die Kontaktmodelle mehrere Parameter berücksichtigen müssen, bspw. thermische Abhängigkeit, werkstoffliche Heterogenität und unter Umständen werkstoffliche Nichtlinearität oder Viskoelastizität. Der vorliegende Artikel zeigt exemplarisch den Einfluss der Steifigkeit auf Mikro- und Makroebene in einem faserverstärkten Kunststoff-Stahl-Kontakt auf das EHD-Simulationsergebnis. Vor allem im Bereich der Mikromechanik zeigt die korrekte Verknüpfung von Werkstoffmodell und Topographie einen erheblichen Einfluss auf die für EHD-Simulationen verwendete Kontaktsteifigkeit und damit auf die resultierenden Flussfaktorkennfelder. Je nach Faserausrichtung und Spalthöhe ändert sich die Kontaktsteifigkeit um einen Faktor von annährend 7. Schlüsselwörter EHD-Simulation, faserverstärkter Kunststoff, Heterogenität, Faserorientierung, Mikromechanik, Temperaturabhängigkeit, Homographie, Halbraum, Kontaktmechanik Introduction of a heterogeneous contact model of rough surfaces in EHL-simulations for the simulation of fiber-reinforced polymers in radial journal bearings The EHL-simulation methods for homogenous materials have to be enhanced to model heterogeneous fiber-reinforced plastics. Because of micro and macro scale material properties, several parameters have to be considered in contact models, e.g. thermal dependency of material properties, material heterogeneity and material non-linearity or viscoelasticity. This paper shows the impact of the stiffness on the micro and macro scale in a fiber-reinforced plastic-steel contact on EHL-simulation results. Especially in the area of micromechanics, the correct combination of the material model and the topography shows a significant influence on the calculated contact stiffness and hence the flow factor maps. Depending on the fiber orientation and film thickness, the contact stiffness variates by a factor of nearly 7. Keywords EHL-Simulation, fiber reinforced plastics, heterogeneity, fiber orientation, micromechanics, homography, halfspace, contact mechanics Kurzfassung Abstract * Dr.-Ing. Alexander Elter (Autor) Robert Bosch GmbH 71272 Renningen Dr.-Ing. Daniel Nadermann (Co-Autor) Car.SW Org 85057 Ingolstadt TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 39 gen der Werkstoffsteifigkeit auf Makroebene. Auf Makroebene (Maschinenelement) ändern sich die globale Deformation, die Position und Höhe von Druckspitzen und die druckabhängige Viskosität. Auf Mikroebene (Rauheit) führen diese Abhängigkeiten zu einer geänderten Kontaktdruckkurve, so wie Flussfaktoren - also einem anderen Mischreibungskennfeld. Die Mirko- und die Makroebene sind über die Spaltweite (= Schmierfilmdicke) miteinander gekoppelt. Mit Blick auf die Effizienz der Simulation gilt es explizit zu berücksichtigen, dass lediglich die relevanten Effekte betrachtet werden. Beispielsweise ist die Berücksichtigung einer Temperaturabhängigkeit im Bereich zwischen Raumtemperatur und 80 °C bei einem Polyoxymethylen Kunststoff (POM) relevant, wohingegen diese bei einem hochfasergefüllten Polyetheretherketon Kunststoff (PEEK) vernachlässigt werden kann [14]. Die Integration der Werkstoffeigenschaften erfolgt je nach Skala auf unterschiedliche Weise. Auf Makroebene stellt die temperaturabhängige Werkstoffsteifigkeit einen besonderen Fall dar. Die Bauteilsteifigkeits- und Wärmeleitfähigkeitsmatrix werden vor der Kontaktberechnung aus einem Finite-Elemente-Modell abgeleitet und in der Kontaktsimulation verwendet. Ist der Temperaturarbeitspunkt bekannt und sind nur geringe Änderungen durch den Reibleistungseintrag zu erwarten, kann die Steifigkeit am gegeben Arbeitspunkt herangezogen werden. Ist mit einer weiteren, signifikanten Änderung der Temperatur zu rechnen, muss nach jeder durchgeführten Kontaktsimulation eine neue, temperaturangepasste Steifigkeitsmatrix herangezogen werden, bis das Simulationsergebnis im gesetzten Rahmen konvergiert ist. Bild 2 zeigt die Bestandteile einer Gleitlagersimulation, welche in Bezug auf faserverstärkte Kunststoffe erweitert betrachtet werden müssen (rot hervorgehoben) Aus Wissenschaft und Forschung 40 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0012 stehen aus der Oberflächensteifigkeit (Kontaktdruckkurve), sowie den Korrekturfaktoren der Reynoldsgleichung (Druck- und Scherflussfaktoren) für die behinderte Durchströmung. Die verwendeten Materialen für tribologisch beanspruchte Maschinenelemente sind vor allem Metalle, welche in guter Näherung als homogene, isotrope und temperaturunabhängige Werkstoffe modelliert werden. Die Anzahl an tribologisch beanspruchten Kunststoff-Maschinenelementen steigt [6]. So sind hoch beanspruchte Kunststoffgleitlager in Hochdruckpumpen verbaut. Die Notwendigkeit materialspezifische Sensitivitäten in Simulationen abzubilden und einzubeziehen steigt dadurch [14]. 2 Werkstoffabhängigkeiten und Integration in das Simulationsmodell Die gängigen Simulationsmethoden nutzen entweder einen monolithischen oder iterativen Löser zum Lösen des Makroproblems. Eine Übersicht über verschiedene Kopplungsstrategien ist in [7] zu finden. Dabei muss stets ein multiphysikalisches-, multiskalen-Problem gelöst werden. Erst wenn der Fluiddruck (Reynoldsgleichung), die Fluidtemperatur (und damit die Viskosität), die Temperatur im Festkörper und die Strukturdeformation im Gleichgewicht sind, steht das Simulationsergebnis des vorgegebenen Arbeitspunktes fest. Wird als Werkstoff ein temperatursensitiver, nichtlinearer und heterogener Werkstoff verwendet, müssen zu jedem Punkt der Simulation die dominierenden Einflussparameter bekannt und berücksichtigt sein. Faserverstärkte Kunststoffe können über alle drei zuvor genannten Eigenschaften verfügen (Bild 1). Verglichen mit metallischen Werkstoffen führen die Temperaturabhängigkeit und die werkstoffliche Heterogenität von faserverstärkten Kunststoffen zu Änderun- Bild 1: Die Qualität der EHD-Simulationsergebnisse hängt stark von den korrekten Werkstoffeigenschaften ab. Im Fall von (faserverstärkten) Kunststoffen müssen verschiedene Abhängigkeiten berücksichtigt werden, die für einen isotropen, homogenen Werkstoff irrelevant sind. *Bildquelle: Lehrstuhl für Kunststofftechnik (LKT) - Universität Erlangen-Nürnberg * a) Temperaturabhängigkeit b) heterogene Mikrostruktur c) nichtlineares Werkstoffverhalten TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 40 3 Effekte auf Makroebene Anhand des Beispiels eines faserverstärkten Kunststoffgleitlagers lassen sich die Effekte auf den verschiedenen Ebenen beispielhaft darstellen, vergleichen und diskutieren. Die Simulationen wurden an einer exemplarischen Welle-/ Gleitlager Paarung durchgeführt. Das System besteht aus einem Stahl-Wellenstummel und einem Kunststoffgleitlager, eingepresst in einen Aluminiumflansch (Bild 3). Welle und Lager sind ideal zylindrisch. Das Modell wird in dem Finite-Elemente-Programm ABAQUS aufgebaut. Die EHD-Kontaktberechnung erfolgt in dem Bosch eigenen Simulationsprogramm TriboSim. Zur Veranschaulichung des Effekts durch die Steifigkeitsänderung der Lagerschale wird der E-Modul variiert. Exemplarisch werden dadurch verschiedene Steifigkeiten von faserverstärkten Kunststoffen simuliert. Der Betrag des E-Moduls ist abgeleitet von charakteristischen Steifigkeiten bei verstärkten Kunststoffen (Tabelle 1). Für dieses Beispiel werden die anisotropen Werk- Aus Wissenschaft und Forschung 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0012 Bild 2: Die Werkstoffabhängigkeiten der faserverstärkten Kunststoffe werden auf beiden Skalen berücksichtigt [12]. Im Fall der Mikroskala erfolgen einmalig mehrere Vorlaufrechnungen bei verschiedenen Temperaturen. Dabei wird das Mischreibungskennfeld erzeugt. Auf Makroebene muss die Steifigkeitsmatrix ggfs. mehrfach erneuert und abgeleitet werden, um ein auskonvergiertes Ergebnis sicherzustellen Bild 3: Die Welle ist mittig durch eine Radialkraft belastet (nicht dargestellt) und dreht mit einer konstant vorgegebenen Geschwindigkeit. Der Flansch ist auf der Außenmantelfläche fest eingespannt modelliert. Die Welle ist an ihren Enden parallel geführt. Die Parametervariation erfolgt durch die Variation des E-Moduls im Lagerwerkstoffs. E-Modulen in N/ mm² Mögliche Werkstoffanalogie 212.000 Stahl 26.000 unidirektional, (kurz-) kohlenstofffaserverstärkter Kunststoff (bspw. PEEK oder PA6) mit einem Faservolumenanteil von etwa 20% Kohlenstofffasern 7.500 transversalisotroper, (kurz-) kohlenstofffaserverstärkter Kunststoff mit einem Faservolumenanteil von etwa 25% 3.700 unverstärkter PEEK Werkstoff bei Raumtemperatur 1.100 erwärmter, unverstärkter POM Tabelle 1: Angabe der E-Modulen die in der Simulation dem Lagerwerkstoff zugewiesen wurden TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 41 tionsparameter (Radialkraft, Fluid, Temperatur, etc…) wurden nicht verändert. Der geringere E-Modul der Kunststoffe führt dazu, dass sich die Höhe des Druckniveaus, sowie die Position des maximalen Festkörperdrucks (p Solid ) entlang des Auswertepfads verschieben (Bild 5). Die gewählten Simulationsbedingungen beeinflussen die jeweilige Position des Druckmaximums entlang des Auswertepfads. Die Darstellung der Verschiebung ist damit nicht allgemeingültig, sondern für diesen spezifischen Fall korrekt. Die Ergebnisse zeigen deutlich, dass der Festkörperkontaktdruck durch die Wahl eines nachgiebigen Kunststoffs erheblich reduziert werden kann. Gleichzeitig steigt der hydrodynamische Druckaufbau, je nachgiebiger das Material modelliert ist. Durch den wachsenden hydrodynamischen Druckberg verschiebt sich das Maximum des Festkörperkontaktdruckes in Gleitrichtung. Die Berechnung der Festkörperreibkraft Aus Wissenschaft und Forschung 42 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0012 stoffeigenschaften auf der Makroebene homogenisiert. Im Fall des Gleitlagers entspricht die Transversalrichtung des Kunststoffs der Radialrichtung. Der Wellendurchmesser beträgt 25 mm, die Lagerlänge 20 mm, das eingestellte Lagerspiel bewegt sich im technisch üblichen Rahmen. Die Radialkraft, die Temperatur, das Fluid und das Mischreibungskennfeld sind bei jeder Kontaktsimulation konstant. Bei jeder Kontaktsimulation wird die Festkörperdruckverteilung über die gesamte Lagerfläche ausgewertet (Bild 4). Um einen Vergleich der verschiedenen Werkstoffe zu ermöglichen, wird ein Pfad entlang der axialen Lagermitte in Umfangsrichtung zur Auswertung definiert. Das dargestellte Simulationsergebnis zeigt die Auswertung für einen Stahl-Stahl-Kontakt. Die Simulationen wurden mit den in Tabelle 1 genannten Werkstoffdaten durchgeführt. Alle weiteren Simula- Bild 4: Es wurde ein Pfad entlang der Oberfläche auf Höhe der axialen Lagermitte gewählt. Auf der abgewickelten Lagerinnenfläche wird der Festkörperdruck dargestellt. Die typischen Drucküberhöhungen für ideal zylindrische Lager an den Lagerrändern (Kantenträger) sind zu erkennen. Bild 5: Durch die Reduktion des E-Moduls wird der ausgewertete Festkörperkontaktdruck erheblich reduziert. Der Zusammenhang ist nichtlinear. Durch die Änderung des E-Moduls von 212.000 N/ mm 2 auf 1.100 N/ mm 2 (also eine Reduktion um etwa 99,5 %) wird eine Verringerung von etwa 15 N/ mm 2 auf etwa 1,7 N/ mm 2 erreicht. Die Darstellung der Ergebnisse ist aus dem Programm TriboSim entnommen. TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 42 erfolgt über die Summation der lokalen Festkörperdrücke multipliziert mit den diskreten Flächen des Gitters und dem Haftreibungskoeffizienten (Gleichung 1). Gleichung 1 Die Reduktion des Festkörperkontaktdrucks bewirkt direkt die Verringerung der Reibungszahl im System. Natürlich vernachlässigt diese Betrachtung die Verschleißbeständigkeit des Werkstoffs. Sollte der neue Festkörperkontaktdruck bei dem gewählten, nachgiebigen Lagerwerkstoff Schädigung hervorrufen, ändern sich die Zusammenhänge. Werden die in Bild 5 durchgeführten Simulationen für verschiedene Drehzahlen durchgeführt, so ergeben sich stationäre Stribeckkurven ohne Dynamikeinfluss (Bild 6). Die zuvor angesprochene Reduktion der Reibungskraft durch die Verringerung der Werkstoffsteifigkeit zeigt bereits bei geringen Drehzahlen einen ausgeprägten Effekt. Hydrodynamische Zustände werden in diesem Beispiel bei deutlich geringeren Geschwindigkeiten erreicht. Falls der Verschleiß durch den geänderten Lagerwerkstoff beherrscht wird, so zeigt die Simulation, dass nachgiebige Kunststoffe eine sehr wirksame Maßnahme sind, um Gleitlagersysteme effizienter zu gestalten. 4 Effekte auf Mikroebene Während die Auswirkungen der Werkstoffelastizität auf Makroebene verhältnismäßig einfach simuliert werden können, stellt die Modellierung der mikromechanischen Werkstoffeigenschaften von kurzfaserverstärkten Kunststoffen eine deutlich größere Herausforderung dar. Eine zentrale Herausforderung ist die korrekte Berücksichtigung der lokalen Werkstoffsteifigkeiten. Durch die Heterogenität faserverstärkter Kunststoffe haben verschiedene Punkte der Oberfläche unterschiedliche Steifigkeiten. Die Position der unterschiedlichen lokalen Steifigkeiten beeinflusst bereits das Ergebnis. Verstärkt wird dieser Effekt allerdings erheblich durch die Rauheit der Oberfläche. Es muss sichergestellt sein, dass an allen Koordinaten der Oberfläche die richtige Topographie mit der korrekten Steifigkeit verknüpft wird. Es besteht ein erheblicher Unterschied, ob ein Asperit aus nachgiebigem Kunststoff besteht oder eine exponierte, hochsteife Kohlenstofffaser ist. Verfahren zur Messung von flächigen Topographien (bspw. Konfokalmikroskopie) geben keine eindeutige Aussage über Werkstoffeigenschaften (Bild 7 a). Zwar können vereinzelt Fasern erkannt werden, jedoch ermöglicht die Lichtmikroskopie eine deutlich bessere Unterscheidung von Faser und Kunststoffmatrix (Bild 7 b und c). Neben der Verknüpfung der korrekten lokalen Werkstoffeigenschaften besteht eine weitere Modellierungs- Aus Wissenschaft und Forschung 43 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0012 Bild 6: Aufgetragen sind Stribeckkurven bei unterschiedlichen E-Modulen des Lagerwerkstoffes. Der Haftreibungskoeffizient wurde in allen Fällen mit µ 0 = 0,08 konstant modelliert. In der Regel geht mit der Änderung des Werkstoffs auch eine Änderung des Haftreibungskoeffizienten einher. Die Reduktion der Lagersteifigkeit erhöht hydrodynamische Effekte bei geringeren Drehzahlen. , = μ ⃗ ( " ) # ⋅ % & ' * ⃗ ( " ) # + -. TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 43 sung in Grauwerte überführt. Die Grauwerte entsprechen dabei weiterhin der topographischen Höhe. Das Lichtmikroskopbild wird in ein schwarz-weiß segmentiertes Bild gewandelt. Über Homographie wird das schwarz-weiß-Bild der Lichtmikroskopie auf die Topographiemessung transformiert. Der Bildausschnitt wird automatisch zugeschnitten. Damit ist sichergestellt, dass beide Datensätze die gleiche Dimension und Auflösung besitzen. Anschließend erfolgt das Einlesen der Informationen in ein FEM-Modell. Da die Mikroskopie lediglich die Oberfläche betrachtet, aber der darunterliegende Grundkörper ebenso die Kontaktsteifigkeit und die Spaltdeformation maßgeblich beeinflusst, wird in einem letzten Schritt ein repräsentatives Volumenelement erstellt, unter der modellierten Oberfläche eingefügt und mit dieser fest verbunden. Aus Wissenschaft und Forschung 44 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0012 herausforderung. In der Praxis wird für die numerischen mikromechanischen Kontaktsimulationen homogener Werkstoffe ein effizienter Halbraumansatz gewählt [2, 4]. Dieser Halbraumansatz ist jedoch nicht auf ein lokal heterogenes Problem übertragbar [13]. Aus diesem Grund wurde die Kontaktmechaniksimulation in einem Finite-Elemente-Programm umgesetzt. Eine hinreichende Netzfeinheit sowie numerisch stabile Kontaktparameter sind für konvergente Berechnungen vorausgesetzt. Der entwickelte Ablauf, um die Informationen aus der Topographiemessung und Lichtmikroskopie zu kombinieren und in ein heterogenes FEM-Mikromechanikmodell zu überführen, ist in Bild 8 dargestellt. Im ersten Schritt wird das Falschfarbenbild der Topographiemes- Bild 7: Dargestellt ist die Verschleißkalotte eines Kugel-Platte-Kontakts. Als Kontaktpartner hat eine 100Cr6 Kugel gleitend auf einen CF-PEEK Werkstoff mit etwa 30 vol.% Faseranteil eingewirkt. Die Konfokal-Mikroskopie in a) zeigt den Abdruck der Verschleißkalotte durch die Farbgebung deutlich. Ebenfalls sind im Kontaktbereich unterschiedliche Höhen zu erkennen (Grünfärbung), die sich jedoch nicht eindeutig in Faser oder Kunststoff unterteilen lassen. Durch die Lichtmikroskopie wird deutlich, dass die angeschliffenen Fasern durch die unterschiedlichen Reflektionen sehr gut von der Kunststoffmatrix unterschiedenen werden können (b und c). (Bilder nach Nadermann GFT und Nadermann WTC) Bild 8: Die lokale Verknüpfung der gemessenen Topographie und Werkstoffeigenschaften erfolgt über eine projektive Transformation (Homographie). Für das FEM-Modell werden neben den Materialeigenschaften auch die Topographiedaten direkt verwendet, um die raue Oberfläche zu modellieren [10]. TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 44 Zur Simulation des Oberflächenkontakts werden die rauen Flächen über eine vorgegebene Verschiebung in Kontakt gebracht. Die lokalen und globalen Reaktionskräfte und Pressungen werden ausgelesen und ausgewertet. Die Darstellung erfolgt in der bekannten Form einer mittleren Flächenpressung über der mittleren Spalthöhe (= Festkörperkontaktdruckkurve). Werden die Simulationen zur Kontaktmechanik auf diese Weise durchgeführt, ergeben sich für verschiedene Steifigkeiten die in Bild 9 dargestellten Kontaktdruckkurven. Für diese Ergebnisse wurden einer exemplarischen Topographie verschiedene Werkstoffeigenschaften und Grundkörperkonfigurationen zugewiesen. Explizit sind von drei der simulierten Grundkörper der lokale Faservolumenanteil, der effektive E-Modul in Dickenrichtung, sowie der Faserorientierungstensor angegeben. Es wird deutlich, dass die unterschiedlichen Werkstoffeigenschaften die Kontaktdruckkurve stark beeinflussen. Der Fall „FEA surface + RVE-A (transverse isotropic fibers)“ ist in diesem Beispiel der Realität am nächsten. Ein Vergleich mit den Ergebnissen des homogenen Halbraums (unter Verwendung des E-Moduls aus einem Datenblatt des Werkstoffs) zeigt bei einer Spalthöhe von 1 µm einen um den Faktor 6,8 größeren Festkörperkontaktdruck. Neben den Kontaktdruckkurven werden zu jedem simulierten Inkrement die deformierten Geometrien ausgelesen, um die Flussfaktoren zu ermitteln [11]. Dadurch kann das Flussfaktorkennfeld komplett aufgebaut werden. 5 Vergleich und Kombination der Einflüsse von Mikro- und Makroebene Die Effekte von Mikro- und Makroebene werden in dem in Bild 3 dargestellten Beispielgleitlager exemplarisch zusammengeführt. Hierzu wurden mikromechanische Simulationen mit den in Tabelle 1 genannten mittleren Steifigkeiten durchgeführt. Wie in Bild 9 gezeigt, wachsen die Festkörperkontaktdrücke bei geringeren E- Modulen und kleinen mittleren Spalthöhen langsamer an. Werden die resultierenden Flussfaktorkennfelder in einer Makrosimulation genutzt, so ergibt sich die zuvor auf mikromechanischer Ebene gezeigte Reduktion des Festkörperkontaktdrucks ebenfalls im Makromodell. Der Vergleich wie stark Mikro und Makroebene eine simulierte Reibungszahl bei konstanter Festkörperreibungszahl beeinflussen ist in Bild 10 dargestellt. Die Ergebnisse sind normiert aufgetragen und stellen keine absoluten, simulierten Reibungszahlen dar. Als Referenz für den normierten Wert „1“, wurde die Reibungszahl eines simulierten Stahl-Stahl-Kontakts genutzt. Die anderen dargestellten E-Modulen wurden an dem gleichen Aus Wissenschaft und Forschung 45 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0012 Bild 9: Die Kontaktdruckkurven unterscheiden sich erheblich voneinander, wenn unterschiedliche Werkstoffeigenschaften oder Modellierungsansätze genutzt werden. Die FEM-Ergebnisse wurden durch den Vergleich mit dem homogenen Halbraum verifiziert. Hierzu wurde ebenfalls ein FEM-Modell homogen aufgebaut. Je nachdem in welchem Spaltbereich sich der simulierte Zustand eines Maschinenelements befindet, ist der Einfluss der werkstofflichen Heterogenität nicht vernachlässigbar. Bei großen Spalthöhen (in diesem Beispiel etwa größer 1,6 µm) wird der hydrodynamische Zustand erreicht, wodurch nur noch die Flussfaktoren relevant sind. Zur besseren Lesbarkeit wurde die Abszisse zwischen 0 µm und 0,2 µm ausgeblendet. Der Nullpunkt ist damit unterdrückt [10] TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 45 die Steifigkeit des Lagerwerkstoffs ausfällt, um so relevanter ist es die korrekte Steifigkeit auf Mikroebene zu berücksichtigen. Im Bereich der E-Moduln zwischen 212.000 N/ mm 2 und etwa 26.000 N/ mm 2 sind die Einflüsse von Mikro- und Makroebene noch nahezu gleich. Bei E-Modulen < 26.000 N/ mm 2 übersteigt der Einfluss der mikromechanischen Effekte den der makroskopischen Effekte. Werden die Werkstoffeigenschaften auf Mikro- und Makroebene berücksichtigt, liegen die simulierten Reibungszahlen bei allen untersuchten E- Modulen erwartungsgemäß am niedrigsten. Die Ergebnisse zeigen, dass die korrekte Modellierung der Werkstoffeigenschaften, vor allem auf Mikroebene hoch relevant ist. 6 Zusammenfassung und Fazit In diesem Artikel wurde der Einfluss der Werkstoffsteifigkeit auf die Reibungszahl eines simulierten Faser- Kunststoff-Gleitkontakts im Mischreibungsgebiet gezeigt. Dabei wurde zwischen der Makroebene (Bauteil-/ Maschinenelement-Ebene) und der Mikroebene (Rauheitsebene) unterschieden. Durch den Einfluss der Werkstoffeigenschaften auf Mikroebene ist bei heterogenen, nachgiebigen Werkstoffen die Berücksichtigung der korrekten, lokalen Werkstoffeigenschaften relevant. Dies ist vor allem bei heterogenen Werkstoffen wie faserverstärkten Kunststoffen der Fall. In Verbindung mit rauen Oberflächen wird der Einfluss der lokalen heterogenen Steifigkeit weiter verstärkt. Während Asperiten aus reinem Kunststoff sehr nachgiebig im Vergleich zum Kohlenstoffasern sind und im Kontakt einen verhältnis- Aus Wissenschaft und Forschung 46 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0012 Arbeitspunkt simuliert (konstant bzgl. Radialkraft, Temperatur, Fluid, Drehzahl, etc.). In der Realität bedeutet eine Änderung des Werkstoffs praktisch immer eine Änderung der Eigenschaften auf Mikro- und Makroebene. Um den Effekt der einzelnen Skalen genauer darzustellen, wurden in diesem akademischen Beispiel die Werkstoffeigenschaften auf beiden Skalen unabhängig voneinander variiert. Die Steifigkeitsvariationen beziehen sich ausschließlich auf den Lagerwerkstoff. Aluminiumflansch und Stahlwelle wurden mit entsprechenden Steifigkeiten (70.000 N/ mm 2 und 212.000 N/ mm 2 ) modelliert. Es wurden die drei folgenden Fälle simuliert (siehe Bild 10): 1. Die Steifigkeit des Lagerwerkstoffes auf Makroebene wurde angepasst. Die mikromechanische Werkstoffsteifigkeit wurde bei 212.000 N/ mm 2 belassen. 2. Die Steifigkeit des Lagerwerkstoffes auf Mikroebene wurde angepasst. Die makromechanische Werkstoffsteifigkeit wurde bei 212.000 N/ mm 2 belassen. 3. Die Steifigkeit des Lagerwerkstoffes auf Mikro- und Makroebene wurde angepasst. Die Ergebnisse zeigen, dass sehr nachgiebige Lagerwerkstoffe durch geringere Festkörperkräfte zu kleineren Spaltweiten über größere Lagerbereiche führen. Dadurch steigt der hydrodynamische Traganteil bei gleicher Drehzahl und es resultiert eine deutliche Reduktion der Reibungszahl im Mischreibungsgebiet. Je geringer Bild 10: Der Einfluss der Werkstoffeigenschaften auf Mikro- und Makroebene zeigt sich in der simulierten Reibungszahl eines Modellgleitlagers. Die simulierte Reibungszahl ist normalisiert und relativ zu dem Wert eines simulierten Stahl-Stahl-Kontakts aufgetragen. Im Fall eines Kunststoffs mit einem E-Modul von 3.700 N/ mm 2 sinkt die simulierte Reibungszahl um etwa 67 %, wenn die Steifigkeit auf Mikro- und Makroebene angepasst wird. TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 46 mäßig geringen Widerstand darstellen, führen erhabene Kohlenstoffasern zu großen lokalen Steifigkeiten. Bei der Modellierung des mikromechanischen Kontakts wurde ein Ansatz vorgestellt, bei dem die Topographie der Oberfläche mit den lokalen Werkstoffeigenschaften verknüpft werden. Die Berechnung des heterogenen Kontaktproblems einer Kontaktpaarung mit faserverstärktem Kunststoff und Stahl erfolgte mittels FEM. Der für die Berechnung von Flussfaktorkennfeldern häufig verwendete Halbraumansatz ermöglicht keine Berücksichtigung eines lokal heterogenen Werkstoffgefüges. Die Ergebnisse zeigen, dass alle Parameter, die die Steifigkeit im Kontakt maßgeblich beeinflussen, für ein korrektes Simulationsergebnis betrachtet werden müssen. Gerade bei Kunststoffen sind die relevanten Parameter stark werkstoffabhängig. Die Expertise von Kunststoffexperten und Tribologen ist für eine vollständige Betrachtung in der Modellierung nötig. Weitere Parameter, die hier nicht diskutiert wurden, sind eine dehnungsabhängige Nichtlinearität des E-Moduls, oder eine Temperaturabhängigkeit, welche in [14] behandelt wird. Geeignete Vereinfachungen können unter Umständen getroffen werden, wenn ein ausreichendes Systemverständnis über die hydrodynamischen Zustände vorliegt. Literatur [1] B ARTEL , D.: Simulation von Tribosystemen. Vieweg + Teubner, Wiesbaden, 2010 [2] B ONNEAU , D.; F ATU , A.; S OUCHET , D.: Mixed lubrication in hydrodynamic bearings. John Wiley & Sons Inc., Hoboken (USA), 2014 [3] D OBRICA , M. B.; F ILLON , M.; M ASPEYROT , P.: Mixed elastohydrodynamic lubrication in a partial journal bearing - Comparison between deterministic and stochastic models. In: Transactions of the ASME 128, S. 778 - 788, 2006 [4] E FFENDI , J.: Die numerische Lösung der elastohydrodynamischen Kontaktprobleme unter Berücksichtigung der Oberflächenrauheiten. Dissertation, RWTH Aachen, 1987 [5] F RICKE , S.: Auswirkungen von Unsicherheiten auf die Validierung einer Mischreibungssimulation. Dissertation, Universität Hannover, 2018 [6] F RIEDRICH , K.; S CHLARB , A.K.: Tribology of Polymeric Nanocomposites - Friction and Wear of Bulk Materials and Coatings. Butterworth-Heinemann, Oxford, 2013 [7] H ABCHI , W.: Coupling Strategies for Finite Element Modeling of Thermal Elastohydrodynamic Lubrication Problems. In: Journal of Tribology 139: 041501, S. 1 - 12, 2017 [8] J AITNER , D.: Effiziente Finite-Elemente-Lösung der Energiegleichung zur thermischen Berechnung tribologischer Kontakte. Dissertation, Universität Kassel, 2017 [9] L AGEMANN , V.: Numerische Verfahren zur tribologischen Charakterisierung bearbeitungsbedingter rauer Oberflächen bei Mikrohydrodynamik und Mischreibung. Dissertation, Universität Kassel, 2000 [10] N ADERMANN , D.; E LTER , A.; S CHWARZE , H.: Contact simulation of real worn surfaces with polymeric composites on the microscale. In: Konferenzband der 58. Tagung der Gesellschaft für Tribologie, Göttingen, 2017 [11] N ADERMANN , D.; E LTER , A.; S CHWARZE , H.: Effect of Short Fiber Reinforced Polymer on the Flow Factor Calculation for Mixed Lubrication Simulations. In: Proceedings 21. International Colloquium Tribology, Ostfildern, 2018 [12] N ADERMANN , D.; E LTER , A.; S OLOVYEV , S.; S CHWARZE , H.: Multiscale simulation approach of journal bearings with short carbon fiber reinforced PEEK - Predicting friction and wear under steady state conditions. In: Proceedings 6. Asia International Conference on Tribology, Kuching, 2018 [13] N ADERMANN , D.; R ASTOGI , A.; S CHWARZE , H.: Modeling approach for contact simulation of composite materials on microscale. In: Proceedings 6. World Tribology Congress, Beijing, 2017 [14] N ADERMANN , D.: Heterogenes Kontaktmodell zur Mischreibungssimulation an Radialgleitlagern aus kurzfaserverstärkten Polymeren. Dissertation, Technische Universität Clausthal, 2020 [15] P ATIR , N.; C HENG , H.: An average flow model for determining effects of three-dimensional roughness on partial hydrodynamic lubrication. In: Journal of Lubrication Technology 100, S. 12 - 17, 1978 [16] P ATIR , N.; C HENG , H.: Application of average flow model to lubrication between rough sliding surfaces. In: Journal of Lubrication Technology 101, S. 220 - 30, 1979 [17] S AHLIN , F.: Lubrication, contact mechanics and leakage between rough surfaces. Dissertation, Universität Luleå, 2008 [18] S CHWARZE , H.; S WOBODA , S.; B RENNER , G.; A L -Z OUB I, A.; MUKINOVIC, M.: Numerische Simulation von Oberflächenrauhigkeitseinflüssen auf laminare Schmierfilme mit Hilfe der lattice Boltzmann Methode. In: Tribologie und Schmierungstechnik 53(3), S. 10 - 16, 2006 [19] V AKIS , A.I.; Y ASTREBOV , V.A.; S CHEIBERT , J.; N ICOLA , L.; D INI , D.; M INFRAY , C.; A LMQVIST , A.; P AGGI , M.; L EE , S.; L IMBERT , G.; M OLINARI , J.F.; A NCIAUX , G.; A GHABA- BAEI , R.; E CHEVERRI -R ESTREPO , S.; P APANGELO, A.; C AM- MARATA , A.; N ICOLINI , P.; P UTIGNANO , C.; C ARBONE , G.; S TUPKIEWICZ , S.; L ENGIEWICZ , J.; C OSTAGLIOLA , G.; B OSIA , F.; G UARINO , R.; P UGNO , N.M.; M ÜSER , M.H.; C IAVARELLA , M.: Modeling and simulation in tribology across scales: An Overview. In: Tribology International 125, S. 169 - 199, 2018 [20] Z HU , D.; W ANG , Q. J.: Elastohydrodynamic lubrication: A gateway to interfacial mechanics - review and prospect. In: Journal of Tribology 133: 041001, S. 1 - 14, 2011 Aus Wissenschaft und Forschung 47 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0012 TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 47 Aus Wissenschaft und Forschung 48 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 dheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikati Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Spr Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ A Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Komm haft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historisc haft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Manage e \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ B rachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Ku \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ n \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ SCHMIERSTOFF + SCHMIERUNG Erscheinungsweise: 4 x jährlich Sprache: deutsch Bezug kostenfrei! OpenAccess unter sus.expert  alle Ausgaben unter sus.expert  Infos zum Abonnement: abo@narr.de  Infos zur Anzeigenschaltung: Stefanie Richter Tel.: +49 (0)89 120 224 12, Fax: +49 (0)89 120 224 13, eMail: richter@narr.de  Infos zu redaktionellen Beiträgen: Ulrich Sandten Tel.: +49 (0)7071 97 556 56, Fax: +49 (0)7071 97 97 11, eMail: sandten@verlag.expert expert verlag GmbH \ Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Tel. +49 (0)7071 97 97 0 \ Fax +49 (0)7071 97 97 11 \ info@verlag.expert \ www.expertverlag.de Stand: Juni 2021 · Änderungen und Irrtümer vorbehalten! Die Fachzeitschri� SCHMIERSTOFF + SCHMIERUNG bietet einen umfassenden Überblick über alle Themen der Schmiersto�ranche. Dabei werden neueste Trends und Technologien ebenso behandelt wie grundlegendes Basiswissen und wirtscha�liche Entwicklungen. SCHMIERSTOFF + SCHMIERUNG richtet sich insbesondere an Leser: innen aus der Praxis. Anwender von Schmierstoffen und Hersteller von Schmiermi琀eln erhalten durch unsere Zeitschri� ebenso fundierte Fachinforma琀onen wie Dienstleistungsunternehmen im Bereich Öl sowie jene, die in Schmierstofflaboren und Industrieservice-Unternehmen tä琀g sind. Auch Tä琀ge des Handels und des Außendienstes in der Schmiersto�ranche finden hier eine aufschlussreiche Lektüre. NEU TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 48 Nachrichten 49 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 Mitteilungen der GfT Nachdem die 61. Tribologie-Fachtagung im Jahr 2020 als Online-Konferenz erfolgreich war, wird auch die 62. vom 27. bis 29. September 2021 wieder in dieser Form stattfinden. Wir hatten gehofft, Sie in diesem Jahr persönlich in Göttingen begrüßen zu können, aber die während der Tagungsvorbereitung schnell ansteigenden Infektionszahlen ließen dies leider nicht zu. Erfreulicherweise wurden trotzdem mehr Beiträge als im Vorjahr eingereicht, was uns optimistisch stimmt, wieder ein attraktives Programm zusammenstellen zu können. Die Tagung wird diesmal auch eine Fachausstellung beinhalten. Sie dürfen also auf einen Besuch an virtuellen Ausstellungsständen gespannt sein. Schwerpunktthema 2021: Nachhaltigkeit durch Tribologie Nachdem die erste GfT-Studie zur Tribologie in Deutschland die Möglichkeiten zur CO 2 -Reduzierung und Ressourcenschonung durch konsequente Ausnutzung tribologischer Erkenntnisse beleuchtet hat, widmet sich die Fortschreibung dem Thema „Verschleißschutz und Nachhaltigkeit“. Die Aktualität dieses Themas muss sicher nicht extra betont werden. Deshalb wird nicht nur die Studie im Vortragsprogramm vorgestellt werden, sondern das Thema soll auch schwerpunktmäßig im Tagungsprogramm Niederschlag finden. Wir baten deshalb um Vorträge aus den Themenkreisen: • Verschleiß und Lebensdauer • Umweltbelastung durch Verschleißprodukte • Ressourcenverbrauch und Recycling von Tribowerkstoffen • Nachhaltige Schmierstoffe Selbstverständlich wird das Programm auch die Kernthemen der Tribologie sowie die Schwerpunktthemen der letzten Jahre umfassen: • Tribologische Systeme • Tribometrie • Datenbanken und Datenanalyse • Werkstoffe und Werkstofftechnologien • Dünne Schichten und Oberflächentechnologien • Schmierstoffe und Schmierungstechnik • Zerspanungs- und Umformtechnik • Maschinenelemente und Antriebstechnik • Dichtungstechnik • Tribologie in der Fahrzeugtechnik • Biotribologie, Life Science Eine Reihe von Vorträgen z. B. aus dem BMWi-Forschungsfeld „Tribologie“ oder dem DFG-Schwerpunktprogramm „Fluidfreie Tribosysteme mit hoher mechanischer Belastung“ wird auch wieder in speziellen Sessions zusammengefasst. Die „Tribologie + Schmierungstechnik“ wird nach der Tagung einen Sonderband herausbringen. Alle dafür eingereichten Manuskripte durchlaufen einen separaten Review-Prozess. Aber auch in den regulären Ausgaben werden Sie wie bisher redaktionell begutachtete Manuskripte finden. Wir würden uns freuen, Sie zur 62. Tribologie-Fachtagung online begrüßen zu können. Weitere Informationen und den Link zur Anmeldung finden Sie unter www.gftev.de/ de/ tribologie-fachtagung-2021. 62. Tribologie-Fachtagung - vom 27. bis 29. September 2021 wieder online TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 49 Nachrichten 50 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 Zuverlässigkeit und Effizienz sind unverzichtbar für den Betrieb von Industrieanlagen. Eine wichtige Rolle kommt hier Schmierstoffen zu, die in großen Mengen eingesetzt werden. Kreisläufe mit mehreren 1000 Litern Öl sind keine Seltenheit. Ein Ölwechsel ist daher mit einem erheblichen Aufwand und Kosten verbunden, der von der Anschaffung von Frischöl, Abstellung der Anlage bis zur Entsorgung des Altöls reicht. Um einen verfrühten Schmierstoffwechsel zu vermeiden und gleichzeitig die Betriebssicherheit erhöhen zu können, sind gezielte Instandhaltungsmaßnahmen mittels intelligenter Vorrichtungen erforderlich. Der Schmierstoff liefert nicht nur Informationen über die verbleibende Lebensdauer des Schmierstoffs selbst, sondern zusätzlich über den Zustand der Anlage. AC2T research GmbH (AC 2 T) entwickelt für ihre Kunden anwendungsspezifische Gesamtlösungen aus Sensorsystemen kombiniert mit intelligenten Algorithmen. Ein Beispiel für eine kundenspezifische Lösung ist die Überwachung und automatische Analyse von Ölen in Hydraulikanlagen in Hochöfen der voestalpine Stahl GmbH (Bild 1). Die Hydrauliköle unterliegen stark schwankenden Beanspruchungen, die von trockenen bis nassen Bedingungen reichen sowie Stillstände und Nachfüllungen umfassen [1]. Eine Online- Zustandsüberwachung muss daher unter all diesen Bedingungen die Ölqualität und den Anlagenzustand einwandfrei erfassen. Die Entwicklung: Der bei AC 2 T entwickelte Lab-to- Field-Ansatz baut auf einer Entwicklungsumgebung im Labor zur Simulation der kritischen Betriebsparameter unter kontrollierten Bedingungen auf. Auf diese Weise werden in wenigen Entwicklungsschritten im Labor ein hoher technologischer Reifegrad (Technology Readiness Level) in kurzer Entwicklungszeit erreicht. Für die Entwicklung von Sensorsystemen zur Ölzustandsüberwachung wird die künstliche Alterung eingesetzt, die eine zeitraffende Simulation ganzer Ölwechselintervalle ermöglicht. So wird eine Verkürzung von mehreren Jahren Einsatzdauer in der Anwendung auf wenige Wochen im Labor erreicht. Die Korrelation von Labor- oder Be- Mitteilungen der ÖTG Kundenspezifische Lösungen zur Anlagenüberwachung Bild 2: Korrelation zwischen Versäuerung aus Labormessungen und Sensordaten ! " #! #" $! ! " #! #" $! Versäuerung Labor (mg KOH/ g) Versäuerung Sensor (mg KOH/ g) triebsdaten mit den Sensordaten resultiert in Algorithmen zur automatischen Sensorsignalauswertung. Im Anwendungsfall „Hydraulikanlage“ wurde die Ölversäuerung als kritischer Parameter identifiziert, für den eine sehr gute Korrelation zwischen Sensordaten und im Labor mittels Säure-Base-Titration bestimmten Werte hergestellt wurde (Bild 2). Im nächsten Schritt wurde das Ölsensorsystem in ein „Trainingslager“ geschickt, in dem die unterschiedlichen Betriebsbedingungen im Labor nachgestellt wurden (Bild 3). Mittels dieses „Proof of Concept“ wurden so- Bild 1: Hochofen A der voestalpine Stahl GmbH mit einer der ausgewählten Hydraulikanlagen für die Online-Ölzustandsüberwachung © voestalpine AG TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 50 Nachrichten 51 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 Mitteilungen der ÖTG Mitteilungen der ÖTG Bild 3: Labor-Trainingsprogramm für das Sensorsystem zur Online-Ölzustandsüberwachung ! "#$%&'()* "! ! "! ! #! ! $! ! %! ! &! ! '! ! (! ! +,-./ 0,-0123452367892: ; <=,->5,1? @A0,-34B: +,-./ 0,-0123C,-,DB1,? +,-./ 0,-0123EACF- Zeit (h) Versäuerung (mg KOH/ g) Versäuerung Sensor Versäuerung Labor Hydrolytisch Oxidativ Stillstand Nachfüllung Bild 4: Eingebautes Sensorsystem © AC 2 T wohl die Robustheit der Sensoren-Kombination wie auch die Funktion des Algorithmus validiert. Der große Vorteil des Trainings im Labor ist, dass Feldversuche nur zur abschließenden Verifizierung der Praxistauglichkeit erforderlich sind, somit die üblichen Unsicherheiten bei Feldversuchen ausgeschlossen werden. Der erfolgreiche Betrieb: Das in die Hydraulikanlage eingebaute Sensorsystem zur Online-Ölzustandsüberwachung ist seit der Feldverifizierung im Einsatz (Bild 4) und in die Anlagensteuerung des Unternehmens integriert. Der Entwicklungsansatz „Lab-to-Field“ ist vielfältig für weitere kundenspezifische Lösungen einsetzbar wie zum Beispiel in der Aluminiumverarbeitung, der Windenergie und stationären Großmotoren. Darüber hinaus sind miniaturisierte Sensorsysteme in mobilen Anwendungen wie im Schienenverkehr realisierbar. Bei Fragen wenden Sie sich bitte an DI FH Christoph S CHNEIDHOFER (+43 2622 81600 162, christoph.schneidhofer@ac2t.at). [1] Christoph Schneidhofer, Alexander Grafl und Karl Adam: Online Zustandsüberwachung von Hydraulikölen in der Stahlindustrie. BHM Berg- und Hüttenmännische Monatshefte 163, 193-198 (2018), DOI 10.1007/ s00501-018-0707-y TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 51 TAE Nachrichten 52 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 Call for Papers 23 rd International Colloquium Tribology 25 - 27 January 2022 in Stuttgart/ Ostfildern, Germany SUBMISSION OF ABSTRACT : www.tae.de/ go/ tribology STEERING COMMITTEE PROGRAMME PLANNING COMMITTEE A. Fatemi, Robert Bosch GmbH, Stuttgart, Germany A. Pauschitz, AC2T research GmbH, Wiener Neustadt, Austria K. Topolovec Miklozic, Powertrib Ltd, Oxford, Great Britain A. Albers, Karlsruhe Institute of Technology, Germany D. Bartel, University Magdeburg, Germany M. Dienwiebel, Karlsruhe Institute of Technology, Germany N. Dörr, AC2T Research GmbH, Wiener Neustadt, Austria C. Gachot, Vienna University of Technology, Austria G. Gaule, Hermann Bantleon GmbH, Ulm, Germany M. Gleß, ContactEngineering, Stuttgart, Germany G. Jacobs, RWTH Aachen University, Germany M. Jungk, LUBEVISIO GmbH, Brannenburg, Germany T. Kilthau, Klüber Lubrication München SE & Co. KG, Germany R. Krethe, OilDoc GmbH, Brannenburg, Germany L. Lindemann, Fuchs Petrolub SE, Mannheim, Germany M. Matzke, Robert Bosch GmbH, Renningen, Germany J. Molter, Mannheim University, Germany J. Müllers, Robert Bosch GmbH, Stuttgart, Germany INTERNATIONAL ADVISORY BOARD F. Franek, AC2T research GmbH, Wiener Neustadt, Austria M. Kalin, University of Lubljana, Slowenia R. Larsson, Luleå University, Sweden J. Luo, Tsinghua University, China I. Minami, Luleå University, Sweden M. Priest, University of Bradford, United Kingdom D. J. Schipper, University of Twente, The Netherlands I. M. Sivebaek, Technical University of Denmark and Novo Nordisk H. A. Spikes, Imperial College of Science, United Kingdom G. Stachowiak, Curtin University, Australia P. Vergne, INSA, France The program and the course of the event may be influenced by the corona pandemic. We adhere to all applicable regulations and offer virtual participation as well. MAIN TOPICS - Trends lubricants and additives > Additive solutions > Base oil performance > Lubricating oils > Greases and solid lubricants > Hydraulic, turbine and compressor fluids > Food-grade lubricants > Fluids for modern electric drives > Standards and specifications > Environmental considerations > Complex fluids and rheology In cooperation with: German Lubricant Manufacturers Association (VSI) and Austrian Society for Tribology (ÖTG) TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 52 TAE Nachrichten 53 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 d - Automotive and transport industry > Fuel-economy of engines and powertrains > CO2 reduction in engines > Tribological aspects of electrical drive trains > Continuous optimising of gasoline and diesel engines > Tribology in hydrogen environment > Tribology in public transport systems Industrial machine elements and wind turbine industry > Gears and transmission lubrication > Roller element bearings > Tribology in fluid power systems > Tribology of sealing systems, mechanical face seals > Gas bearings > Lubrication challenges of wind turbines > Optimising wind turbine gear and transmission systems > Energy efficiency of wind turbine gear oils > Durability of wind turbine gear oils and greases Coatings, surfaces and underlying mechanisms > Wear and wear protection > Thin film lubrication > Tribochemistry > Coatings and reduction of friction and wear > Tribology of plastic and polymer composite materials > TEHL and lubrication of reinforced plastics > Embedded lubrication (plastic/ sintered materials) > New mechanism insights of friction, adhesion and wear > Micro and nanotribology Test methodologies and measurement technologies > Novel measurement techniques > Design of experiments in tribology > Scaling up techniques from tribological bench tests to machine scale tests > Surface analytical techniques > Surface metrology and characterization > Particle and contamination identification > Advanced filtering techniques > Radioactive isotope > Predictive maintenance and digital twins > Condition monitoring > Tribological reliability > Cryotribology Digitalisation in tribology > Computational tribology and uncertainty > Artificial intelligence in tribology > Internet of things > Life cycle aspects in tribology > FEM modelling of tribosystems > MD simulation of tribocontacts > Lab-to-field challengens > Importance of contact mechanics of rough surfaces > Python for tribology research CONFERENCE LANGUAGE IS ENGLISH POSTER EXHIBITION Young scientists and students (up to 25 years) are invited to present their research topic as a poster. PUBLICATION Authors of accepted abstracts will be requested to submit a 2-page extended abstract with figures and references which represents the quintessence of the presentation. There is no need to submit any additional manuscript. As we expect a larger number of abstracts than we can place in the program, please understand that we are obliged to evaluate and select the best papers. The authors are free to submit the complete manuscript (if interested) to relevant journals subsequently. CALL FOR PAPERS TRIBOLOGY AUTHOR’S SCHEDULE Submission of abstract: 31 May 2021 Acceptance of abstract: 30 July 2021 Submission of a 2-page extended abstract: 29 October 2021 TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 53 Patentumschau 54 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 DE102018101244A1 F16H 57/ 04 Haselton, David F., Mich., Oxford, US; Palazzolo, Michael Robert, Mich., Madison Heights, US BorgWarner Inc., Mich., Auburn Hills, US Verteilergetriebepumpe mit mehreren Strömungspfaden zu internen Komponenten Ein Schmiersystem für ein Verteilergetriebe (300, 350, 400) umfasst eine Pumpe (240) in Fluidverbindung mit einer Schmiermittelquelle (243) und einer Leistungsübertragungsanordnung 270 sowie ein oder mehrere Ventile (302, 303, 402) umfasst, die entlang von Fluidströmungspfaden zwischen der Schmiermittelquelle (243) und der Leistungsübertragungsanordnung 270 positioniert sind. Die Ventile (302, 303, 402) können abhängig von den Bedingungen die volle Fluidströmung an verschiedene Komponenten des Verteilergetriebes erlauben oder sie einschränken. Ein Fluidführungseinsatz kann verwendet werden, um die Schmiermittelströmung an die Komponenten leiten zu helfen. DE102017201741A1 F02F 3/ 22 Ernst, Herbert, Kerkrade, NL; Farina, Antonio, 52531, Übach-Palenberg, DE; Quix, Hans Günther, 52134, Herzogenrath, DE Ford Global Technologies, LLC, Mich., Dearborn, US Kolben-Pleuel-Vorrichtung zur direkten Kolbenschmierung und -kühlung Die Erfindung betrifft eine Kolben-Pleuel-Vorrichtung (10) zur direkten Kolbenschmierung und -kühlung, umfassend einen Kolben (42) einer Verbrennungskraftmaschine, eine Pleuelstange (12) zur Anlenkung des Kolbens (42) an eine Kurbelwelle (68) und einen ersten von einem Pleuelfuß (22) der Pleuelstange (12) zum Kolben (42) führenden Kanal (30) zur Leitung eines Fluids zur Schmierung des Kolbens (42). Erfindungsgemäß weist die Kolben-Pleuel-Vorrichtung (10) einen zweiten vom Pleuelfuß (22) zum Kolben (42) führenden Kanal (36) zur Leitung eines Fluids zur Kühlung des Kolbens (42), wobei der erste Kanal (30) und der zweite Kanal (36) innerhalb der Kolben-Pleuel-Vorrichtung (10) strömungstechnisch voneinander getrennt sind. DE102014108028B3 B60C 23/ 00 Bittlingmaier, Günter, 73432, Aalen, DE Kessler &Co. GmbH &Co. KG, 73453, Abtsgmünd, DE Drehdurchführung für ein Kraftfahrzeugrad Eine Drehdurchführung für ein Kraftfahrzeugrad mit Reifendruckregelung umfasst einen Radträger und eine an dem Radträger drehbar gelagerte Radnabe. In einem Zwischenraum zwischen dem Radträger und der Radnabe sind ein Druckluft-Ringraum und wenigstens ein Schmiermittel-Ringraum ausgebildet, die gegeneinander abgedichtet sind. Dabei kommuniziert der Druckluft-Ringraum mit einem Druckluftkanal des Radträgers und mit einem Druckluftkanal der Radnabe, wobei der Druckluftkanal der Radnabe mit einem steuerbaren Ventil kommuniziert, um einen Reifen des Kraftfahrzeugrades wahlweise mit Druckluft zu befüllen oder zu entleeren. Der Schmiermittel-Ringraum wiederum kommuniziert mit einem Schmiermittelkanal des Radträgers und mit einem Schmiermittelkanal der Radnabe, wobei der Schmiermittelkanal der Radnabe zu einem Steueranschluss des Ventils führt, um das Ventil wahlweise zum Durchlass von Druckluft anzusteuern. DE102015216185A1 B61H 5/ 00 Ohno, Tomoya, Hyogo, Kobe-shi, JP NABTESCO CORPORATION, Tokyo, JP Schienenfahrzeug-Scheibenbremsenvorrichtung Eine Fahrzeug-Scheibenbremsenvorrichtung (1; 1a) ist zum Einsatz bei einem Fahrzeug eingerichtet, das eine Bremsscheibe enthält, und enthält einen Träger (10; 10a), der zum Befestigen an dem Fahrzeug eingerichtet ist, einen Bremssattel-Körper (20), der mit dem Träger (10; 10a) verbunden ist und um eine Schwenkachse (CL) herum geschwenkt werden kann, die in einer Längsrichtung des Fahrzeugs verläuft, eine Bremszylinder-Einrichtung (2), die Bremskraft erzeugt, sowie zwei Hebel (30), die an dem Bremssattel-Körper (20) angeordnet sind. Die Hebel übertragen die Bremskraft auf die Bremsscheibe des Fahrzeugs. Der Träger (10; 10a) und der Bremssattel-Körper (20) sind an einer Stelle (P) verbunden, die von der Bremszylinder-Einrichtung (2) her zu der Bremsscheibe hin positioniert ist. Erklärung Für jedes veröffentlichte Patent ist der Informationstext nach folgender Reihenfolge gegliedert: Veröffentlichungs-Nummer; IPC - Hauptklasse; Erfinder (kursiv); Anmelder / Inhaber; Titel der Erfindung / des Patents; Abstract. Patentumschau TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 54 Normen 55 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen E DIN EN 15427-2-1: 2020-11 Print: 166,73 EUR/ Download: 138,08 EUR Bahnanwendungen - Reibungsmanagement zwischen Rad und Schiene - Teil 2-1: Eigenschaften und Merkmale - Spurkranzschmierstoffe; Deutsche und Englische Fassung prEN 15427-2-1: 2020 Railway applications - Wheel/ Rail friction management - Part 2-1: Properties and Characteristics - Flange lubricants; German and English version prEN 15427-2-1: 2020 Vorgesehen als Ersatz für DIN EN 16028: 2012-10 und DIN EN 16028 Berichtigung 1: 2013-02 Erscheinungsdatum: 2020-10-02 Einsprüche bis 2020-11-25 Gegenüber DIN EN 16028: 2012-10 und DIN EN 16028 Berichtigung 1: 2013-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) vollständige Überarbeitung der Norm; b) Anpassung an aktuelle Gestaltungsregeln. Dieses Dokument legt die Anforderungen an Schmierstoffe fest, die für die Schmierung der Kontaktfläche zwischen dem Rad und der Schiene (aktive Kontaktfläche) vorgesehen sind und die entweder direkt oder indirekt auf das Rad oder die Schiene aufgetragen werden. Es beschreibt die erforderlichen Informationen für die meisten Zulassungsverfahren, das Prüfverfahren und die regelmäßige Kontrolle/ Überwachung des Schmierstoffs. E DIN ISO 22285: 2020-12 Print: 74,48 EUR/ Download: 61,43 EUR Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung der Ölabscheidung von Schmierfetten - Druck-Filtrations-Verfahren (ISO 22285: 2018); Text Deutsch und Englisch Petroleum products and lubricants - Determination of oil separation from grease - Pressure filtration method (ISO 22285: 2018); Text in German and English Erscheinungsdatum: 2020-11-27 Einsprüche bis 2021-01-20 Dieses Dokument legt die Bestimmung der Ölabscheidung von Schmierfetten mit dem Druck-Filtrations-Verfahren fest. E DIN ISO 23572: 2021-01 Print: 59,66 EUR/ Download: 49,36 EUR Mineralölerzeugnisse - Schmierfette - Probenahme von Fetten (ISO 23572: 2020); Text Deutsch und Englisch Petroleum products - Lubricating greases - Sampling of greases (ISO 23572: 2020); Text in German and English Erscheinungsdatum: 2020-12-04 Einsprüche bis 2021-01-27 Dieses Dokument legt Verfahren für die Entnahme von Schmierfettproben aus Produktionslosen oder Sendungen fest und enthält Anweisungen zur Prüfung von Fetten in Verkaufspaketen. DIN EN ISO 29001: 2020-11 Print: 172,13 EUR/ Download: 142,49 EUR Erdöl-, petrochemische und Erdgasindustrie - Sektorspezifische Qualitätsmanagementsysteme - Anforderungen an Hersteller- und Serviceorganisationen (ISO 29001: 2020); Englische Fassung EN ISO 29001: 2020 Petroleum, petrochemical and natural gas industries - Sector-specific quality management systems - Requirements for product and service supply organizations (ISO 29001: 2020); English version EN ISO 29001: 2020 Ersatz für DIN CEN ISO/ TS 29001 (DIN SPEC 91241): 2011-04 Gegenüber DIN CEN ISO/ TS 29001 (DIN SPEC 91241): 2011-04 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Veröffentlichung als Norm; b) Angleichung an ISO 9001: 2015 durch Neustrukturierung der Abschnitte; c) Aufnahme neuer Abschnitt 4 „Context of the organization“; d) Aufnahme neuer Abschnitt 5 „Leadership“; e) Aufnahme neuer Abschnitt 6 „Planning“; f) Aufnahme neuer Abschnitt 7 „Support“; g) Aufnahme neuer Abschnitt 8 „Operation“; h) Aufnahme neuer Abschnitt 9 „Performance evaluation“; i) Aufnahme neuer Abschnitt 10 „Improvement“; j) Aufnahme neuer infomativer Anhang A „Clarification of new structure, terminology and concepts“; k) Aufnahme neuer infomativer Anhang B „Other International Standards on quality management and quality management systems developed by ISO/ TC 176“; l) Aufnahme neuer infomativer Anhang C „Risk management and conformity assessment processes“. Dieses Dokument definiert die Anforderungen für Qualitätsmanagementsystem für Produkte und Dienstleistungen in der Erdöl-, petrochemischen und Erdgasindustrie. Dieses Dokument ist als Ergänzung zur ISO 9001: 2015 verfasst. Z DIN 51378: 1994-03 Prüfung von Mineralölen; Bestimmung der Kohlenstoffverteilung Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 51378: 2020-12 DIN 51378: 2020-12 Print: 89,89 EUR/ Download: 74,38 EUR Prüfung von Mineralölen - Bestimmung der Kohlenstoffverteilung, mit CD-ROM Normen TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 55 Normen 56 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 Testing of mineral oils - Determination of carbon-type composition, with CD-ROM Ersatz für DIN 51378: 1994-03 Gegenüber DIN 51378: 1994-03 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Normative Verweisungen und Literaturhinweise aktualisiert; b) ein Datenträger mit einem EDV-Programm zur Berechnung der Teilchenzahlanteile ist neuer Bestandteil dieses Dokuments; c) der Datenträger beinhaltet Dateien zum Ausdruck des Nomogramms für die graphische Auswertung; d) das Nomogramm wurde in den Anhang A verschoben und dessen Vervielfältigung gestattet; e) Dokument redaktionell überarbeitet. Das Verfahren nach dem Dokument dient der Bestimmung der Teilchenzahlanteile an Kohlenstoffatomen, die in aromatischen Ringen, in naphthenischen Ringen und in paraffinischen Ketten gebunden sind (Kohlenstoffverteilung). Z DIN SPEC 51455: 2018-09 Flüssige Mineralölerzeugnisse - Bestimmung der Partikelanzahl und Partikelgröße in Ölen Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 51455: 2020-12 DIN 51455: 2020-12 Print: 89,89 EUR/ Download: 74,38 EUR Flüssige Mineralölerzeugnisse - Bestimmung der Partikelanzahl und Partikelgröße in Ölen Liquid petroleum products - Determination of particle number and particle size in oils Ersatz für DIN SPEC 51455: 2018-09 Gegenüber DIN SPEC 51455: 2018-09 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Präzisierung des Anwendungsbereichs, bezogen auf die Partikelgrößen; b) Präzisierung der Durchführung (z. B. im Fall der Randabschattung); c) Abschätzung der Präzision des Prüfverfahrens ergänzt; d) Anpassung der Veröffentlichungsform und Überführung der DIN SPEC 51455 in eine DIN-Norm. Dieses Dokument gilt für frische Mineralöle und synthetische Öle mit und ohne Additive. Sofern sich eine adäquate Probenmenge über einen Membranfilter abfiltrieren lässt und die Rückstände mit Lösemittel ölfrei gewaschen werden können, lässt sich dieses Dokument auch auf gebrauchte Öle anwenden. DIN 51639-4: 2010-02 Prüfung von Schmierstoffen - Prüfverfahren - Teil 4: Bestimmung des Pflanzenölanteils in gebrauchten Dieselmotorenölen mittels infrarotspektrometrischem Verfahren Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 51639-4: 2020-11 DIN 51639-4: 2020-11 Print: 51,71 EUR/ Download: 42,88 EUR Prüfung von Schmierstoffen - Prüfverfahren - Teil 4: Bestimmung des Pflanzenölanteils in gebrauchten Dieselmotorenölen mittels infrarotspektrometrischem Verfahren Testing of lubricants - Test methods - Part 4: Determination of vegetable oil content in used diesel motor oils using infrared spectrometry Ersatz für DIN 51639-4: 2010-02 Gegenüber DIN 51639-4: 2010-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Anwendungsbereich auf Pflanzenölanteil von 0,5 % (m/ m) bis 15,0 % (m/ m) angepasst; b) Präzision neu berechnet und aktualisiert; c) Dokument redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt ein infrarotspektrometrisches Verfahren zur Bestimmung des Pflanzenölanteils in gebrauchten Dieselmotorenölen bei Betrieb des Motors mit Pflanzenölen fest. E DIN 51830-1: 2020-11 Print: 74,48 EUR/ Download: 61,43 EUR Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung der Oxidationsbeständigkeit von Schmierfetten - Teil 1: Beschleunigtes Verfahren Testing of lubricants - Determination of oxidation stability of greases - Part 1: Rapid method Erscheinungsdatum: 2020-10-30 Einsprüche bis 2020-12-23 Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung der Oxidationsstabilität von Schmierfetten unter beschleunigten Bedingungen bei 140 °C und 160 °C fest. 1.1.1.1 Übersetzugen DIN ISO 22286: 2020-09 Print: 83,80 EUR/ Download: 69,48 EUR Petroleum products and lubricants - Determination of the dropping point of grease with an automatic apparatus (ISO 22286: 2018) Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung des Tropfpunktes von Schmierfetten mit einem automatischen Prüfgerät (ISO 22286: 2018) 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen Z EN ISO 3104: 1996-02 Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität (ISO 3104: 1994) Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 3104: 2020-09 Z EN ISO 3104/ AC: 1999-05 Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Vis- TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 56 Normen 57 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 kosität und Berechnung der dynamischen Viskosität (ISO 3104: 1994); Änderung AC Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 3104: 2020-09 ZE FprEN ISO 3104: 2020-04 Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität (ISO/ FDIS 3104: 2020) EN ISO 3104: 2020-09 Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität (ISO 3104: 2020) Petroleum products - Transparent and opaque liquids - Determination of kinematic viscosity and calculation of dynamic viscosity (ISO 3104: 2020) Ersatz für EN ISO 3104: 1996-02 und EN ISO 3104/ AC: 1999-05 1.2.2 ISO-Normen Z ISO 3104: 1994-10 Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 3104: 2020-09 Z ISO 3104 Technical Corrigendum 1: 1997-07 Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität; Korrektur 1 Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 3104: 2020-09 ZE ISO/ FDIS 3104: 2020-04 Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität ISO 3104: 2020-09 139,40 EUR Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität Petroleum products - Transparent and opaque liquids - Determination of kinematic viscosity and calculation of dynamic viscosity Ersatz für ISO 3104: 1994-10 und ISO 3104 Technical Corrigendum 1: 1997-07 ZE ISO/ DIS 4406: 2020-03 Hydraulic fluid power - Fluids - Method for coding the level of contamination by solid particles Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 4406: 2020-10 E ISO/ FDIS 4406: 2020-10 45,00 EUR Hydraulic fluid power - Fluids - Method for coding the level of contamination by solid particles Vorgesehen als Ersatz für ISO 4406: 2017-08; Ersatz für ISO/ DIS 4406: 2020-03 ZE ISO/ FDIS 12925-2: 2020-06 Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Erzeugnisse (Klasse L) - Familie C (Getriebe) - Teil 2: Anforderungen an die Kategorien CKH, CKJ und CKM (Schmierstoffe für offene und halb-geschlossene Getriebesysteme) ISO 12925-2: 2020-09 104,00 EUR Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Erzeugnisse (Klasse L) - Familie C (Getriebe) - Teil 2: Anforderungen an die Kategorien CKH, CKJ und CKM (Schmierstoffe für offene und halb-geschlossene Getriebesysteme) Lubricants, industrial oils and related products (class L) - Family C (gears) - Part 2: Specifications of categories CKH, CKJ and CKM (lubricants open and semi-enclosed gear systems) E ISO/ DIS 12925-3: 2020-10 68,50 EUR Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Erzeugnisse (Klasse L) - Familie C (Getriebe) - Teil 3: Anforderungen an die Kategorien CKG und CKL (Schmierstoffe für offene und halb-geschlossene Getriebesysteme) Lubricants, industrial oils and related products (Class L) - Family C (gears) - Part 3: Specifications for greases for enclosed and open gear systems Einsprüche bis 2021-01-20 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen E DIN ISO 1328-2: 2021-01 Print: 104,51 EUR/ Download: 86,35 EUR Stirnräder - ISO-Toleranzsystem - Teil 2: Definitionen und zulässige Werte für die Zweiflanken-Wälzabweichung (ISO 1328-2: 2020); Text Deutsch und Englisch Cylindrical gears - ISO system of flank tolerance classification - Part 2: Definitions and allowable values of double flank radial composite deviations (ISO 1328- 2: 2020); Text in German and English Erscheinungsdatum: 2020-12-11 Einsprüche bis 2021-04-04 Gegenüber DIN 3963: 1978-08 wurden folgende Änderungen vorgenommen: der Anwendungsbereich wurde erweitert; die Toleranzen für F i ^' und f i ^' sind nicht in dieser Norm enthalten; sie befinden sich im Teil 1; die Bezeichnung wurde von F i ^ „und f i^ “in Fid und fid geändert; neue Toleranzgleichungen mit Rundungsregeln wurden eingeführt; die TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 57 Normen 58 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 Stufensprünge für Modul und Durchmesser wurden beseitigt; die Norm enthält keine Toleranztabellen, sondern nur noch die Toleranzgleichungen; in die Toleranzgleichungen werden keine Mittelwerte eingesetzt, sondern die aktuellen Zahnradparameter; ein neuer Nummernbereich für die Qualitäten wurde eingeführt; als Stufenfaktor wird ‚ à ú 2 verwendet, d. h. 1,189; eine neue Toleranzgleichung für Zahnsegmente wurde eingefügt; eine neue Gleichung für die Sektorabweichung über k Zähne wurde ergänzt; Umrechnungsformeln von alter Norm zu neuer Norm wurden eingeführt; Formeln zur Bestimmung der Qualitätsklasse für eine gegebene Toleranz wurden ergänzt; Berechnungsbeispiele wurden hinzugefügt. Dieses Dokument legt ein System zur Toleranzklassifizierung fest, das für die Konformitätsbewertung von Zweiflanken-Wälzabweichungen an einzelnen zylindrischen Evolventenrädern und Zahnsegmenten gilt. Es enthält die Definitionen der Zahnflankenabweichungen, den Aufbau des Zahnflanken-Klassifikations-Systems und die zulässigen Werte für die Zahnflankenabweichungen. Es enthält Gleichungen zur Berechnung der Toleranzen für einzelne Zahnräder, wenn sie im Zweiflanken-Wälzkontakt mit einem Meisterrad kämmen. Toleranztabellen sind nicht angegeben. Dieses Dokument ist für Teilkreisdurchmesser bis 600 mm und für Zahnräder mit drei oder mehr Zähnen anwendbar. Die Zahnradauslegung oder die Empfehlung von Toleranzen ist nicht in diesem Dokument enthalten. E DIN ISO 13012-1: 2020-12 Print: 112,07 EUR/ Download: 92,74 EUR Wälzlager - Zubehör für Linearkugellager in Hülsenform - Teil 1: Hauptmaße und Toleranzen für Reihe 1 und 3 (ISO 13012-1: 2018); Text Deutsch und Englisch Rolling bearings - Accessories for sleeve type linear ball bearings - Part 1: Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerances for series 1 and 3 (ISO 13012-1: 2018); Text in German and English Vorgesehen als Ersatz für DIN ISO 13012-1: 2010-02 Erscheinungsdatum: 2020-11-27 Einsprüche bis 2021-01-20 Gegenüber DIN ISO 13012-1: 2010-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Änderung des Titels; b) Änderung des Anwendungsbereiches; c) Aktualisierung der normativen Verweisungen; d) Überarbeitung der Begriffe, Symbole und Grenzabmaßangaben in Bildern und Tabellen nach den Regeln des Systems der geometrischen Produktspezifikationen (GPS); e) Entfernung von Fw 35 und L1; f) Aufnahme der Tabellen 2, 4, 6, 8, 10, 12, 14, 16, 18; g) Aufnahme der Literaturhinweise. Dieses Dokument legt die Hauptmaße, andere zweckdienliche Maße und die entsprechenden Toleranzen des Zubehörs für Linearkugellager in Hülsenform nach ISO 10285 fest. Dieses Dokument gilt für: — Die folgenden Gehäuse: geschlossene und einstellbare Gehäuse ohne Flansch für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 5; offene und offene einstellbare Gehäuse ohne Flansch für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 5; — Wellenunterstützungen, Standardform, für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 5; — Wellenböcke mit Flansch für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 5; — Voll- und Hohlwellen für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 5. Dieses Dokument ist eine Maschinenelementgeometrienorm, wie im System der geometrischen Produktspezifikation (GPS-System) definiert, das im Matrix-Modell von ISO 14638 präsentiert wird. Sofern nicht anderweitig angegeben, gelten die in ISO 8015 enthaltenen fundamentalen Regeln für ISO/ GPS für dieses Dokument, und die standardmäßigen Entscheidungsregeln in ISO 14253-1 gelten für Spezifikationen, die gemäß dem vorliegenden Dokument erstellt werden. Die Verbindung zwischen Funktionsanforderungen, Messverfahren und Messunsicherheit soll stets berücksichtigt werden. Bezüglich der Messunsicherheit soll ISO 14253-2 berücksichtigt werden. Der Einsatz von Linearkugellagern in Hülsenform kann durch die Auswahl von Lagergehäusen, Wellen, Wellenböcken und Wellenunterstützungen erleichtert werden. Diese Elemente, als Zubehör bezeichnet, können bei der Verwendung von Linearkugellagern in Hülsenform hilfreich sein, um die gewünschten Kriterien für eine ruhige, genaue, reibungsarme Linearbewegung ohne Rattern oder Stickslip zu erreichen. Die richtige Auswahl von Lagergehäuse-Bauart, Welle und Wellenunterstützungen sollte zwischen Hersteller und Anwender vereinbart werden. E DIN ISO 13012-2: 2020-12 Print: 96,96 EUR/ Download: 80,07 EUR Wälzlager - Zubehör für Linearkugellager in Hülsenform - Teil 2: Hauptmaße und Toleranzen für Reihe 5 (ISO 13012-2: 2018); Text Deutsch und Englisch Rolling bearings - Accessories for sleeve type linear ball bearings - Part 2: Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerances for series 5 (ISO 13012-2: 2018); Text in German and English Vorgesehen als Ersatz für DIN ISO 13012-2: 2010-02 Erscheinungsdatum: 2020-11-27 Einsprüche bis 2021-01-20 Gegenüber DIN ISO 13012-2: 2010-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Änderung des Titels; b) Änderung des Anwendungsbereiches; c) Aktualisierung der normativen Verweisungen; d) Überarbeitung der Begriffe, Symbole und Grenzabmaßangaben in Bildern und Tabellen nach den Regeln des Systems der geometrischen Produktspezifikationen (GPS); e) Entfernung von Fw 35 und L1; f) Aufnahme der Tabellen 2, 4, 6, 8; g) Aufnahme der Literaturhinweise. Dieses Dokument legt die Hauptmaße, andere zweckdienliche Maße und die entsprechenden Toleranzen des Zubehörs für Linearkugellager in Hülsenform nach ISO TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 58 Normen 59 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 10285 fest. Dieses Dokument gilt für: — Die folgenden Gehäuse: — geschlossene und einstellbare Gehäuse ohne Flansch für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 5; — offene und offene einstellbare Gehäuse ohne Flansch für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 5; — Wellenunterstützungen, Standardform, für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 5; — Wellenböcke mit Flansch für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 5; — Voll- und Hohlwellen für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 5. Dieses Dokument ist eine Maschinenelementgeometrienorm, wie im System der geometrischen Produktspezifikation (GPS-System) definiert, das im Matrix-Modell von ISO 14638 präsentiert wird. Sofern nicht anderweitig angegeben, gelten die in ISO 8015 enthaltenen fundamentalen Regeln für ISO/ GPS für dieses Dokument, und die standardmäßigen Entscheidungsregeln in ISO 14253-1 gelten für Spezifikationen, die gemäß dem vorliegenden Dokument erstellt werden. Die Verbindung zwischen Funktionsanforderungen, Messverfahren und Messunsicherheit soll stets berücksichtigt werden. Bezüglich der Messunsicherheit soll ISO 14253-2 berücksichtigt werden. Der Einsatz von Linearkugellagern in Hülsenform kann durch die Auswahl von Lagergehäusen, Wellen, Wellenböcken und Wellenunterstützungen erleichtert werden. Diese Elemente, als Zubehör bezeichnet, können bei der Verwendung von Linearkugellagern in Hülsenform hilfreich sein, um die gewünschten Kriterien für eine ruhige, genaue, reibungsarme Linearbewegung ohne Rattern oder Stickslip zu erreichen. Die richtige Auswahl von Lagergehäuse-Bauart, Welle und Wellenunterstützungen sollte zwischen Hersteller und Anwender vereinbart werden. Z DIN EN 13260: 2011-01 Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Radsätze - Produktanforderungen; Deutsche Fassung EN 13260: 2009+A1: 2010 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 13260: 2020-12 Z DIN EN 13261: 2011-01 Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Radsatzwellen - Produktanforderungen; Deutsche Fassung EN 13261: 2009+A1: 2010 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 13261: 2020-12 DIN EN 13261: 2020-12 Print: 160,05 EUR/ Download: 132,48 EUR Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Radsatzwellen - Produktanforderungen; Deutsche Fassung EN 13261: 2020 Railway applications - Wheelsets and bogies - Axles - Product requirements; German version EN 13261: 2020 Ersatz für DIN EN 13261: 2011-01 Gegenüber DIN EN 13261: 2011-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) normative Verweisungen überarbeitet; b) Abschnitt 3 „Begriffe“ eingefügt, dadurch Neunummerierung der folgenden Abschnitte; c) Abschnitte 5 bis 6 neu eingefügt; d) Anhänge komplett überarbeitet; e) Norm redaktionell überarbeitet. Die vorliegende Europäische Norm legt die Eigenschaften für neue Radsätze, die im europäischen Schienennetz eingesetzt werden, fest. Diese Norm gilt für Radsätze, die aus Teilen bestehen, die in folgenden Europäischen Normen definiert werden: - EN 13262 für Räder; - EN 13261 für Radsatzwellen. Diese Norm gilt nicht gänzlich für instandgesetzte Radsätze. Einige Kenndaten werden nach Kategorie 1 oder Kategorie 2 festgelegt. Kategorie 2 enthält Unterteilungen (2a und 2b), um bestimmte Eigenschaften präzisieren zu können. Die Kategorie 1 ist generell dann zu wählen, wenn die Zuggeschwindigkeit über 200 km/ h liegt. In diesem Fall setzt sich der Radsatz aus Rädern und Radsatzwelle der Kategorie 1, nach EN 13262 für die Räder und EN 13261 für die Radsatzwellen, zusammen. Z DIN EN 13262: 2011-06 Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Räder - Produktanforderungen; Deutsche Fassung EN 13262: 2004+A2: 2011 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 13262: 2020-12 Z DIN EN 13262 Berichtigung 1: 2013-02 Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Räder - Produktanforderungen; Deutsche Fassung EN 13262: 2004+A2: 2011; Berichtigung zu DIN EN 13262: 2011- 06 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 13262: 2020-12 DIN EN 13262: 2020-12 Print: 148,76 EUR/ Download: 123,15 EUR Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Räder - Produktanforderungen; Deutsche Fassung EN 13262: 2020 Railway applications - Wheelsets and bogies - Wheels - Product requirements; German version EN 13262: 2020 Ersatz für DIN EN 13262: 2011-06 und DIN EN 13262 Berichtigung 1: 2013-02 Gegenüber DIN EN 13262: 2011-06 und DIN EN 13262 Berichtigung 1: 2013-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) normative Verweisungen überarbeitet; b) Abschnitt 3 „Begriffe“ eingefügt, dadurch Neunummerierung der folgenden Abschnitte; c) Abschnitte 5 bis 7 neu eingefügt; d) Anhänge komplett überarbeitet; e) Anpassung an EN 13103-1: 2018; f) Norm redaktionell überarbeitet. Die vorliegende Europäische Norm legt die Eigenschaften für Eisenbahnräder für alle Spurweiten fest. Vorliegende Norm kann ebenfalls auf Stadt- und Straßenbahnen Anwendung finden. In der vorliegenden Norm wurden fünf Stahlgüten, ER6, ER7, ER8, ERS8 und ER9, definiert. ANMERKUNG 1 Die Stahlgüte ERS8 wurde in der vorliegenden Norm zur Optimierung der Stahlgüte ER8 und ER9 hinsichtlich des RCF eingeführt sowie unter Berück- TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 59 Normen 60 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 sichtigung des Erfahrungsaustauschs des Dienstes in Europa, beispielsweise die Norm BS 5892 3, die im Vereinigten Königreich gilt. Bestimmte Eigenschaften sind in Kategorie 1 oder Kategorie 2 festgelegt. Kategorie 1 wird generell gewählt, wenn die Betriebsgeschwindigkeit über 200 km/ h liegt. Bei Fahrzeugen mit einer Betriebsgeschwindigkeit unter oder gleich 200 km/ h werden generell Räder der Kategorie 2 gewählt. Für einige Eigenschaften können diese Kategorien noch unterteilt werden. Diese Norm gilt für geschmiedete und gewalzte Vollräder, die aus vakuumentgastem Stahl hergestellt werden und eine Radkranzvergütung erhalten haben. Sie müssen bereits in einer bedeutenden Anzahl und unter kommerziellen Bedingungen in einem europäischen Eisenbahnnetz eingesetzt sein oder die Konstruktion muss eine Zulassungsprüfung nach EN 13979 1 bestanden haben. Anhang A beschreibt das Beurteilungsverfahren für die Annahme neuer Materialien, die in der vorliegenden Norm nicht aufgegriffen sind. Vorliegende Norm definiert die Anforderungen, die bezüglich der Räder erfüllt werden müssen; das technische Zulassungsverfahren fällt nicht in den Anwendungsbereich dieser Norm. ANMER- KUNG 2 Eine Radkranzvergütung wird durch Wärmebehandlung erreicht, deren Ziel die Härtung des Radkranzes und die Schaffung von Druckeigenspannungen ist. Z DIN ISO 14168: 2005-03 Metallpulver, ausgenommen Hartmetalle - Prüfverfahren für Tränkpulver auf Kupferbasis (ISO 14168: 2003) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 14168: 2020-12 Zurückgezogen; technisch veraltet. DIN ISO 14168: 2020-12 Print: 59,66 EUR/ Download: 49,36 EUR Metallpulver, ausgenommen Hartmetalle - Prüfverfahren für Tränkpulver auf Kupferbasis (ISO 14168: 2011) Metallic powders, excluding hardmetals - Method for testing copper-base infiltrating powders (ISO 14168: 2011) Ersatz für DIN ISO 14168: 2005-03 Gegenüber DIN ISO 14168: 2005-03 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitt „Normative Verweisungen“ überarbeitet; b) Unterabschnitt 4.3 „Ofen“ überarbeitet; c) Unterabschnitt 5.1, im 1. Absatz letzten Satz erweitert, im 2. Absatz „und der Länge“ gestrichen; d) Unterabschnitt 6.1, 2. Absatz erweitert. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung der Leistungsmerkmale von Tränkpulvern auf Kupferbasis fest. E DIN EN 15427-1-1: 2020-11 Print: 112,07 EUR/ Download: 92,74 EUR Bahnanwendungen - Reibungsmanagement zwischen Rad und Schiene - Teil 1-1: Vorrichtungen und Anwendung - Spurkranzschmierung; Deutsche und Englische Fassung prEN 15427-1-1: 2020 Railway applications - Wheel/ Rail friction management - Part 1-1: Equipment and Application - Flange Lubricants; German and English version prEN 15427-1- 1: 2020 Vorgesehen als Ersatz für DIN EN 15427: 2011-01 Erscheinungsdatum: 2020-10-02 Einsprüche bis 2020-11-25 Gegenüber DIN EN 15427: 2011-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) vollständige Überarbeitung der Norm; b) Anpassung an aktuelle Gestaltungsregeln. Dieses Dokument beschränkt sich auf die Bestimmung der Anforderungen beim Auftragen von Schmierstoff auf die Kontaktfläche zwischen Spurkranz und der Schiene (aktive Kontaktfläche), entweder direkt oder indirekt auf den Spurkranz oder die Schiene, und umfasst sowohl fahrzeugseitige als auch gleisseitige Lösungen. Dieses Dokument deckt nur die Vorrichtungen und Anwendung von Schmierstoff auf der aktiven Kontaktfläche ab. Dieses Dokument definiert: - die Eigenschaften, die Schmierungssysteme der Fläche zwischen Rad und Schiene erfüllen müssen, zusammen mit geeigneten Inspektions- und Prüfverfahren, die zur Verifikation durchzuführen sind, - alle relevanten Begriffe, die spezifisch für die Spurkranzschmierung der Kontaktfläche zwischen Rad und Schiene sind. Dieses Dokument ist nur für Vollbahnen anzuwenden. Dieses Dokument kann auch für andere Schienennetze verwendet werden, z. B. städtische Schienenbahnen. Z DIN 15431: 1980-04 Antriebstechnik; Bremstrommeln, Hauptmaße Zurückgezogen; kein Bedarf mehr. Z DIN 15432: 1989-01 Antriebstechnik; Bremsscheiben; Hauptmaße Zurückgezogen; kein Bedarf mehr. Z DIN 15434-1: 1989-01 Antriebstechnik; Trommel- und Scheibenbremsen; Berechnungsgrundsätze Zurückgezogen; kein Bedarf mehr. Z DIN 15434-2: 1989-01 Antriebstechnik; Trommel- und Scheibenbremsen; Überwachung im Gebrauch Zurückgezogen; kein Bedarf mehr. Z DIN 15436: 1989-01 Antriebstechnik; Trommel- und Scheibenbremsen; Technische Anforderungen für Bremsbeläge Zurückgezogen; kein Bedarf mehr. Z DIN 15437: 1989-01 Antriebstechnik; Bremstrommeln und Bremsscheiben; Technische Lieferbedingungen Zurückgezogen; technisch veraltet. B DIN 20180: 2010-06 Rolle für Kleideraufzüge in Waschkauen Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2020-12-31 TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 60 Normen 61 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 B DIN 20182: 2010-06 Knotenkette für Kleideraufzüge in Waschkauen - Nicht geprüft, nicht lehrenhaltig Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2020-12-31 2.1.1.1 Übersetzungen DIN EN ISO 4497: 2020-10 Print: 93,03 EUR/ Download: 76,93 EUR Metallic powders - Determination of particle size by dry sieving (ISO 4497: 2020) Metallpulver - Bestimmung der Teilchengröße durch Trockensiebung (ISO 4497: 2020) DIN EN 13979-1: 2020-09 Print: 200,29 EUR/ Download: 165,54 EUR Railway applications - Wheelsets and bogies - Monobloc wheels - Technical approval procedure - Part 1: Forged and rolled wheels Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Vollräder - Technische Zulassungsverfahren - Teil 1: Geschmiedete und gewalzte Räder 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen ZE prEN 15807: 2019-04 Bahnanwendungen - Bremskupplungen Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN 15807: 2020-10 E FprEN 15807: 2020-10 Bahnanwendungen - Bremskupplungen Railway applications - Pneumatic half couplings Vorgesehen als Ersatz für EN 15807: 2011-01; Ersatz für prEN 15807: 2019-04 2.2.2 ISO-Normen Z ISO 3548-2: 2009-08 Gleitlager - Dünnwandige Lagerschalen mit oder ohne Bund - Teil 2: Messung der Wanddicke Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 3548-2: 2020-09 ZE ISO/ FDIS 3548-2: 2020-06 Gleitlager - Dünnwandige Lagerschalen mit oder ohne Bund - Teil 2: Messung der Wanddicke ISO 3548-2: 2020-09 68,50 EUR Gleitlager - Dünnwandige Lagerschalen mit oder ohne Bund - Teil 2: Messung der Wanddicke Plain bearings - Thin-walled half bearings with or without flange - Part 2: Measurement of wall thickness and flange thickness Ersatz für ISO 3548-2: 2009-08 E ISO/ DIS 5287: 2020-10 68,50 EUR Riemenantriebe - Keilriemen für die Kraftfahrzeugindustrie - Ermüdungsprüfung Belt drives - V-belts for the automotive industry - Fatigue test Vorgesehen als Ersatz für ISO 5287: 2003-08 Einsprüche bis 2020-12-28 Z ISO 8528-3: 2005-07 Stromerzeugungsaggregate mit Hubkolben-Verbrennungsmotoren - Teil 3: Wechselstrom-Generatoren für Stromerzeugungsaggregate Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 8528-3: 2020-10 ZE ISO/ FDIS 8528-3: 2020-07 Reciprocating internal combustion engine driven alternating current generating sets - Part 3: Alternating current generators for generating sets ISO 8528-3: 2020-10 139,40 EUR Reciprocating internal combustion engine driven alternating current generating sets - Part 3: Alternating current generators for generating sets Ersatz für ISO 8528-3: 2005-07 ZE ISO/ DIS 12130-1: 2020-05 Plain bearings - Hydrodynamic plain tilting pad thrust bearings under steady-state conditions - Part 1: Calculation of tilting pad thrust bearings Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 12130-1: 2020-11 E ISO/ FDIS 12130-1: 2020-11 139,40 EUR Gleitlager - Hydrodynamische Radial-Gleitlager im stationären Betrieb - Teil 1: Berechnung von Axial-Kippsegmentlagern Plain bearings - Hydrodynamic plain tilting pad thrust bearings under steady-state conditions - Part 1: Calculation of tilting pad thrust bearings Vorgesehen als Ersatz für ISO 12130-1: 2001-11; Ersatz für ISO/ DIS 12130-1: 2020-05 ZE ISO/ DIS 12167-2: 2020-06 Gleitlager - Hydrostatische Radial-Gleitlager im stationären Betrieb - Teil 2: Kenngrößen für die Berechnung von ölgeschmierten Gleitlagern mit Zwischennuten Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 12167-2: 2020-10 E ISO/ FDIS 12167-2: 2020-10 68,50 EUR Gleitlager - Hydrostatische Radial-Gleitlager im stationären Betrieb - Teil 2: Kenngrößen für die Berechnung von ölgeschmierten Gleitlagern mit Zwischennuten Plain bearings - Hydrostatic plain journal bearings with drainage grooves under steady-state conditions - Part 2: Characteristic values for the calculation of oil-lubricated plain journal bearings with drainage grooves Vorgesehen als Ersatz für ISO 12167-2: 2001-12; Ersatz für ISO/ DIS 12167-2: 2020-06 E ISO/ DIS 20515: 2020-11 68,50 EUR Wälzlager - Radiallager, Haltenuten - Maße und Toleranzen TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 61 Normen 62 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 Rolling bearings - Radial bearings, retaining slots - Dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für ISO 20515: 2012-06 Einsprüche bis 2021-01-25 ZE ISO/ FDIS 21866-1: 2020-04 Gleitlager - Automobil-Motorlagerprüfstand mit realen Pleuelstangen - Teil 1: Prüfstand ISO 21866-1: 2020-10 104,00 EUR Gleitlager - Automobil-Motorlagerprüfstand mit realen Pleuelstangen - Teil 1: Prüfstand Plain bearings - Automotive engine bearing test rig using actual connecting rods - Part 1: Test rig 3 Vorhaben 3.1 DIN-Normenausschuss Fahrweg und Schienenfahrzeuge (FSF) Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Vollräder - Technische Zulassungsverfahren - Teil 1: Geschmiedete und gewalzte Räder; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087-00-02-01 UA <08701444> Gegenstand des vorliegenden Dokumentes ist die Bestimmung eines Verfahrens zur Konstruktionsbewertung eines aus Eisenbahnmaterial gewalzten und geschmiedeten Vollrades. Diese Bewertung wird vor der Inbetriebnahme vorgenommen. Das vorliegende Dokument beschreibt insbesondere die Bewertung, die auszuführen ist, um Räder, deren Qualitätsvorschriften angemessener als die sind, die nach EN 13262 festgelegt sind, auf einem europäischen Radbahnnetz zu nutzen. Diese Bewertung erfordert die Festlegung der Rad-Nutzungsbedingungen und die vorliegende Norm präzisiert, wie diese Bedingungen festzulegen sind. Die technische Zulassungsbewertung umfasst vier Gesichtspunkte: - geometrisch: um die Austauschbarkeit verschiedener Lösungen für den gleichen Anwendungsbereich zu ermöglichen; - thermomechanisch: um die Verformungen des Rades zu beherrschen und sicherzustellen, dass Bremsungen nicht zum Radbruch führen; - mechanisch: um sicherzustellen, dass kein Dauerschwingriss im Radsteg auftritt; - akustisch: um sicherzustellen, dass die Lösung so gut wie ein Referenzrad ist. Dieses Dokument behandelt weder die Bewertung der Nabe, noch die Bewertung des Kranzes. Dieses Dokument wurde für Räder von Laufradsätzen, die an der Lauffläche gebremst werden, erstellt. Für Räder, an denen Bremsscheiben oder Antriebszahnräder montiert sind, oder für Räder mit Lärmschutzvorrichtungen können die Anforderungen geändert bzw. vervollständigt werden. Für Schienenverkehrsfahrzeuge des Nahverkehrs können andere Normen oder Dokumente angewendet werden. Bahnanwendungen - Anforderungen an Radsätze im Betrieb - Instandhaltung von Radsätzen im Betrieb und im ausgebauten Zustand; (DIN EN 15313: 2016-09); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087-00-02-01 UA <08701445> Um Sicherheit und Interoperabilität sicherzustellen, legt diese Norm Folgendes fest: - die Grenzwerte für eingebaute und ausgebaute Radsätze; - die durchzuführenden Maßnahmen, für welche besondere Werte (und/ oder Kriterien) im Instandhaltungsplan festzulegen sind. Dieses Dokument gilt für Radsätze und Radsatzlager, die die folgenden Europäischen Normen erfüllen: - EN 13103, EN 13104; - EN 13260, EN 13261, EN 13262; - EN 13979-1; - EN 13715; - EN 13749; die Folgendes einschließen: - Radsätze mit Raddurchmessern größer oder gleich 330 mm; - Radsatzlagergehäuse mit Wälzlagern und Schmierfett. Die vorliegende Europäische Norm ist auch auf Radsätze anwendbar, die: - gegebenenfalls mit Bremsscheiben, Achsantrieb, Getriebe oder Schallabsorber ausgerüstet sind; - nicht die oben genannten Europäischen Normen erfüllen, jedoch die geltenden internationalen Anforderungen, z. B. der UIC-Merkblätter, vor Inkrafttreten dieser Normen erfüllen; - mit bereiften Rädern ausgestattet sind; - mit elastomergefederten Rädern ausgestattet sind. Dieses Dokument kann auch für Fahrzeuge angewendet werden, die nicht der Richtlinie 2008/ 57/ EG unterliegen, wobei auf die Anwendung eventuell abweichender Werte hingewiesen wird. Alle Maße in diesem Dokument werden in Millimetern (mm) angegeben. Es ist notwendig, die durchzuführenden Maßnahmen zum Einhalten der definierten Grenzwerte für Radsätze in einem besonderen Dokument zu beschreiben. ANMERKUNG Die Werte und besonderen Kriterien sind im entsprechenden Instandhaltungsplan festgelegt. 3. 2 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-32 AA <06236038> Dieses Dokument beschreibt die Bestimmung der kinematischen Viskosität transparenter und undurchsichtiger flüssiger Mineralölprodukte durch Messung der Zeit, die ein bestimmtes Volumen einer Flüssigkeit benötigt, um unter Schwerkrafteinfluss durch ein kalibriertes Glas- Viskosimeter zu fließen. 3.2.1 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Zurückziehungen Schmierstoffe und verwandte Stoffe - Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 1: Allgemeine Angaben; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06235840> TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 62 Normen 63 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 Schmierstoffe und verwandte Stoffe - Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 2: Schmieröle, die überwiegend im Industriebereich eingesetzt werden; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06235841> Schmierstoffe und verwandte Stoffe - Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 3: Schmieröle, die überwiegend im Automotivbereich eingesetzt werden; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06235842> Schmierstoffe und verwandte Stoffe - Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 4: Schmierfette und Pasten; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06235843> Schmierstoffe und verwandte Stoffe - Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 5: Bearbeitungsmedien; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06235844> Schmierstoffe und verwandte Stoffe - Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 6: Druckflüssigkeiten; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06235845> Schmierstoffe und verwandte Stoffe - Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 7: Sonstige Medien; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06235846> Schmierstoffe und verwandte Stoffe - Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 8: Schmierstoffeinsatztabelle; NA 062-06-51 AA <06235847> Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung der scheinbaren Viskosität von Getriebeölen bei niedriger Temperatur mit dem Brookfield-Viskosimeter (Flüssigkeitsbadmethode); (DIN 51398: 1983-07); NA 062-06-61 AA <06235860> 4 Erklärung über die technischen Regeln Soweit bekannt sind zu den einzelnen Dokumenten Preise angegeben. Ein Preisnachlass auf DIN-Normen und DIN SPEC wird gewährt für Mitglieder des DIN in Höhe von 15 % und für Angehörige anerkannter Bildungseinrichtungen (Bestellung muss mit Nachweis versehen sein) in Höhe von 50 %. Alle DIN-Normen, DIN-Norm-Entwürfe, DIN SPEC und Beiblätter können ohne Mehrpreis im Monatsabonnement bezogen werden. Bei der Bestellung ist die genaue Bezeichnung des Fachgebietes, möglichst unter Verwendung der ICS-Zahlen, anzugeben (siehe DIN- Mitt. 72. 1993, Nr. 8, S. 443 bis 450). Ein Anschriftenverzeichnis der Stellen im Ausland, bei denen Deutsche Normen eingesehen und bestellt werden können, wird vom Beuth Verlag GmbH, AuslandsNormen-Service, 10772 Berlin, kostenlos abgegeben. Die Ausgabedaten der anderen technischen Regeln sind nicht immer identisch mit ihrem Erscheinungstermin oder mit dem Beginn ihrer Gültigkeit. Um eine möglichst vollständige Information zu geben, werden Entwürfe von anderen technischen Regeln auch bei bereits abgelaufener Einspruchsfrist angezeigt. Voraussetzung für die Aufnahme einer Titelmeldung in die DITR-Datenbanken ist das Vorliegen eines Belegexemplars der technischen Regel. Alle regelerstellenden Organisationen werden daher gebeten, Belegstücke zu Veränderungen ihrer Regelwerke mit Preisangabe an folgende Anschrift zu senden: Deutsches Informationszentrum für technische Regeln (DITR), 10772 Berlin. Erklärung der im DIN-Anzeiger für technische Regeln verwendeten Vorzeichen: V = DIN SPEC (Vornorm) F = DIN SPEC (Fachbericht) P = DIN SPEC (PAS) A = DIN SPEC (CWA) G = Geschäftsplan (GP → einer DIN SPEC (PAS)) E = Entwurf M = Manuskriptverfahren C = Corrigendum/ Berichtigung Ü = Übersetzung B = Beabsichtigte Zurückziehung (BV → einer Vornorm, BE → eines Entwurfs) Z = Zurückziehung (ZV → einer Vornorm, ZE → eines Entwurfs) 4.1 Europäische und internationale Normungsergebnisse 4.1.1 Europäische Normen Der Druck der vom Europäischen Komitee für Normung (CEN) angenommenen EN als DIN-EN-Norm ist vorgesehen. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) beim Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Der Druck der vom Europäischen Komitee für Elektrotechnische Normung (CENELEC) angenommenen EN und HD als DIN-ENbzw. DIN-EN-Norm mit VDE- Klassifizierung ist in Vorbereitung. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript bei der DKE Deutsche Kommission Elektrotechnik Elektronik Informationstechnik im DIN und VDE, Stresemannallee 15, 60596 Frankfurt, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Die Übernahme der vom Europäischen Institut für Telekommunikationsnormen (ETSI) angenommenen EN in das Deutsche Normenwerk ist in Vorbereitung. Bis zur TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 63 Normen 64 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 2/ 2021 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 5.2 Europäische Normen Herausgeber: European Committee for Standardization (CEN), 17, Avenue Marnix, 1000 BRUXELLES, BEL- GIEN, Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.3 ISO-Normen Herausgeber: International Organization for Standardization, Case postale 56, 1211 GENÈVE 20, SCHWEIZ- Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin TuS_2_2021.qxp_TuS_Muster_2021 08.06.21 10: 18 Seite 64 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. Open Access Der freie Zugang zum Wissen ist uns ein wichtiges Anliegen. Deshalb haben Sie selbstverständlich auch die Möglichkeit, Ihren Beitrag in der Tribologie und Schmierungstechnik sofort allen Interessenten digital zugänglich zu machen. Davon profitieren nicht nur Sie mit einer erhöhten Reichweite, sondern Forscherinnen und Forscher weltweit. Um die hohe Qualität und umfangreiche Indexierung zu garantieren, können wir diesen Service leider nicht kostenlos anbieten. Den vollen OpenAccess-Service erhalten Sie bei uns für eine einmalige Article Processing Charge von 1.850,00 € netto (zzgl. MwSt.). Herausgeber Dr. Manfred Jungk Verlag expert verlag GmbH Dischingerweg 5 D-72070 Tübingen Tel.: +49 (0)7071 97 556 0 Fax: +49 (0)7071 97 97 11 eMail: info@verlag.expert www.expertverlag.de Redaktion Dr. rer. nat. Erich Santner eMail: esantner@arcor.de Tel.: +49 (0)2289 616136 Ulrich Sandten eMail: sandten@verlag.expert Tel.: +49 (0)7071 97 556 56 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! ISSN 0724-3472 Aus Wissenschaft und Forschung Science and Research www.expertverlag.de Michael Jüttner, Stephan Tremmel, Martin Correns, Oliver Koch, Sandro Wartzack Ein Kommentar zum mehrachsigen Spannungszustand im reibungsfrei überrollten Kontakt elastischer Körper und zur Anwendung von Vergleichsspannungshypothesen Felix Harden, Birgit Schädel, Roland Kral, Leonard Siebert, Rainer Adelung, Olaf Jacobs Verschleißverhalten von additiv gefertigten Kunststoff-Kunststoff-Gleitpaarungen Lionel Simo Kamga, Thanh-Duong Nguyen, Thomas Schmidt, Michaela Gedan-Smolka, Stefan Emrich, Manuel Oehler, Bernd Sauer, Michael Kopnarski Einfluss einer chemischen Kopplung von strahlenmodifiziertem PTFE mit PA46 auf mechanische Eigenschaften und das Reib- und Verschleißverhalten Alexander Elter, Daniel Nadermann Einführung eines heterogenen Kontaktmodells rauer Oberflächen in EHD-Simulationen zur Simulation von faserverstärkten Polymeren in Radialgleitlagern