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Tribologie und Schmierungstechnik HERAUSGEGEBEN VON MANFRED JUNGK 3-4 _ 21 68. JAHRGANG Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Heft 3-4. September 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-Ma 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 97 97 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. 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Hilfreich ist es ferner, wenn die Bilder durchnummeriert und bereits an der richtigen Stelle platziert sowie mit den zugehörigen Bildunterschriften versehen sind. Da wir auf die Einheit von Text und Bild großen Wert legen, bitten wir, im Text an geeigneter Stelle einen sogenannten (fetten) Bildhinweis zu bringen. Das Gleiche gilt für Tabellen. Auch sollten die Tabellen unsere Art des Tabellenkopfes haben. Die Artikel dieses Heftes zeigen Ihnen, wie wir uns den Aufbau Ihres Artikels vorstellen. Vielen Dank. Bitte lesen Sie dazu auch unsere ausführlichen „Hinweise für Autoren“ (Checkliste auf der hinteren Umschlagseite). Aktuelle Informationen über die Fachbücher zum Thema „Tribologie“ und über das Gesamtprogramm des expert verlags finden Sie im Internet unter www.expertverlag.de Ihre Mitarbeit in Tribologie und Schmierungstechnik ist uns sehr willkommen! Impressum Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie | Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft | Organ der Swiss Tribology Checkliste Autorenangaben Federführender Autor: F Postanschrift F Telefon- und Faxnummer F eMail-Adresse Alle Autoren: F Akademische Grade, Titel F Vor- und Zunamen F Orcid-ID F Institut/ Firma F Ortsangabe mit PLZ Umfang/ Form F bis ca. 3500 Wörter F neue deutsche Rechtschreibung und Kommasetzung bitte nach Duden Daten F Beitrag in WORD und als PDF (beide mit Bildern und Bildunterschriften etc.) F Bilddaten unbedingt zusätzlich als tif oder jpg (300 dpi/ ca. 2000 x 1200 Pixel der Originaldatei) Vektordaten als eps Manuskript F kurzer, prägnanter Titel F deutsche Zusammenfassung, 5 bis 10 Zeilen, ca. 100 Wörter F Schlüsselwörter, 6 bis 8 Begriffe F englisches Abstract, 5 bis 10 Zeilen, ca. 100 Wörter (bitte von einem Muttersprachler prüfen lassen) F Keywords, 6 bis 8 Begriffe F Bilder/ Diagramme/ Tabellen (bitte durchnummerieren und Nummern im Text erwähnen) F Bild- und Diagramm-Unterschriften, Tabellen-Überschriften F Literaturangaben Manuskript und Daten bitte an Dr. Manfred Jungk eMail: manfred.jungk@mj-tribology.com Tel.: +49 (0)6722-500836 Fax: +49 (0)6722-7506685 Nach Abschluss der Satzarbeiten erhalten Sie einen Korrekturabzug mit der Bitte um kurzfristige Durchsicht und Freigabe. Änderungen gegen das Manuskript sind in diesem Stadium nicht mehr möglich. Bitte beachten Sie ferner Redaktion und Verlag gehen davon aus, dass die Autoren zur Veröffentlichung berechtigt sind, dass die zur Verfügung gestellten Texte und das Bildmaterial nicht Dritte in ihren Rechten verletzen und dass bei Bildmaterial, wo erforderlich, die Quellen angeben sind. Bitte holen Sie im Zweifelsfall eine Abdruckgenehmigung beim Rechteinhaber ein. Redaktion und Verlag können keine Haftung für eventuelle Rechtsverletzungen übernehmen. 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-Ma 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! Editorial 1 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0013 Liebe Leserinnen und Leser, im Januar 2020 habe ich zum vorerst letzten Mal an einer Tagung, das 22. Internationale Kolloquium Tribologie, in Präsenzform teilgenommen. Gerne denke ich noch an die vielen Gespräche mit den Fachkollegen und das Treffen mit Prof. Bartz während der Abendveranstaltung zurück. Die üblicherweise im Tagungskalender folgenden Veranstaltungen fanden dann nicht statt. Das UNITI Mineralöltechnologie-Forum wurde mehrfach verschoben und ist für den 03.- 04.11.2021 geplant. Die European Lubricating Grease Institut (ELGI) Jahrestagung ist zum zweiten Mal auf 01.- 03.05.2022 verschoben worden. Das Annual Meeting zum 75. Jubiläum der Society of Tribologists and Lubrication Engineers in Chicago ist komplett ausgefallen. Somit war die 61. Tribologie-Fachtagung der Gesellschaft für Tribologie nach vielen Monaten im einsamen Homeoffice die erste Möglichkeit, über neue Forschungsergebnisse informiert zu werden. Das virtuelle Format erlaubte es sogar, individuell mit Kolleginnen und Kollegen ein paar Sätze auszutauschen. Weitere virtuelle Veranstaltungen folgten. Die Tribology Frontiers Conference der STLE im November 2020 hatte sogar mehr Teilnehmerinnen und Teilnehmer als die Präsenzveranstaltungen in den Jahren zuvor. Die Lubmat Conference im Dezember 2020 fand nach mehreren Versuchen als Präsenzveranstaltung doch erfolgreich virtuell statt, leider ohne das Händeschütteln, mit dem in den Ruhestand verabschiedeten, langjährigen Weggefährten Jesus Terradillos. Im April 2021 folgten der ELGI-STLE Tribology Exchange Workshop - ein Beispiel dafür, dass auch virtuelle Veranstaltungen interaktiv sein können - und das ELGI Grease Symposium. Das für New Orleans STLE Annual Meeting hatte als virtuelle Veranstaltung mehr als 1000 Teilnehmer. Wie Sie dem Veranstaltungskalender in dieser Ausgabe entnehmen können, sind die Hoffnungen groß, wieder in den Präsenz-Modus zurückzukehren. Auch aus eigener Erfahrung weiß ich, dass es für die Veranstalter nicht einfach ist, sich zwischen Präsenz, online oder „hybrid“ zu entscheiden. Zumal viele Veranstaltungen über sehr lange Zeiträume geplant sind, wie zum Beispiel die World Tribology Conference. Die Zukunft wird zeigen, ob Online-Formate bleiben werden, da die eine oder andere virtuelle Veranstaltung entweder mehr oder neue Teilnehmer begrüßen durfte. Nun freuen wir uns auf die 2. virtuelle Tribologie-Fachtagung der GfT mit einem sehr interessanten Programm und sind zuversichtlich, diese 2022 wieder in Präsenz erleben zu können. In dieser Ausgabe erhalten Sie durch einige Beiträge des Programms schon einen Vorgeschmack. In den kommenden Ausgaben werden noch mehr Beiträge der Jahrestagung erscheinen, die aus den eingereichten, interessanten Manuskripten mittels Peer-Review- Prozess ausgewählt werden. Bis dahin: Bleiben Sie gesund und der Tribologie gewogen, Ihr Manfred Jungk Herausgeber 62. Tribologie-Fachtagung 2021 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 1 Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 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, NL 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 Präsenz und Online https: / / conference.oildoc.com ► 25.01. - 28.01.22 Ostfildern International Colloquium Tribology Präsenz und Online https: / / www.tae.de/ kolloquien-symposien/ tribologie-reibung-verschleiss-undschmierung/ ► 01.05. - 03.05.22 Hamburg ELGI Annual General Meeting www.elgi.org ► 15.05. - 19.05.22 Orlando, USA STLE Annual Meeting & Exhibition https: / / www.stle.org/ annualmeeting ► 10.07. - 15.07.22 Lyon, Frankreich 7 th World Tribology Congress https: / / www.wtc-2022.org/ 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_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 2 Inhalt 3 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 5 Simon Feldmeth, Mario Stoll, Frank Bauer How to measure the radial load of radial lip seals 13 Regine Schmitz, Frank Haupert, Justus Rüthing, Michael Sigrüner, Nicole Strübbe Tribologische Charakterisierung von Polymerfasern unter Trockenreibung, Mischreibung und Hydrodynamik mittels einer optimierten Pin-on-Disc-Prüfmethode Tribological characterization of polymer fibers under dry, mixed and hydrodynamic conditions using the pin-on-disc technique 22 Bettina Ronai, Rainer Franz, Franz Novotny-Farkas, Marcella Frauscher A novel method for the evaluation of the contamination dispersing ability of lubricants (CONTA-DISP) 30 Lukas Lechthaler, Felix Pohlkemper, Marie-Isabell Glaubke, Kees Egbers, Thomas Gries, Andreas Schneider, Daniel Kaußen, Marina Lehmann, Karl Müll, Gilvan Barroso Faserschonende Carbonfaserproduktion durch innovatives Galetten-Oberflächen- Design - CarboGerd Fibre-friendly carbon fibre production through innovative godet surface design - CarboGerd 38 Dieter Mevissen, Ugur Küpper, Jens Brimmers, Thomas Bergs Wälzfestigkeit erodierter Oberflächen im Zwei-Scheiben-Zahnradanalogieversuch Contact Fatigue Strength of Eroded Surfaces in a Disk-on-Disk Analogy Test Rig 1 Editorial 62. Tribologie-Fachtagung 2021 2 Veranstaltungen Aus Wissenschaft und Forschung 89 Nachrichten GfT-Förderpreise Junge Tribologen Mitteilungen der GfT Mitteilungen der ÖTG 109 Patentumschau 111 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 3-4 September 2021 46 Helmut Hochbein, Sascha Appelt Hartwalzen zur Festigkeitssteigerung wälzbelasteter Funktionsflächen Hard Rolling for Increasing the Strength of Functional Surfaces subjected to Rolling Loads 50 Thomas Fürstner, Matthias Kröger Einfluss einer Reibhysterese auf selbsterregte Schwingungen von Partikel- Festkörper-Systemen The influence of a friction hysteresis on the self-exciting in a particle-solid-system 58 Stefanie Haupt, Mathias Kröger, Jörn Krüger Influence of polymer functionalization on adhesion, friction and mold fouling 67 Katrin Alt, Alexander Hüttinger, Markus Wöppermann, Jörg Hermes, Jürgen Braun, Tobias Schürmann Einfluss von Gruppe I Grundölen auf die Elastomerverträglichkeit von Radialwellendichtringen Influence of group I base oils on the elastomer compatibility of rotary shaft seals 71 Sebastian Sklenak, Jens Brimmers , Christian Brecher, Bastian Lenz, Andreas Mehner Tribologisches Einsatzverhalten von PVD-Festschmierstoffsystemen im fluidfreien Wälzkontakt Tribological application behavior of PVD solid lubricant systems in dry rollingsliding contact 79 Vasilios Bakolas, Philipp Roedel, Oliver Koch, Michael Pausch Eine erste Abschätzung des globalen Energieverbrauchs von Kugellagern A first approximation of the global energy consumption of ball bearings TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 3 Anzeige 4 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 inguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaf Slawistik \ 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 Sprachwisse 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 wissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprac wissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ A philologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen remdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourism \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwisse chaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik Bauwesen \ 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, 252 Seiten €[D] 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: August 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_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 4 Introduction Many applications require seals that retain lubricants or other fluids within machines. In applications with rotating shafts, radial lip seals are widely used [1], [2]. The radial lip seal, the surface of the shaft and the fluid, which has to be sealed, form a tribological system. Elastomeric radial lip seals are standardized in national and international standards [3], [4], [5]. They consist of a metal insert to which a sealing lip is attached, Figure 1. During assembly on the shaft, the sealing lip and a garter spring are elastically widened. The sealing lip is pressed against the shaft surface, so that a narrow contact area is formed. The contact pressure in the contact area significantly affects the function of the sealing system and is thus of huge interest. However, the spatial distribution of the contact pressure is not easy to measure. Therefore, the radial load F r is used as an alternative to quantity the contact in an integral manner. Mathematically, the radial load is defined according to DIN 3761-1 [6] as the integral of the load exerted by the sealing lip perpendicular to the shaft surface. Practically, the radial load is mostly measured using the so-called split-shaft method, Figure 2. This method is described in the German standard DIN 3761-9 [7] and involves two nearly half-cylindrical parts called “mandrel” representing the Aus Wissenschaft und Forschung 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0014 rachwissenschaft \ ltphilologie \ Sport munikationswissenche Sprachwissenment \ Altphilologie d Kommunikations- Historische Sprach- Management \ Altstik \ Bauwesen \ tschaft \ Tourismus gie \ Kulturwissenhichte \ Anglistik \ \ BWL \ Wirtschaft How to measure the radial load of radial lip seals Simon Feldmeth, Mario Stoll, Frank Bauer* Vorgetragen auf der Jahrestagung der Gesellschaft für Tribologie vom 28. bis 30. September 2020 Eingereicht: 15.9.2020 Nach Begutachtung angenommen: 25.6.2021 Die Radialkraft eines Radial-Wellendichtrings (RWDR) gibt an, wie stark dessen Dichtlippe an die Welle angedrückt wird. Die Radialkraft beeinflusst das Funktionsverhalten des RWDR maßgeblich. Die DIN 3761-9 beschreibt die Messung der Radialkraft nach dem Zwei-Backen-Verfahren, lässt dabei aber Interpretationsspielraum. Im Rahmen der Normüberarbeitung wurde am Institut für Maschinenelemente (IMA) der Universität Stuttgart in einer Parameterstudie untersucht, welchen Einfluss die Eigenschaften des Messgeräts, die Ausführung der Messbacken und die Gestaltung des Messvorgangs auf das Messergebnis haben. Basierend auf den Studienergebnissen werden Empfehlungen abgeleitet und in einem Best-Practice-Leitfaden zusammengefasst, der eine zielgerichtete und reproduzierbare Messung der Radialkraft ermöglichen soll. Schlüsselwörter Radial-Wellendichtring, Radialkraft, DIN 3761-9, Radialkraft-Messung, Radialkraft-Messgerät, Messverfahren, Empfehlung, Best-Practice-Leitfaden The radial load of a radial lip seal indicates how strongly the sealing lip is pressed on the shaft. The radial load significantly affects the function of the seal. The German standard DIN 3761-9 describes the measurement of the radial load according to the split-shaft method but leaves room for interpretation. During the revision of the standard, a parameter study was conducted at the University of Stuttgart. This study analyses the influence of the measurement device, the mandrels and the measuring procedure on the results. Based on the study results, recommendations are derived and summarized in a best-practice guideline, which should enable an appropriate and reproducible measurement of the radial load. Keywords Radial Lip Seal, Radial Load, DIN 3761-9, Radial Load Measurement, Radial Load Measuring Device, Measuring Method, Recommendation, Best Practice Guideline Kurzfassung Abstract * Dipl.-Ing. Simon Feldmeth Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-0018-0710 Dr.-Ing. Mario Stoll Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-7091-2396 PD Dr.-Ing. Frank Bauer Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-7799-7628 Universität Stuttgart Institut für Maschinenelemente (IMA) Pfaffenwaldring 9, 70569 Stuttgart www.ima.uni-stuttgart.de TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 5 pairs of leaf springs support the movable mandrel and allow it to move frictionless in the measuring direction. An improved measuring device was developed and built at the University of Stuttgart, Institute of Machine Components (IMA): A position sensor and a linear actuator were added to realize a position control of the movable mandrel, Figure 3. This control system allows controlling the position of the movable mandrel and thus the effective diameter of the mandrels during the measurement (“Automatic Diameter Control”, ADC). This ensures that the mandrels widen the sealing lip to the correct cir- Aus Wissenschaft und Forschung 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0014 shaft. One of the mandrels is fixed; the other one is movable in the measuring direction. A load cell measures the force F m , with which the two mandrels are pressed together in the measuring direction by the sealing lip. The radial load is obtained by multiplying the measured load with the factor of pi. Measuring Devices DIN 3761-9 [7] specifies a device for measuring the radial load based on the split-shaft method, Figure 4. Two air side fluid side fluid garter spring membrane shaft metal insert housing contact area radial lip seal Ød sealing lip shaft surface sealing edge radial load Figure 1: Cross section of a radial lip seal movable mandrel stationary mandrel position sensor gap width frictionless parallel guidance (leaf springs) interchangeable load cell actuator seal ring clamping shoes stationary base movable base Ød sliding distance h m * * h m = height of measuring position measured load Figure 3: Schematic diagram of the improved measuring device radial load F r movable mandrel stationary mandrel projected radial load measured load F m = F r / Ød gap measuring direction Figure 2: split-shaft measuring method TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 6 cumference. Additionally, the control system offers features such as the so-called “Mounting Assistant” which can be used to move the mandrels temporarily to each other in order to facilitate the mounting process. Moreover, an optimized clamping system for the mandrels was implemented which allows users to change and accurately align the mandrels without any tools. Existing mandrels manufactured for the standard device (Figure 4) can be used with a clamping adapter. There are two versions of the improved measuring device, Figure 5 and 6: A compact tabletop version allowing mobile measurements and a version with temperature chamber allowing measurements in a range of -30 … 150 °C. Additionally, the temperature-controlled device contains four interchangeable load cells with different measuring ranges. Measuring Procedure DIN 3761-9 [7] defines the measuring procedure only in a very rough manner. Since this standard does not describe the procedure in detail, a huge variety of different measuring procedures arose during the past 30 years. Some companies and research institutes defined their own internal measuring standards. At the Institute of Machine Components (IMA), several methods have been developed which are suited to answer a wide variety of specific question. These methods comprise the preconditioning of the seal and the measuring procedure: • Method A: For quality control (especially applicable on many seals), one single measurement per seal at room temperature with a defined measuring time of 10 s is sufficient. • Method B: Performing 5 measurements per seal according to Method A and averaging of the 2 nd to the 5 th measured values is statistically more accurate and corresponds more to the installation conditions. The seal has to be rotated by 90° between each single measurements. • Method C: Storing the seal for 24 hours on an unsplit mandrel of nominal diameter before performing a measurement according to Method B provides the radial load after assembly and before operation. Due to the viscoelastic stress relaxation, this radial load is generally lower than that measured without storing the seal on a mandrel. • Method D: In order to obtain the radial load during operation, both the storing and the measurement according to Method C have to be performed at the operating temperature. This method provides the “real” radial load of the seal, which is even lower due to an accelerated relaxation and the thermal expansion of the sealing lip. Analysed Parameters Currently, the standard DIN 3761 [4] is under revision. In order to update and improve the instructions and recommendations for measuring the radial load a comprehensive analysis of the measuring procedure is performed at the University of Stuttgart. In this analysis, Aus Wissenschaft und Forschung 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0014 Figure 4: Standard device Figure 5: Tabletop IMA device Figure 6: Temperature-controlled IMA device TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 7 0.7 N (1.7 %). The arithmetic mean was 38.7 N corresponding to a radial load related to the circumference of 0.15 N/ mm. In order to identify even small influences of the varied parameters a special test plan was developed to reduce the influence of disturbance variables. For this purpose, the parameter study was divided into several test series, in which one or two parameters were varied systematically. Test series with contradictory results were repeated. In each test series, 4 to 8 different parameter combinations were analysed. In order to eliminate sequence effects that might occur due to the viscoelastic material behaviour during one test series, the 20 seals were divided into several groups of equal size. For each group, another sequence of the parameter combinations was used. At the end, the radial load was averaged over all groups, i.e. all 20 seals. Using Method B, each radial load value shown in the following is based on 20 x 4 = 80 individual measurements. Aus Wissenschaft und Forschung 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0014 12 parameters influencing the radial load are varied systematically. They can be sorted in 3 groups regarding the measuring device, the mandrels and the measuring procedure. Table 1 lists all varied parameters. The default settings are underlined. Test Material and Test Procedure The analysis was performed using 20 identical radial lip seals without protection lip according to DIN 3760 [3], Table 2. Many repeated measurements (using the procedure described in the following paragraph) show that the measurement results fluctuate even if all parameters - including the test person - remain the same. Repeating the same measurement (with the default settings listed in Table 1) for 19 times in a period of 21 months, there was a difference between minimum and maximum of all measurements of 1.9 N (4.9 %) and a standard deviation of Parameters of Group 1: Measuring Device Measuring device “Standard” device*, Tabletop IMA device, Temperature-controlled IMA device Load cell (maximum radial load) LC2 (150 N), LC3 (600 N), LC4 (3000 N) Automatic Diameter Control (ADC) On, Off Mandrel offset (relative to the nominal diameter) 0 µm, -100 µm, -200 µm (only negative offsets to avoid overstretching of sealing lip) Parameters of Group 2: Measuring Mandrels Mandrel surface (mean roughness depth measured in axial direction) Steel turned (Rz 3.3), aluminium turned (Rz 5.1), aluminium anodized (Rz 7.7) Sliding distance of sealing edge on mandrel cylinder** 11 mm, 21 mm, 31 mm Height of measuring position h m ** 7 mm, 27 mm Gap width between mandrels** 0.2 mm,1.0 mm, 2.0 mm, 4.0 mm Parameters of Group 3: Measuring Procedure Mounting direction Air side ahead, fluid side ahead Mounting motion Straight, with 30° rotation during mounting Lubricant Dry (no lubricant), FVA reference oil No. 3 Temperature of seal rings before measurement 8 °C, 21.5 °C, 35 °C Table 1: Varied parameters (default settings are underlined) Dimension 80x100x10 [mm] Manufacturer Freudenberg Sealing Technologies, Weinheim, Germany Profile BAUM5X7 Material 75 FKM 585 (fluoroelastomer) Year of Production 2014 (Best before 2024) Garter spring All measurements were performed with original garter spring Table 2: Radial lip seals * manufactured by Hottinger Baldwin Messtechnik in 1986 according to DIN 3761-9: 1984 ** see Figure 3 for definition TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 8 Results Parameters of Group 1: Measuring Device A) Measuring Device Figure 7 compares the radial load measured with the three different measuring devices described above. For a proper comparison, the Automatic Diameter Control was deactivated at the two IMA devices. A mandrel pair with an anodized aluminium surface and a clamping interface for the standard interface was used. A clamping adapter was used to mount this mandrel pair at the two IMA devices. The three measuring devices show a good agreement width a deviation of less than 4 % (related to the temperature-controlled IMA device). B) Automatic Diameter Control and Mandrel Offset Figure 8 shows the influence of the Automatic Diameter Control (ADC) and the mandrel offset. Activating the Automatic Diameter Control (with zero mandrel offset), the radial load is 8.9 % higher since the sealing lip is now widened to the nominal circumference. Additionally, the actuator can be used to set a defined offset of the mandrels. A negative offset of the mandrels corresponds to reducing the distance (gap) between the two mandrels. Moving the mandrels together reduces the effective circumference of the mandrels and decreases the radial load with a rate of 3.7 N per 100 µm offset in radial direction (for the case with ADC). C) Load Cell (Maximum Load/ Stiffness) Figure 9 shows the influence of the load cells which can be easily exchanged using the temperature-controlled IMA device. Activating the Automatic Diameter Control (ADC), there is no significant difference (lower than 1.8 %) between the different load cells. Without ADC, the radial load increases with an increasing measuring range. The higher the measuring range and accordingly the stiffness of the load cells, the less the mandrels move towards each other and the smaller the reduction of the effective circumference. The difference between the stiffest load cell LC4 (130µm/ 3000N radial load) and the softer load cell (LC2, 180 µm/ 150N radial load) is 2.9 %. Parameters of Group 2: Measuring Mandrels D) Surface of the Mandrels Figure 10 shows the radial load measured with different mandrel surfaces. The radial load is highest with anodizes aluminium (Rz 7.7) and lowest with turned steel (Rz 3.3). With turned aluminium mandrels (Rz 5.1), the radial load is in between. Independent of the lubrication, the radial load increases with increasing roughness. The difference related to turned aluminium is -1.6 % (turned steel) and Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0014 32.5 34.3 33.5 20 25 30 35 40 45 standard device tabletop IMA device temp. controlled IMA device radial load [N] Figure 7: Influence of measuring devices 31.7 32.4 34.7 33.4 34.0 37.8 20 25 30 35 40 45 -200 -150 -100 -50 0 radial load [N] mandrel offset [μm] without ADC with ADC Figure 8: Influence of Automatic Diameter Control (ADC) and mandrel offset 34.6 35.5 35.7 37.2 36.7 37.4 20 25 30 35 40 45 LC2 LC3 LC4 radial load [N] without ADC with ADC Figure 9: Influence of load cells (LC) TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 9 +0.1 % (anodized aluminium) or with lubricant -0.6 % (turned steel) and +2.2 % (anodized aluminium). E) Sliding Distance on Mandrels and Height of Measuring Position Figure 11 shows the radial load measured with different sliding distances. Spacer rings were mounted on the mandrels to reduce the distance that the sealing edge slides over the mandrels cylinder before reaching the measuring position. Increasing the sliding distance from 11 to 31 mm decreases the radial load by 4.5 %. A further measurement with 11 mm sliding distance was performed, whereby the axial height of the measuring position was increased by 20 mm. This measurement provides the same result (difference below 0.1 N) and thus shows that only the sliding distance influences the radial load. F) Gap Width of Mandrels Figure 12 shows the radial load measured with mandrels that have the same diameter but different gap widths. The result is the same both with and without Automatic Diameter Control (ADC): The mandrels with a gap of 1.0 mm show the lowest radial load. Decreasing the radial load to 0.2 mm increases the radial load. Increasing the gap width to 2.0 and 4.0 mm increases the radial load as well. With ADC, the difference between 4.0 and 1.0 mm is 4.4 %. The difference between 2.0 or 0.2 mm and 1.0 mm is only about 1.3 %. Parameters of Group 3: Measuring Procedure G) Mounting Direction and Mounting Motion Figure 13 shows the radial load obtained with different mounting directions and mounting motions. Rotating the seal by approximately 30° while sliding on the mandrels the radial load reduces by 1.7 %. Mounting the seal with Aus Wissenschaft und Forschung 10 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0014 37.6 37.8 38.6 36.2 36.8 36.8 20 25 30 35 40 45 turned turned anodized steel aluminium radial load [N] with oil dry Figure 10: Influence of mandrel surface 38.4 38.1 36.7 38.4 20 25 30 35 40 45 0 10 20 30 40 radial load [N] sliding distance [mm] 7 mm 27 mm height h m : Figure 11: Influence of sliding distance and height of measuring position 37.0 33.4 37.7 20 25 30 35 40 45 air side ahead fluid side ahead radial load [N] 30° rota on straight Figure 13: Influence of mounting direction and mounting motion 33.8 32.4 34.0 34.8 35.3 34.8 35.2 36.3 20 25 30 35 40 45 0 1 2 3 4 radial load [N] gap width [mm] without ADC with ADC Figure 12: Influence of gap width TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 10 the fluid side ahead (and rotating the seal to avoid a buckling of the sealing lip) reduces the radial load by 9.7 %. H) Lubrication Figure 14 shows the radial load measured with dry and oil wetted mandrels. Lubricating the mandrels increases the radial load by 2.7 % (with ADC) or 2.1 % (without ADC). I) Temperature The seal rings were tempered for several hours before the measurement at 8 °C (refrigerator), 21.5 °C (room temperature) and 35 °C (heating oven). The measuring device and the mandrels were always at room temperature. The seals were taken out of the refrigerator or tempering oven separately just before each measurement. Due to the short measuring time (10 s) and the low thermal conductivity of the elastomer, there was no significant temperature adjustment. Seals tempered at 8 °C show a radial load that is 9.1 % higher. Seals tempered at 35 °C show a radial load that is 1.9 % lower, Figure 15. Summary and Conclusion A comprehensive parameter study was performed to analyse the effect of 12 parameters on the radial load measurement. The following conclusions can be drawn: • The results obtained with the three different measuring devices agree very well, if the Automatic Diameter Control (ADC) is deactivated. • The radial load presses the two mandrels together resulting in a lower distance of the mandrels and thus a lower effective circumference of the sealing lip. This results in a lower radial load due to the lower widening of the sealing lip. This effect is greater with softer load cells as they allow the mandrels to move more to each other. The stiffness of the load cell must not be too high. Due to their working principle, load cells with strain gauges must provide a certain amount of elasticity. • Therefore, the Automatic Diameter Control (ADC) is a useful feature. The ADC can compensate for the finite stiffness of the measuring chain (including the load cell) and thus allowing precise measurements of the “real” radial load at nominal effective circumference of the sealing lip. • It is important to use defined mandrels with the same surface roughness, the same height (resulting in a comparable sliding distance) and the same gap width:  The measured radial load increases with rougher surfaces.  The measured radial load decrease with longer sliding distances.  The measured radial load is lowest for a gap width of 1.0 mm.  The height of the measuring position has no influence of the radial load. • During mounting the seal on the mandrels, frictional forces act on the sealing lip. Their axial components stretch/ compress and tilt the sealing lip and may alter the radial load. Lubrication, mounting direction and mounting motion affect the magnitude and orientation of the frictional forces acting on the sealing lip and thus may explain the observed influences:  Lubricating the mandrels with oil increases the radial load.  Rotating the seal while sliding on the mandrels reduces the radial load.  Mounting the seal with the fluid side ahead reduces the radial load drastically. • The measured radial load decreases with increasing temperature and vice versa. Aus Wissenschaft und Forschung 11 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0014 35.0 37.1 34.3 36.1 20 25 30 35 40 45 without ADC with ADC radial load [N] with oil dry Figure 14: Influence of lubrication 39.6 36.2 35.6 20 25 30 35 40 45 0 10 20 30 40 radial load [N] temperature [°C] Figure 15: Influence of temperature TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 11 measured on classical devices or on devices with deactivated ADC. The difference is in the order of 10 %, depending on the stiffness of the seal. • Ensure, that the mandrels meet the requirements defined in DIN 3761-9 such as surface roughness, gap width and sliding distance. Considering these recommendations an appropriate and reproducible measurement of the radial load can be achieved. References [1] Horve, Leslie: Shaft Seals for Dynamic Applications. New York : Dekker, 1996. [2] Müller, Heinz K.; Nau, Bernard S.: Fluid Sealing Technology - Principles and Applications. New York : Dekker, 1998. [3] DIN 3760. Rotary shaft lip type seals. September 1996. (in German) [4] DIN 3761. Rotary shaft lip type seals for automobiles. 15 Parts. November 1983 to January 1984. (in German, withdrawn in March 2017) [5] ISO 6194. Rotary shaft lip-type seals incorporating elastomeric sealing elements. 5 Parts. September 2007 to November 2009. [6] DIN 3761. Part 1. Rotary shaft lip type seals for automobiles. Terms, formula symbols, tolerances. January 1984. (in German, withdrawn in March 2017) [7] DIN 3761. Part 9. Rotary shaft lip type seals for automobiles. Test. Radial force measuring instrument digital. January 1984. (in German, withdrawn in March 2017) Aus Wissenschaft und Forschung 12 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0014 Best-Practice Guideline Based on the conclusions above, the following recommendations are proposed: • Choose a method that is suited for answering your specific question initiating the measurement:  Method A (1 single measurement at room temperature with 10 seconds measuring time) for a quick quality control - especially for a high quantity of seals.  Method B (repeating Method A five times per seal with rotation the seal by 90° between each measurement and averaging the second to the fifth measured value) for obtaining more accurate results that correspond more to the installation conditions.  Method C (with 24 h storage on unsplit mandrel before measuring) for obtaining the radial load after assembly and before operation.  Method D (Method C with storing and measuring at operating temperature) for obtaining the “real” radial load during operation. • Before measuring, store the seals at a defined temperature for a sufficiently long time (several hours for common seal sizes). • Perform all radial load measurements consequently without lubricant. • Always use the same mounting direction and mounting motion. For standard profiles, it is suitable to mount the seal with the airside ahead without rotation. • Use a device with an Automatic Diameter Control (ADC) to obtain the “real” radial load. Be aware that this “real” radial load is higher than the radial load TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 12 1 Einleitung Die tribologischen Eigenschaften von Fasern sind sowohl bei der Herstellung der Faser an sich in der Textilindustrie [1] und bei ihrem späteren Einsatz als Gewebe [2], als auch überall dort, wo Fasern in Matrices eingebettet eine eigenschaftsverbessernde Funktion übernehmen [3, 4, 5, 6], von Bedeutung. Polyesterfasern aus der Textilindustrie und vor allem Aramidfasern finden Einsatz als Verstärkungsadditive in polymeren Verbundwerkstoffen [7]. Die Entwicklung von Polymerfasern zur Bewehrung in Beton und ihre Charakterisierung hinsichtlich der mechanischen Eigenschaften werden in [8, 9] aufgezeigt. Hierbei steht eine optimale Kombina- Aus Wissenschaft und Forschung 13 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0015 Tribologische Charakterisierung von Polymerfasern unter Trockenreibung, Mischreibung und Hydrodynamik mittels einer optimierten Pin-on-Disc-Prüfmethode Regine Schmitz, Frank Haupert, Justus Rüthing, Michael Sigrüner, Nicole Strübbe* Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Ausgehend von der herkömmlichen Pin-on-Disc- Prüfmethodik wurde ein Tribologieprüfstand hinsichtlich seiner Leistungsfähigkeit zur Fasercharakterisierung optimiert und angepasst. Die Methodik wird erläutert und erste Anwendungen im Bereich der tribologischen Charakterisierung von Einzelfasern werden vorgestellt. Der Prüfungsablauf zur Untersuchung der Polymerfasern, deren Durchmesser nur einige 100 µm betragen, ist so generiert, dass eine Erfassung der Daten als Funktion der Zeit im Bereich von einigen 10 µm bis zu einigen 100 µm Faserverschleiß kontinuierlich während der Messung bereits in den ersten Minuten erfolgen kann. Der Prüfmodus startet hierbei mit Linienlast und entwickelt sich dynamisch zur Flächenlast durch Änderung der Auflagefläche der Faser während der Messung. Es wird gezeigt, dass Einzelfasern hinsichtlich ihrer Reibungs- und Verschleißeigenschaften in unterschiedlichen tribologischen Systemen charakterisiert werden können. Die Abhängigkeit der Verschleißraten von Fasermaterial, Oberflächenrauheit der Gegenkörper und Schmiermittelraten wird dargestellt. Schlüsselwörter Polymerfasern, Pin-on-Disc, abrasiver Verschleiß, Reibung, Wasserschmierung, Oberflächenrauheit Tribological characterization of polymer fibers under dry, mixed and hydrodynamic conditions using the pin-on-disc technique Based on the conventional pin-on-disc test method, a tribology test rig was adapted and optimized regarding its ability to characterize polymer fibers. The method is explained and first applications in the field of tribological characterization of single fibers are presented. The test sequence to investigate the polymer fibers (diameters of only a few 100 µm) is generated in such a way that data can be recorded continuously as a function of time in the wear range from a few 10 µm to several 100 µm even during the first few minutes. The test mode starts by applying line load and dynamically progresses to area load by changing the contact area during the measurement. It is shown that single fibers can be characterized with respect to their friction and wear properties in different tribological systems. The dependence of the wear rates of fiber material, surface roughness of the counter bodies and lubrication rates is presented. Keywords polymer fibers, Pin-on-Disc, abrasive wear, friction, water lubrication, surface roughness Kurzfassung Abstract * Dr.-Ing. Regine Schmitz Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-4510-2559 Prof. Dr.-Ing. Frank Haupert Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-3312-6844 B. Sc. Justus Rüthing Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-7615-4979 Hochschule Hamm-Lippstadt, Marker Allee 76 - 78, 59063 Hamm M. Sc. Michael Sigrüner Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-0644-023X Prof. Dr.-Ing. Nicole Strübbe Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-2084-9031 Technische Hochschule Rosenheim, Hochschulstraße 1, 83024 Rosenheim TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 13 jedoch unter trockenen Bedingungen geringere Verschleißraten als in wässrigen Medien ermittelt [17]. Dies wird damit begründet, dass das Wasser den Transfer von Verschleißprodukten auf die Gegenkörperoberfläche verhindert. Auch der unter Einfluss von Wasser höhere Einfluss der Topografie des Gegenkörpers auf die Verschleißrate im Vergleich zu trockenen Messungen wird von Lancaster hieraus abgeleitet. Ziel der vorliegenden Studie ist die Umsetzung von Einzelfasermessungen an Polymerfasern mit Durchmessern im Bereich von einigen 100 µm am Pin-on-Disc Tribometer zur Ermittlung von Reibungs- und Verschleißeigenschaften der Fasern innerhalb unterschiedlicher tribologischer Systeme. Da eine spätere Abschätzung des Verschleißverhaltens der Fasern im Betonmischprozess die Zielrichtung der Arbeiten bestimmt, werden die Systeme so gewählt, dass abrasive Bedingungen herrschen. Anhand von Messungen an verschiedenen Fasermaterialien mit unterschiedlichen mechanischen Eigenschaften wird das Messprinzip eingeführt. Der Einfluss der Rauheit der Gegenkörperoberflächen auf das Verschleißverhalten einer PP-Faser und die Variation des Reibungszustandes von Trockenüber Mischreibung bis zur Hydrodynamik werden für das Messverfahren untersucht. 2 Experimentelles 2.1 Prüfmethodik und Messwerteerfassung Den an die Fasermessungen angepassten Pin-on-Disc- Prüfstand zeigt Bild 1. Die Belastungs- und Prüfeinheit mit dem Probenhalter wird durch einen Schrittmotor über eine Spindel verfahren. Dabei erfolgt eine geregelte Kraftaufbringung mit Normalkräften im Bereich von nur einigen N bis zu 200 N. Dies wird realisiert durch Messen der Kraft unter gleichzeitiger Synchronisation mit dem Steuerungscomputer, der die Belastung der Probe über den Stellmotor reguliert. Mit Hilfe eines Kaftsensors für die aufgebrachte Anpresskraft ist eine exakte Kraftregelung (± 0,3 N) möglich. Über einen zweiten Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0015 tion aus guten mechanischen Eigenschaften bei gleichzeitig guter Anbindung an die Betonmatrix zur Lastaufnahme im Focus. Während des Betonmischprozesses zur Homogenisierung darf die einzelne Polymerfaser jedoch keinen zu hohen Verschleiß aufweisen, da dann ursprünglich gute mechanische Eigenschaften wie die Zugfestigkeit herabgesetzt werden [10]. Eine Kenntnis der Verschleißeigenschaften unter abrasiven Bedingungen vor ihrem Einsatz ist für solche Fasern also von Interesse. Einzelfaseruntersuchungen in Faser-Zylinder- Kontakt Konfigurationen wurden bereits zur Bestimmung von Reibzahlen an Einzelfasern auf Basis von Polyetheretherketon [11] und Verschleißeigenschaften von Polyamid-Fasern [1] und von Kohlenstofffasern [12] beschrieben. Die Bestimmung des Verschleißes erfolgte hier über REM-Aufnahmen oder einen Vergleich von Zeiten bis Faserversagen auftrat. Grundlegende tribologische Studien an reinen und faserverstärkten Polymer- Bulk-Proben wurden von Czichos und Lancaster [13, 14] dargestellt. Lancaster [13] beschreibt die Abhängigkeit des Reibungs- und Verschleißverhaltens von Polymeren in Polymer-Stahl-Paarungen in Abhängigkeit vom Beanspruchungskollektiv und der Rauheit des Stahlpartners, wobei oftmals ein Bereich der optimalen Rauheit beobachtet wurde, in dem Reibzahl und Verschleißrate minimale Werte annehmen. Dies wird mit dominierenden adhäsiven Reibungs- und Verschleißprozessen bei niedriger Rauheit begründet, während bei großer Rauheit deformative und abrasive Prozesse vorherrschen. Bei verschiedenen Polymer-Stahl- Paarungen wurde im Bereich von Rautiefenwerten R z von 0,4 bis 2,8 µm je nach Polymer eine Zu- oder Abnahme der Reibzahl beobachtet, während die Verschleißrate mit zunehmender Rauheit in diesem Bereich anstieg. Für das Verschleißverhalten von Polymeren im Kontakt mit rauen Stahlgegenkörpern in abrasiven Prozessen hat Czichos eine mathematische Beziehung hergestellt, die die Abhängigkeit des Verschleißkoeffizenten vom Reibungskoeffizienten und der Reißfestigkeit beschreibt [15]. Es existieren jedoch auch Modelle, die die Härte und die Bruchdehnung mit einbeziehen [14,16]. So hat Lancaster nachgewiesen, dass der Verschleiß umgekehrt proportional zum Produkt aus maximaler Zugfestigkeit und Bruchdehnung ist [14]. Das Einbringen von Schmiermittel in das tribologische System kann Reibung und Verschleiß vermindern, da sich Probe und Gegenkörper nicht mehr in unmittelbarem Kontakt befinden. Die Stribeck- Kurve beschreibt dabei die Abhängigkeit der Reibzahl vom Quotienten der Filmdicke und dem Rauheitswert der Kontaktpartner [13]. Für C-Faser verstärkte Polymere wurden Bild 1: Pin-on-Disc Prüfstand zur tribologischen Fasercharakterisierung TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 14 Kraftsensor erfolgt die Erfassung der Reibkraft. Die Rotation der Gegenkörperaufnahme mit dem Gegenkörper wird durch einen Servomotor erzeugt. Unterhalb der Gegenkörperaufnahme erfolgt über Temperatursensoren eine Erfassung der Temperatur. Ein Beheizen der Gegenkörperaufnahme ist über Heizpatronen möglich. Um Messungen unter Einsatz von Wasser durchzuführen ist der Medientopf ein wichtiges Element. Er bietet eine schützende Funktion für die unter der Gegenkörperaufnahme liegende Elektronik und die Antriebswelle vor den fluiden Medien. Die Zufuhr des Wassers erfolgt durch eine programmierbare Peristaltik-Pumpe mit regelbaren Durchflussraten (0,01 - 5,7 ml/ min) über einen Schlauch (Röhreninnendurchmesser 1,02 mm) und einen über dem Gegenkörper positionierten Spritzenaufsatz. Mit Hilfe eines Lasersensors wird der Verschleißweg über den Verfahrweg des Probenhalters im µm-Bereich erfasst. Eine eigens hierzu entwickelte Software ermöglicht eine intelligente Steuerung der Versuche mit Ansteuerung über eine graphische Benutzeroberfläche, die zudem während der Messung den Verlauf von Normal- und Reibkraft, Gegenkörpergeschwindigkeit, Temperatur und Verschleißweg als Funktion der Zeit kontinuierlich anzeigt. 2.2 Fasermaterialien und Belastungsparameter Für diese Studie wurde ein Polypropylen (PP) und ein Polyethylenterephthalat (PET) verwendet, siehe auch Tabelle 1. Auf einem Haake Polydrive Einschneckenextruder, mit einem Länge-Durchmesser-Verhältnis von 25 bei einem Schneckendurchmesser von 19 mm und einer nachfolgenden Dr Collin MDO Verstreckeinheit erfolgte die Faserherstellung. Um Fasern mit einheitlichen Durchmessern sicherstellen zu können wurde eine Schmelzepumpe mit 0,5 kg/ h Durchsatz nach dem Extruder installiert. In Bild 2 ist ein schematischer Aufbau des Herstellungsprozesses dargestellt. Die Verstreckungseinheit besteht aus zwei Rollensystemen und einem Heizofen. Das erste Rollensystem definiert die Abzugsgeschwindigkeit (3 cm/ min) der Schmelze aus dem Extruder. Die Verstreckung erfolgte innerhalb des Heizofens durch die Geschwindigkeitsdifferenz der zwei Rollensysteme. Aus dem Verhältnis der Abzugsgeschwindigkeit (v 1 ) und Verstreckgeschwindigkeit (v 2 ) resultiert der Verstreckungsgrad (VSG) [18]. Um hohe mechanische Eigenschaften bei der Orientierung erzielen zu können, lag die Heizofentemperatur bei 20 Kelvin unterhalb der Kristallitschmelztemperatur, wie von Menges et al. definiert [19]. Weiterhin wurden die Polymere bis zum individuellen Maximum kurz vor Faserriss verstreckt. Aufgrund unterschiedlicher chemischer Strukturen ist der polymerspezifische maximale Verstreckgrad unterschiedlich. Die mechanischen Eigenschaften der Faser wurden mit einer Zugprüfmaschine (Zwick Z100 / 10 kN Kraftmessdose) und nach DIN EN 14889-2 und DIN EN ISO 2062 geprüft [20, 21]. Die Messungen erfolgten an Faserproben von 250 mm Länge und einer Dehnrate von 10 mm/ min. Mit einem Shimadzu DUH-202 Mikrohärteprüfsystem wurden die Martenshärten der Fasern ermittelt. Eine weitere Polypropylenfaser (PP-2) eines anderen Herstellers wurde zusätzlich tribologisch untersucht. Zugfestigkeit und E-Modul dieser Faser liegen zwischen den Werten der PP-1 und der PET-Faser. Die Belastungsparameter in den tribologischen Experimenten richten sich nach dem jeweiligen gewählten tribologischen System in Abhängigkeit von der Zielsetzung der Untersuchung und werden für den exemplarischen Vergleich der verschiedenen Fasern, die Untersuchung des Einflusses verschiedener Gegenkörperrauheiten und die Untersuchung des Einflusses des Mediums Wasser im Folgenden dargestellt. Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0015 Bild 2: Schematische Darstellung des Verstreckungsprozesses Polymerfaser Schmelzflussindex [g/ 10min] Verstreckungsgrad Martenshärte [MPa] Zugfestigkeit [MPa] E-Modul [MPa] PP-1 1 1: 14 82 ± 4,5 472,93 ± 29,69 9805,96 ± 565,34 PET 7,5 1: 7 60 ± 7,1 594,35 ± 31,77 13346,67 ± 686,48 Tabelle 1: Mechanische Eigenschaften der untersuchten Polymer-Fasern TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 15 gen zum Einsatz, resultierend in einer Variation des arithmetischen Mittenrauwertes R a von 0,7 µm bis 2,6 µm (Tabelle 5). Die Prüfparameter für die PP-1-Faser sind in Tabelle 3 dargestellt. 2.2.3 Erzeugung unterschiedlicher Reibungszustände unter Einfluss des Mediums Wasser Der Ablauf der Faseruntersuchungen unter Variation des Reibungszustandes durch den Einfluss des Mediums Wasser ist in Tabelle 4 dargestellt. Gestartet werden die Messungen jeweils unter trockenen Bedingungen bis eine Tiefe von 150 µm erreicht ist. In diesem Tiefenbereich sind Einflüsse durch Änderungen der Flächenpressung in Abhängigkeit von der Tiefe aufgrund der dynamischen Änderung der Faserbreite verringert (Bild 4). Jetzt erfolgt das Zuschalten der Wasserzufuhr mit einer Rate von 0,5 ml/ min (Mischreibung). Nach 25 Minuten wird die Rate auf 4 ml/ min erhöht (Hydrodynamik). Als Gegenkörpermaterial kam eine Al 2 O 3 -Keramik zum Einsatz. Aus Wissenschaft und Forschung 16 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0015 2.2.1 Exemplarischer Vergleich verschiedener Polymerfasern Für den exemplarischen Vergleich verschiedener Polymerfasern wurde eine Normalkraft von F N = 9 N gewählt bei einer Gegenkörpergeschwindigkeit von v = 0,4 m/ s. Eine Kraft von 9 N war notwendig, um auch die PET-Faser in vollständigen Kontakt mit dem Gegenkörper zu bringen. Die resultierende Flächenpressung bezogen auf die Nennbreite der Fasern und die entsprechenden pv-Produkte sind Tabelle 2 zu entnehmen. Als Gegenkörpermaterial kam eine Al 2 O 3 -Keramik mit einem arithmetischen Mittenrauwert R a = 1,6 µm zum Einsatz (Tabelle 5). 2.2.2 Variationen der Systeme bezüglich der Gegenkörperrauheiten Für die Variationen der Systeme bezüglich der Gegenkörperrauheiten kamen eine Al 2 O 3 -Keramik und SiC- Epoxy-Compounds mit drei verschiedenen SiC-Körnun- Polymerfaser Faserbreite [mm] F [N] v [m/ s] p 1) [MPa] p·v 1) [MPa m/ s] PP-1 0,58 ± 0,04 9 0,4 0,8 0,32 PP-2 0,68 ± 0,03 9 0,4 0,7 0,28 PET 0,61 ± 0,01 9 0,4 0,7 0,28 1) bezogen auf die Faserbreite Tabelle 2: Fasermaterialien und Belastungsparameter für den exemplarischen Vergleich verschiedener Polymerfasern Polymerfaser Faserbreite [mm] F [N] v [m/ s] p 1) [MPa] p·v 1) [MPa m/ s] PP-1 0,58 ± 0,04 4,6 0,4 0,4 0,16 1) bezogen auf die Faserbreite Tabelle 3: Belastungsparameter zu den Systemvariationen mit unterschiedlichen Gegenkörperrauheiten Polymerfaser F [N] v [m/ s] p 1) [MPa] p·v 1) [MPa m/ s] Trocken- Messung Schmiermittelrate 0,5 ml/ min Schmiermittelrate 4 ml/ min PP-1 4,6 0,4 0,4 0,16 bis zur Tiefe 150 μm 25 min 25 min 1) bezogen auf die Faserbreite Tabelle 4: Ablaufplan und Prüfparameter der Faseruntersuchungen unter Variation des Reibungszustands durch den Einfluss des Mediums Wasser Gegenkörpermaterial Mittlere Korngröße des Füllstoffs d s50 Wert [μm] 2) Füllstoffanteil [Vol%] Arithmetischer Mittenrauwert R a [μm] Reduzierte Riefentiefe R vk [μm] SiC600-Epoxy 10,8 - 13,3 18 0,7 ± 0,1 1,5 ± 0,2 SiC320-Epoxy 35,3 - 39,1 21 1,6 ± 0,2 5,6 ± 0,5 SiC230-Epoxy 63,5 - 71,0 23 2,6 ± 0,3 8,9 ± 0,7 Al 2 O 3 -Keramik 1,6 ± 0,1 3,0 ± 0,2 2) Angaben lt. Hersteller Tabelle 5: Gegenkörpermaterialien mit abgestuften Rauheiten TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 16 2.3 Gegenkörpermaterialien Als Gegenkörpermaterialien kam eine Al 2 O 3 -Keramik und SiC-Epoxy-Compounds mit drei verschiedenen SiC-Körnungen zum Einsatz, die mit ihren Kenngrößen zur Oberflächenrauheit in Tabelle 5 dargestellt sind. Der arithmetische Mittenrauwert R a berechnet sich als Mittelwert aus den Beträgen aller Profilwerte [22]. Da er unempfindlich auf die Anwesenheit von Spitzen und Riefen ist, wird zur näheren Charakterisierung zusätzlich die reduzierte Riefentiefe R vk aufgeführt. Hierbei handelt es sich um die gemittelte Tiefe der aus dem Kernbereich in das Material hineinragenden Riefen [23]. Vor jeder Messung wurden die Gegenkörper auf einer Diamantschleifscheibe (Schmitz Metallographie, Körnung 0080) geschliffen. Die arithmetischen Mittenrauwerte R a und die Werte für die reduzierte Riefentiefe R vk wurden mittels Weißlichtprofilometrie (FRT Micro- Prof ® ) bestimmt. 2.4 Probenpräparation Die Fasern wurden zentriert in den hierfür konzipierten Faserprobenhalter eingespannt (Bild 3). Die Fixierung erfolgt dabei mit verschraubten Halteelementen an beiden Enden, die ein Verrutschen der Faser verhindern. Die Kontaktlänge während des tribologischen Experiments beträgt 20 mm. 2.5 Auswertung der tribologischen Messungen Ausgehend vom Verschleißweg s als Funktion der Zeit t wurden für alle trocken durchgeführten tribologischen Experimente Konstantverschleißraten w konst im Tiefenbereich zwischen 100 und 200 µm aus der Steigung des Verschleißwegs s berechnet. Dieser Bereich wurde gewählt, da ab einer Tiefe von ca. 100 µm die in Abhängigkeit von der Tiefe dynamisch variierende Flächenpressung nur noch in geringem Maße abnimmt (Bild 4). Während die Abnahme bis zu einer Tiefe von 50 µm noch über 50 % der zu Beginn der Messung herrschenden Flächenpressung beträgt, liegt sie im Bereich zwischen 50 und 100 µm nur noch bei 26 % und fällt bis zur Tiefe von 200 µm bis auf 21 % ab. Die Berechnungen zur Abnahme der Flächenpressung in Abhängigkeit von der Tiefe wurden unter Annahme eines sukzessiven Abtrags der Faser ohne Verformungen der Faser vorgenommen. Eine Verformung der Faser ist in Abhängigkeit vom jeweiligen E- Modul zwar wahrscheinlich, jedoch ist auch bei einer hieraus resultierenden Vergrößerung der Kontaktfläche der prinzipielle Verlauf der Flächenpressung in Abhängigkeit von der Verschleißtiefe gegeben. Auch der Reibungskoeffizient wurde für die Trockenmessungen im Tiefenbereich zwischen 100 und 200 µm aus dem Quotienten von Reibkraft F x und Normalkraft F N berechnet. Alle Auswertungen erfolgten mit Hilfe eines mit Matlab erstellten Programms. Die Darstellungen der Messungen unter Variation des Reibungszustandes durch den Einfluss von Wasser als Umgebungsmedium resultieren direkt aus den während der Messung produzierten Messdaten als Funktion der Zeit. Sowohl für Mischreibung als auch für Hydrodynamik wurden die Konstantverschleißraten und Reibungskoeffizienten aus den Steigungen der Kurve jeweils nach Änderung der Schmiermittelrate vorgenommen. Durch die vorangegangene Trockenmessung bis zu einer Tiefe von 150 µm ist gewährleistet, dass Änderungen der Flächenpressung in diesem Bereich vernachlässigbar sind. Aus Wissenschaft und Forschung 17 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0015 Bild 4: Dynamische Änderung der Flächenpressung p einer Faser mit einem Durchmesser von 0,58 mm in Abhängigkeit von der Tiefe s Bild 3: Faserprobenhalter mit eingespannter PP-Faser TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 17 tischen, einem viskoelastischen und einem viskoplastischen Anteil zusammensetzen [13]. Lichtmikroskopische Untersuchungen an den PP-Fasern und der PET-Faser nach den tribologischen Experimenten zeigen, dass die PP-Fasern im Anschluss an die tribologische Messung verbreitert, also viskoplastisch deformiert erscheinen, während dies bei der PET-Faser im Rahmen des Fehlers nicht festgestellt werden konnte. Am stärksten zeigt sich diese Deformation bei der PP-1 Faser mit dem geringsten E-Modul und der geringsten Zugfestigkeit im Vergleich der drei untersuchten Fasern untereinander. Da die Konstantverschleißraten in einem definierten Tiefenbereich ermittelt werden, ist es wichtig festzustellen, wie stark die viskoplastische Deformation eben in diesem Bereich ist, um sie bei der Verschleißwegmessung mit berücksichtigen zu können, vorangegangene Deformationen hingegen wirken sich eher nur auf die Änderung der Flächenpressung aus. Hierzu bedarf es noch eingehender Untersuchungen. Die viskoelastische Deformation wurde für beide Fasern in einem statischen Triboexperiment ohne Gegenkörperrotation experimentell ermittelt. Der so gemessene Höhenverlust beträgt für das betrachtete Intervall für die Konstantverschleißrate nur einige µm und scheint somit vernachlässigbar. 3.2 Abrasionsexperimente an einer PP-Faser in Abhängigkeit von der Rauheit des Gegenkörpers Unabhängig von der Rauheit des Gegenkörpers liegen die Reibungskoeffizienten bei 0,35 bis 0,37. Für die im Tiefenbereich von 100 - 150 µm ermittelten Konstantverschleißraten ergibt sich hingegen sehr deutlich ein Zusammenhang zwischen Oberflächenrauheit und Verschleiß. Bild 7 zeigt die Konstantverschleißraten w Konst der PP-1-Faser in Abhängigkeit von der Rauheit der Gegenkörperoberfläche. Innerhalb des SiC-Epoxy-Systems verdreifacht sich die Konstantverschleißrate bei Erhöhung der Rauheit von einem R a -Wert von 0,7 µm auf 1,6 µm. Eine weitere Erhöhung der Rauheit auf R a = 2,6 µm erbringt tendenziell eine noch höhere Verschleißrate, die sich jedoch im Rahmen des Fehlers nicht stark von der vorangegangenen Rate abhebt. Der Einsatz des Al 2 O 3 -Gegenkörpers, der den gleichen R a -Wert wie der SiC- Epoxy-Gegenkörper mit der mittleren SiC-Körnung aufweist, bewirkt keine so starke Erhöhung der Konstantverschleißrate wie der SiC- Aus Wissenschaft und Forschung 18 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0015 3 Ergebnisse und Diskussion 3.1 Einzelfaserexperimente an verschiedenen Polymerfasern Bild 5 zeigt exemplarisch den Verlauf des Verschleißwegs s als Funktion der Zeit t für die PP-1, die PP-2 und die PET-Faser. Die PET-Faser weist einen sehr viel geringeren Verschleißweg als die PP-Fasern auf. Auch die Reibungskoeffizienten unterscheiden sich deutlich mit einem Wert von 0,2 für die PET-Faser und von 0,38 für die PP-Fasern. Ebenso deutlich ergeben sich die Unterschiede in den Konstantverschleißraten w Konst im Tiefenbereich von 100 - 200 µm der Fasern (Bild 6). Da der Verschleiß der PET-Faser nicht bis in diesen Tiefenbereich hineinreichte, wurde die Auswertung hier im Zeitbereich zwischen 3 und 5 min vorgenommen. Diese Ergebnisse korrelieren mit den Modellen von Czichos und Lancaster [14, 15] insofern, dass eine hohe Reibzahl und eine niedrige maximale Zugfestigkeit zu höheren Verschleißraten führen. Wichtig ist für die Betrachtung der Ergebnisse an den Fasern jedoch auch die Berücksichtigung von Deformationen, die sich aus einem elas- Bild 6: Konstantverschleißraten w Konst im Auswertebereich von 100-200 µm Tiefe (PP-1 und PP-2) und 3 bis 5 min (PET). In den dargestellten Konstantverschleißraten sind viskoplastische Verformungsanteile nicht berücksichtigt. Bild 5: Verlauf des Verschleißwegs s in Abhängigkeit von der Zeit für drei verschiedene Polymer-Fasern 03821113 Anzeige Spirit X 210x145_rz.indd 1 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 18 Epoxy Gegenkörper. Diese Abhängigkeit vom Gegenkörpermaterial könnte bedingt durch die unterschiedlichen Oberflächentopografien (Bild 8) sein, die sich jedoch nicht im R a -Wert widerspiegeln. Während der Al 2 O 3 -Gegenkörper eine sehr gleichmäßige Oberfläche mit kleinen Spitzen und Tälern aufweist, zeigt der SiC320-Epoxy Gegenkörper größere Vertiefungen, was sich im Messwert für die reduzierte Riefentiefe R vk widerspiegelt. Es handelt sich hierbei um die gemittelte Tiefe der aus dem Kernbereich in das Material hineinragenden Riefen, die für den SiC320-Epoxy-Gegenkörper mit 5,6 µm ± 0,5 µm deutlich höher als für den Al 2 O 3 -Gegenkörper mit 3,0 µm ± 0,2 µm ist (s. Tabelle 5). Da die Reibwerte sich für beide Materialien nicht unterscheiden, wird ein adhäsiver Einfluss als sehr gering vermutet. Aus Wissenschaft und Forschung Anzeige 19 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0015 Bild 7: Konstantverschleißrate w der PP-1-Faser in Abhängigkeit vom arithmetischen Mittenrauwert R a des Gegenkörpers Spirit X für erhöhten Arbeitsschutz Die kennzeichnungsfreien Kühlschmierstoffe der Spirit X Reihe bieten einen sicheren Umgang für Ihre Mitarbeiter und eine hervorragende Leistungsfähigkeit. services.totalenergies.de/ industrie 03821113 Anzeige Spirit X 210x145_rz.indd 1 08.07.21 16: 11 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 19 tragen, die PP-2-Faser nach ca. 10 Minuten. Das Hinzuschalten der Wasserzugabe mit 0,5 ml/ min zu diesen Zeitpunkten ist deutlich im spontanen Abfall des Reibungskoeffizienten erkennbar. Mit einher geht eine Verringerung des Verschleißes. Die Erhöhung der Durchflussrate auf 4 ml/ min im zweiten Schritt bei einer Messzeit von 29 bzw. 35 Minuten bewirkt eine weitere Aus Wissenschaft und Forschung 20 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0015 3.3 Variation des Reibungszustandes unter Einfluss des Mediums Wasser Den Verlauf des Reibungskoeffizienten µ für die Variationsmessung ohne und mit Wasserschmierung an der PP-1- und der PP-2-Faser zeigt Bild 9. Nach 4 Minuten Trockenmessung ist die PP-1-Faser um 150 µm abge- Bild 8: Oberflächentopografiebilder des Al 2 O 3 - (links) und des SiC320-Epoxy-Gegenkörpers (rechts) Bild 9: Reibungskoeffizient µ in Abhängigkeit von der Zeit unter Variation der Schmiermittelrate für die PP-1- und die PP-2-Faser Verringerung des Verschleißes, dabei ist der Verlauf des Reibungskoeffizienten von Mischreibung zu Hydrodynamik fließend, eine zweite Stufe im Verlauf des Reibungskoeffizienten wird nicht sichtbar. Die Konstantverschleißraten und Reibungskoeffizienten in Abhängigkeit von der Schmiermittelrate sind in Bild 10 dargestellt. 4 Zusammenfassung Das vordergründige Ziel der vorliegenden Studie war es, anhand von Einzelfasermessungen am Pinon-Disc-Tribometer Reibungs- und Verschleißeigenschaften an Poly- Bild 10: Konstantverschleißrate w Konst und Reibungskoeffizient µ der PP-1-Faser in Abhängigkeit von der Schmiermittelrate TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 20 merfasern mit Durchmessern im Bereich von einigen 100 µm in unterschiedlichen tribologischen Systemen zu ermitteln. Der Focus lag dabei auf abrasiven Bedingungen, die für eine spätere Abschätzung des Verschleißverhaltens der Fasern im Betonmischprozess dienen sollen. Die wichtigsten Schlussfolgerungen sind wie folgt: Fasern mit Breiten im Bereich von 600 - 700 µm konnten vergleichend hinsichtlich ihrer Reibungs- und Verschleißeigenschaften mit dem hierfür angepassten Pinon-Disc Prüfstand charakterisiert werden. Für drei Polymerfasern mit unterschiedlichen mechanischen Eigenschaften wurden Konstantverschleißraten ermittelt. Während des tribologischen Experiments stellen sich an den verschiedenen Fasern viskoplastische Deformationen unterschiedlicher Ausprägung ein, die mit abnehmendem E-Modul und abnehmender Zugfestigkeit zunehmen. In welchem Maße diese den Verschleißweg überlagernden Deformationsanteile in die Konstantverschleißrate eingehen, ist Gegenstand zukünftiger Untersuchungen. Durch die Variation der Gegenkörper mit Rauheiten R a von 0,7 µm - 2,6 µm wurden unterschiedliche tribologische Systeme dargestellt, und eine PP- Faser unter verschiedenen abrasiven Bedingungen untersucht. Eine deutliche Abhängigkeit der Konstantverschleißrate vom arithmetischen Mittenrauwert R a der Gegenkörper wurde hierbei ermittelt. Für zwei verschiedene Gegenkörpermaterialen mit gleichem R a -Wert wurden unterschiedliche Verschleißraten ermittelt. Hier ist eine zusätzliche Betrachtung der reduzierten Riefentiefe R vk aufschlussreich, die ein Maß für die gemittelte Tiefe der aus dem Kern in das Material hineinragenden Riefen ist. Die Al 2 O 3 -Keramik bewirkt als Gegenkörpermaterial mit einem R vk -Wert von 3,0 µm eine geringere Verschleißrate als der SiC-Epoxy-Compound mit dem höheren R vk -Wert von 5,6 µm. Eine Variation des Reibungszustandes von Trockenüber Mischreibung bis zur Hydrodynamik wurde durch Bewässerung mit Hilfe eines Pumpensystems für die Fasermessungen umgesetzt. Zwei PP-Fasern wurden hinsichtlich ihres tribologischen Verhaltens in Abhängigkeit von den verschiedenen Reibungszuständen charakterisiert. Eine Zunahme der Wasserzugabe hat dabei bei beiden Fasern eine Abnahme des Reibungskoeffizienten und eine Abnahme der Verschleißrate zur Folge. 5 Danksagung Die Autoren danken dem BMBF für die finanzielle Unterstützung dieser Studie im Rahmen des Projektes 13FH068PB6. 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DIN EN 13565-2 Aus Wissenschaft und Forschung 21 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0015 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 21 Water can affect the performance of lubricants as well as the metal surfaces directly. Modification of the viscosity behaviour and reactions with additives are just two examples of the effects of water on lubricants, both having a negative impact on their required functionality. Together with other phenomena like cavitation or hydrogen embrittlement, they represent different ways of how water contamination can lead to corrosion, wear and eventually to machine malfunction or even failure. [1] During different lubricant degradation processes like oxidation or thermal degradation, precursors are formed, eventually leading to the formation of sludge and varnish. With their potential to form agglomerates and deposits they are a common cause of machine failures by inducing plugging, wear, corrosion, and other damaging mechanisms. As operators of turbine systems and hydraulic equipment demand high reliability and low Aus Wissenschaft und Forschung 22 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0016 Introduction Solid particles and water are not only the two most common types of contamination in lubricants, but also inhibit a high damage potential. Solid contamination can occur in many forms, sizes, and textures, like soot, abrasive wear, dust, sludge, or varnish, while water can be present in lubricating oils mainly in three states: dissolved, emulsified, or free. [1][2] A novel method for the evaluation of the contamination dispersing ability of lubricants (CONTA-DISP) Bettina Ronai, Rainer Franz, Franz Novotny-Farkas, Marcella Frauscher* Wasser und Feststoffe stellen die beiden häufigsten Kontaminationen von geschmierten Systemen dar und können überaus problematisch für diese Systeme sein. Um Stillstandszeiten zu reduzieren sowie Ausfälle zu verhindern, enthalten Schmierstoffformulierungen detergierende und dispergierende Additive, die eine wichtige Rolle im Umgang mit Verunreinigungen und der Toleranz dieser spielen. In Ermangelung eines praktikablen Verfahrens zur Bestimmung der diesbezüglich relevanten Eigenschaften wird eine neue Methode zur Bewertung des Dispergiervermögens von Schmierölen vorgestellt, die durch Kombination etablierter Methoden der Schmierstoffanalyse und einer Parameteroptimierung erarbeitet wurde. Eine Bewertung der Methode mit frischen und künstlich gealterten Schmierölen erlaubte eine Differenzierung hinsichtlich des Dispergiervermögens. Schlüsselwörter Geschmierte Systeme, Schmierstoffe, Wasser, Kontamination, Dispergierfähigkeit, Dispersants, ASTM D1401 Water and solid particulate contamination are the two most common contaminants of lubricated systems and may be highly problematic for these systems. To reduce downtime and prevent failure, lubricant formulations contain detergent and dispersant additives that play an important role in terms of contamination tolerance. In lack of a practical procedure for the determination of the relevant properties, a novel method for the evaluation of the dispersing ability of lubricating oils is introduced. Following and combining established lubricant analysis methods, a procedure with optimum parameters was found. An assessment of the method using fresh and artificially altered lubricating oils allowed a differentiation concerning their dispersing ability. Keywords Lubricated systems, lubricants, water, contamination, dispersing ability, dispersants, ASTM D1401 Kurzfassung Abstract * Bettina Ronai, BSc (corresponding author) Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-0559-9270 Ing. Rainer Franz AC2T research GmbH, 2700 Wiener Neustadt, Austria Dr. Franz Novotny-Farkas Ingenieurbüro für Erdölwesen, 2320 Schwechat, Austria Dr. Marcella Frauscher, MSc Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-7939-9656 AC2T research GmbH, 2700 Wiener Neustadt, Austria TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 22 downtime to avoid economic losses, it is important to develop lubricant formulations that reduce or prevent the formation of sludge and varnish. [3][4] Detergents and dispersants are lubricant additives (also referred to as DD additives) that keep oil-insoluble compounds in suspension and avoid degradation products from forming agglomerates, preventing the deposition of sludge and varnish. They generally have an oil-soluble (= apolar) hydrocarbon tail, which enables solubility in the lubricant and a polar head group that interacts with polar contaminants. Sulfonates and salicylates are typical representants of detergents, while succinimides are the most common dispersants. [5] Detergents and dispersants are an important part of the additives used in engine oils (internal combustion engines or gas engines), hydraulic fluids, transmission fluids and compressor oils. [5][6][7] Hydraulic oils containing detergents and dispersants are marked with the letter “D”, like HLPD and HVLPD. These lubricants cannot fulfil the requirements regarding water separability according to DIN ISO 6614 [8] or ASTM D1401 [9], as the DD additives hinder a complete separation of lubricant oil and water. [5] Some rather specific methods exist for the evaluation of the dispersing ability of certain lubricants. ASTM D7899 [10] (“blotter spot method”) describes a simple method for the condition monitoring of the dispersing ability of in-service lubricants, while ASTM D7843 [11] (“membrane patch colorimetry”) presents a method for the evaluation of the “varnish potential” in in-service lubricants. These two methods are generally not applicable for the testing and comparison of fresh or artificially altered lubricating oils, because they are based on the detection of real-life contaminants. Furthermore, there are different laboratory engine tests to evaluate the effectiveness of detergents and dispersants in engine oils for gasoline and diesel engines, e.g., CEC L-106-14 [12]. [13] These engine tests are not only specific for engine oils of internal combustion engines but are also rather time-consuming and expensive. A development towards a broader application range is an in-house method [14] applied by DaimlerChrysler that uses a graphite dispersion to evaluate the detergent/ dispersant properties of hydraulic oils. [5] Nevertheless, no suitable test method for the evaluation of the dispersing ability has been defined that can be applied to any type of lubricant oil at reasonable costs and efforts so far. This publication introduces a novel method for the determination of the water dispersing ability that provides a reasonable indication for the contamination carrying ability in general. This method suggests water as a representative for all types of polar contamination due to its character and as it addresses the same group of additives, i.e. dispersants and detergents. Furthermore, water features advantages like good definability, wide availability, and absolute harmlessness in handling. The presented method is easy to apply, as the needed equipment for the sample preparation is the same as for the determination of the water separability according to ASTM D1401 [9]. For simplicity, the result of the analysis can be obtained using an infrared spectrometer, after performing a calibration by means of water determination according to the Karl Fischer method. Alternatively, the test can be analysed using a Karl Fischer titrator only. Materials and Methods Samples Distilled deionized water (Merck Millipore EMSURE ® grade, USA) was used for all experiments. Table 1 shows an overview of the model lubricants used for the experiments. These model lubricants are fully formulated stationary gas engine oils (abbreviated as “SGEO”) that were blended for the purpose of testing the DD additive package and are not available on the market. Aus Wissenschaft und Forschung 23 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0016 Oil SGEO-1 SGEO-2 SGEO-3 SGEO-4 SGEO-5 SGEO-6 Performance of DDpackage [15] high efficiency medium efficiency moderate efficiency SGEO DD Package 1 X X - - - - SGEO DD Package 2 - - X X - - SGEO DD Package 3 - - - - X X Group I base oil - X - X - X Group III base oil X X X X X X Viscosity correc on at 100°C with viscosity modifier X X X X X X Table 1: Information about the composition of the model gas engine oil formulations used for the experiments. TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 23 Apparatus Prestudy In the prestudy the samples were homogenized at 13000 rpm for 5 minutes with a homogenizer (IKA Ultra-Turrax T 25 basic, Germany). FTIR spectra were recorded using a laboratory FTIR spectrometer (Bruker Tensor 27, USA) in the range of 4000-400 cm -1 . For the evaluation of the water content according to ASTM E2412 the software OPUS 5.0 (Bruker, USA) was used. Additional determination of water content was done with a Karl Fischer titrator (Metrohm 831 KF Coulometer, Switzerland), applying standard DIN 51777-2 [18]. Parameter variation and application of the method For the mixing of the samples in the tests according to the presented method, a semi-automatic demulsibility tester (Greenlab Adem, Hungary) with standard equipment for ASTM D1401 [9] was used. The recording of FTIR spectra and an automatic evaluation of the water content according to ASTM E2412 [16] was carried out with a portable FTIR spectrometer (Eralytics Eraspec Oil, Austria). The determination of water content by titration was carried out with a Karl Fischer titrator (Metrohm 831 KF Coulometer, Switzerland), analogously to the prestudy. Results and Discussion Prestudy Figure 1 shows the water content of the mixtures evaluated by FTIR spectra plotted against their respective water content determined by Karl Fischer titration. The Aus Wissenschaft und Forschung 24 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0016 Prestudy A prestudy was carried out to investigate the correlation of the water content determined by Karl Fischer titration and by Fourier-transform infrared (FTIR) spectroscopy. Mixtures of five different concentrations of water in a fresh gas engine oil (SGEO-2) in the range of ~ 0.1-10 wt% were prepared. Each target concentration was prepared twice. All mixtures were analysed by means of Karl Fischer titration and FTIR spectroscopy and a double determination was done for both analyses. The water content based on the FTIR spectra was evaluated according to the direct trending method of ASTM E2412 [16], considering the water peak at around 3400 cm -1 . Method, parameter variation & application of the method The basic procedure consisted of weighing in lubricant and water in a graduated glass cylinder, placing it in a pre-heated heating bath and letting it temper for about 30 minutes. Then the oil-water-mixture was stirred with a stirring paddle and left in the heating bath for another 30 minutes before being covered with aluminium foil and stored in a dark, dry place at room temperature. Sampling was carried out after a defined time. The equipment used (glass cylinder, heating bath, stirring paddle) complies with the standard for the determination of the water separability ASTM D1401 [9]. For each test, 70 g of lubricant and 7 g of water were used, resulting in an initial water concentration of 9 wt%. All experiments were carried out at a heating bath temperature of 82 °C. In order to find the optimum parameters for the presented method, a variation of some test parameters was carried out. Two gas engine oils (SGEO-2 and SGEO-5) in fresh condition were used for the experiments determining the influence of the variation of test parameters on the results. Following test parameters were varied: • Stirring time (5, 15, 30 min) • Stirring rate (500, 1000, 1500 rpm) • Sampling position (top, middle, bottom) • Sampling time (after 2, 6, 24, 336 h) The method with the optimum parameters was subsequently applied to a set of model lubricants. Six gas engine oils (see Table 1) in fresh and artificially altered condition were used for the overall evaluation of the presented method. The thermo-oxidative artificial alteration based on CEC L-48-A00 [17] was carried out for eight days with 100 g of oil at a heating bath temperature of 160 °C and an air flow of 10 L/ h. Figure 1: The water content of the mixtures evaluated by FTIR spectra plotted against their respective water content determined by Karl Fischer titration. A linear regression line is calculated based on the first eight values (illustrated in blue), excluding the mixtures in the range of around 10 wt% (illustrated in red). TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 24 calculation of the linear regression line is based on the first eight values, excluding the mixtures in the range of around 10 wt%, as they clearly deviate from a linear relationship. The evaluation of the water content by the FTIR spectra is based on the determination of a specific absorbance area in the region of the OH stretching vibrations around 3400 cm -1 . A limitation of this evaluation method is reached when the addressed absorption band arrives in the intensity of total absorption. According to these experiments, this seems to happen in the region between 5 and 10 wt% of water in the lubricant. Therefore, the application range for the determination of the water content by FTIR spectroscopy is estimated to be around 0.2-5 wt%. Parameter-variation experiments Table 2 shows an overview of the parameter-variation experiments. One parameter was varied at a time, keeping the other parameters constant. As the method should be easily adapted being as close as possible to currently used standards, some of the initial parameters derived from the standard parameters of ASTM D1401 [9] (5 minutes stirring time, 1500 rpm stirring rate). Stirring time Stirring time was varied at 5, 15 and 30 minutes. A visual inspection of the mixtures suggested that they are comparable and that it is not necessary to stir for more than 5 minutes in order to achieve sufficient homogeneity. Stirring rate A variation of the stirring rate was carried out with following levels: 500, 1000 and 1500 rpm. Based on a visual inspection it was concluded for the mixture prepared with 500 rpm homogeneity was not given. The observation that at 1500 rpm a higher water content was Aus Wissenschaft und Forschung 25 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0016 Varied parameter Oil S rring me (min) S rring rate (rpm) Sampling posi on Sampling me (h) Op mum parameter S rring me SGEO-2 5 1500 middle 24 5 min SGEO-2 10 1500 middle 24 SGEO-2 15 1500 middle 24 SGEO-5 5 1500 middle 24 SGEO-5 10 1500 middle 24 SGEO-5 15 1500 middle 24 S rring rate SGEO-2 5 500 middle 24 1500 rpm SGEO-2 5 1000 middle 24 SGEO-2 5 1500 middle 24 SGEO-5 5 500 middle 24 SGEO-5 5 1000 middle 24 SGEO-5 5 1500 middle 24 Sampling posi on SGEO-2 5 1500 top 24 middle SGEO-2 5 1500 middle 24 SGEO-2 5 1500 bo om 24 SGEO-2 5 1500 top 24 SGEO-2 5 1500 middle 24 Sampling me SGEO-2 5 1500 middle 2 24 h SGEO-2 5 1500 middle 6 SGEO-2 5 1500 middle 24 SGEO-2 5 1500 middle 336 SGEO-5 5 1500 middle 2 SGEO-5 5 1500 middle 6 SGEO-5 5 1500 middle 24 SGEO-5 5 1500 middle 336 Table 2: Overview of parameter variation experiments. TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 25 Aus Wissenschaft und Forschung 26 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0016 found for both oils (see Table 3), suggests that a higher homogeneity is ensured at this level. Sampling position Three different sampling positions were examined: top, middle, and bottom of the emulsion phase. After the first experiment with SGEO-2, it was observed that sampling at the bottom of the emulsion phase resulted in a significantly higher water content, while samples from the other two positions resulted in rather similar water contents (see Table 4). The experiment repeated with the same oil (SGEO-2) revealed that while the variation between the top and middle position is generally small within one experiment, a more representative sampling can be carried out at the middle of the emulsion phase (see Table 4). Sampling time A sample was taken 2, 6, 24 and 336 hours after homogenization. Table 5 shows the respective water contents for SGEO-2 and SGEO-5. For SGEO-5 the water content fluctuates within a quite narrow range. In contrast, the water content of SGEO-2 seems to change within the first 24 hours of storage before reaching an approximately constant value. In order to ensure sampling at a stage where a stable mixture has been formed and avoid unnecessarily long waiting times, sampling should be carried out after 24 h. Optimum parameters Table 6 summarizes the optimum parameters found in the parameter variation experiments. The stirring time of 5 min and stirring rate of 1500 rpm ensure a homogeneous mixing of the sample while staying true to the standard ASTM D1401 [9] while the sampling from the middle of the emulsion phase after 24 h provides a representative sampling method while being a laboratoryfriendly practice. Repeatability Repeatability experiments were carried out with SGEO- 2 and SGEO-5, using the final parameters (see Table 6). The water contents determined by FTIR spectroscopy are presented in Table 7, including the respective mean and standard deviation for each oil. The relative standard deviation for SGEO-2 is 11 %, which can be considered acceptable. At a relative standard deviation of 3 %, SGEO-5 shows a good repeatability. Typically, petrochemical standards show a worse repeatability. Application of the method An assessment of the dispersing ability of lubricants was carried out with six model gas engine oils (see Table 1) in fresh and artificially altered condition, respectively. The tests were carried out using the final parameters dis- Water content FTIR (A/ cm) Oil 1500 rpm 1000 rpm 500 rpm SGEO-2 615 303 not homogeneous SGEO-5 178 137 Sampling position Sampling time Optimum parameters Table 3: Water contents at different stirring rates. S rring me (min) S rring rate (rpm) Sampling posi on Sampling me (h) Op mum parameter 5 1500 middle 24 Table 6: Overview of optimum parameters. Water content FTIR (A/ cm) SGEO-2 SGEO-5 615 178 477 168 498 174 486 - 486 - Mean 512 173 Standard deviation 58 5 Rela ve standard devia on 0.11 0.03 Table 7: Repeated water contents, their mean and standard deviation. Water content FTIR (A/ cm) Oil top middle bo om SGEO-2 544 507 624 SGEO-2 464 477 - Table 4: Water contents at different sampling positions. Water content FTIR (A/ cm) Oil 2 h 6 h 24h 336 h SGEO-2 390 452 615 622 SGEO-5 170 197 178 201 Table 5: Water contents at different sampling times. TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 26 played in Table 6, with an additional sampling after 336 hours. FTIR spectra were recorded of all samples. The samples taken after 336 hours were additionally analysed by Karl Fischer titration (see Table 8). A new calibration line pictured in Figure 2 was established for the FTIR spectrometer used for these evaluations (see Materials and Methods) based on the fresh oil data in Table 8. Based on this calibration, the water content of the 24-hour emulsions was calculated (see Table 9). Images of the fresh and artificially altered gas engine oils 336 h after the test can be seen in Figure 3 and Figure 4, respectively. SGEO-1 and SGEO-2, the oils that contain the DD additive package marked as “highly efficient” (see Table 1), hold a significantly higher water content in fresh condition than the four other lubricants, both in between a range of 4-6 wt%. SGEO-3 to SGEO-6 all hold a lower water content of up to 2 wt% in fresh condition. Despite different additive packages with slightly different DD descriptions (“medium” and “moderate”, see Table 1) being used for the formulations, no significant differences in the dispersing ability of these four oils can be observed in fresh condition. The water content of all lubricants in altered condition lies within a range of 1-2 wt% after the test and therefore cannot be distinguished. While the dispersing ability of the four altered samples of SGEO-3 to SGEO-6 does not differ significantly from that of the respective fresh oil, SGEO-1 and SGEO-2 show a significant loss compared to the fresh oil. It appears that the additives of the DD package used in SGEO-1 and SGEO-2 undergo changes during the artificial alteration that strongly influence the dispersing ability of the respective lubricants. Not many differences in the behaviour of the respective DD additive packages in combination with different base oils can be observed regarding the dispersing ability. A differentiation within a specific additive package can only be detected for the fresh oils containing the “highly efficient” DD package where the formulation containing both group I and group III base oils shows an increased water content after the test in comparison to the formulation containing group III base oil only. Based on the turbid appearance of the emulsions visible in Figure 3 and Figure 4 it can be assumed that besides the probable existence of dissolved water, dispersed water is present and also determined by the described method. Aus Wissenschaft und Forschung 27 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 FTIR Absorption (A/ cm) Karl Fischer water content (wt%) Oil fresh altered fresh altered SGEO-1 517 260 4.5 1.6 SGEO-2 622 267 5.8 1.5 SGEO-3 242 279 1.6 1.9 SGEO-4 244 271 1.7 2.0 SGEO-5 201 188 1.1 1.2 SGEO-6 211 174 1.2 1.3 FTIR Absorption (A/ cm) Calculated water content (wt%) Oil fresh altered fresh altered SGEO-1 503 181 4.4 0.9 SGEO-2 615 237 5.7 1.5 SGEO-3 228 220 1.4 1.3 SGEO-4 214 220 1.2 1.3 SGEO-5 178 173 0.8 0.8 SGEO-6 171 190 0.8 1.0 Table 8: Water content of emulsions of gas engine oils in fresh and artificially altered condition determined by FTIR spectroscopy and Karl Fischer titration (sampling after 336 h). Table 9: Water content of emulsions of gas engine oils in fresh and artificially altered condition determined by FTIR spectroscopy (sampling after 24 h). Figure 2: The water content of the emulsions evaluated by FTIR spectra plotted against their respective water content determined by Karl Fischer titration incl. a linear regression line. TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 27 Literature [1] A. C. Eachus, “The trouble with water,” Tribology & Lubrication Technology, pp. 32-38, Oct. 2005. [2] T. Mang, Ed., Encyclopedia of Lubricants and Lubrication. Berlin Heidelberg, Germany: Springer, 2014. [3] J. Fitch, “Sludge and Varnish in Turbine Systems,” Practicing Oil Analysis, May 2006. [4] F. Alomar Belmonte, “Clean Solutions for Hydraulic Oil Technology Needs,” Machinery Lubrication, Jun. 2013. [5] T. Mang and W. Dresel, Eds., Lubricants and lubrication, Second edition. Weinheim, Germany: Wiley-VCH, 2007. [6] C.-H. Kuo, Tribology - Lubricants and Lubrication. 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Aus Wissenschaft und Forschung 28 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0016 Conclusions A novel method for the evaluation of the contamination dispersing ability of lubricant oils was introduced. It suggests water as a representative for polar contaminants as it addresses the same classes of additives, i.e., detergents and dispersants. A simple implementation of the method is given as the needed equipment comprises the apparatus used for ASTM D1401, a Karl Fischer titrator, and an FTIR spectrometer. Karl Fischer titration is only necessary for the calibration of the water content for the respective FTIR spectrometer and lubricant. Once a calibration line is established, the determination of the water content can be done by the evaluation of the FTIR spectra. It was shown that the method is suitable for the detection of dissolved and dispersed water in oil in the range of 0.2-5 wt% and achieves repeatable results. An application of the method to fresh and altered model lubricants demonstrated a successful differentiation of the dispersing ability of oils with different formulations. Further experiments with different types of contamination are needed to confirm the validity of water as a model substance representing all types of polar contamination. The conducting of additional experiments with used lubricants from the field could aid a deeper investigation of the correlation between lubricant performance regarding cleanliness in the proposed method and in real-life applications, such as gas engine oils, passenger car engine oils, heavy-duty diesel oils, or hydraulic oils (especially HLPD). Acknowledgements This work was funded by the “Austrian COMET-Program” (project InTribology, no. 872176) via the Austrian Research Promotion Agency (FFG) and the Provinces of Niederösterreich and Vorarlberg and was carried out within the “Excellence Centre of Tribology” (AC2T research GmbH). Figure 3: Fresh oils 336 h after the test. Figure 4: Artificially altered oils 336 h after the test. TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 28 Anzeige 29 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Weiterbildung in Tribologie Kunststoffzahnräder (35708) am 20./ 21. September 2021 in Ostfildern oder online Getriebeschmierung und Ölüberwachung (35503) am 4./ 5. Oktober 2021 in Ostfildern oder online Grundlagen der Tribologie (34916) vom 6. bis 8. Oktober 2021 in Ostfildern Praktische Tribologie und Schmierungstechnik (60081) Zertifikatslehrgang, Start am 6. Oktober 2021 in Ostfildern Maßnahmen zur Minimierung von Verschleiß in der Praxis (35181) am 12./ 13. Oktober 2021 in Ostfildern Schmierstoffe in technischen Anwendungen (34917) vom 18. bis 20. 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_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 29 Einleitung Carbonfasern weisen bei einer geringen Dichte von 1,8 g/ cm 3 hervorragende mechanische Eigenschaften auf (Zugfestigkeit bis zu 7 GPa) [Ehr06]. Verantwortlich für die mechanischen Eigenschaften sind die in Faserrichtung ausgerichteten, hexagonalen Graphenmoleküle [Mül82]. Um diese zu orientieren, wird die Carbonfasern im Herstellungsprozess um bis zu 20 % verstreckt. Dabei wirken hohe Kräfte auf die Faser. Während die Carbonfaser die Kräfte in Faserrichtung problemlos aufnehmen kann, ist sie gegen Querbeanspruchung aufgrund ihres anisotropen Werkstoffverhaltens äußerst empfindlich [AVK14; NMB14; Par18]. Um die hohe Verstreckung der Carbonaser im Produktions- Aus Wissenschaft und Forschung 30 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0017 Faserschonende Carbonfaserproduktion durch innovatives Galetten-Oberflächen- Design - CarboGerd Lukas Lechthaler, Felix Pohlkemper, Marie-Isabell Glaubke, Kees Egbers, Thomas Gries, Andreas Schneider, Daniel Kaußen, Marina Lehmann, Karl Müll, Gilvan Barroso* Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Während Carbonfasern Kräfte in Faserrichtung problemlos aufnehmen können, sind sie gegen Querbeanspruchung aufgrund ihres anisotropen Werkstoffverhaltens äußerst empfindlich. Beim Herstellungsprozess werden durch die Antriebs- und Umlenkungsgaletten unvermeidbare Querbenanspruchungen in die Faser induziert, welche einzelne Filamente des Rovings beschädigen oder zerstören können. Der Forderung nach einer faserschonenden Oberfläche steht die benötigte Haftreibung zwischen Faser und Galette gegenüber, um den Antrieb der Faser zu realisieren. Ziel des Forschungsprojektes CarboGerd ist daher die Entwicklung und Validierung einer optimalen Galetten-Beschichtung für eine faserschonende und qualitätssichernde Carbonfaserproduktion. Dazu werden sowohl typische Beschichtungen (Keramik, Topocrom-Beschichtungen) wie auch unkonventionelle Lösungsansätze (Elastomer, PACVD Schichten) im Labormaßstab tribologisch untersucht und auf einer Prototypen-Anlage validiert. Schlüsselwörter Carbonfaser, Oberflächentechnik, Beschichtung,Textile Tribologie, Keramik, DLC, ta-C, Strukturhartchrom Fibre-friendly carbon fibre production through innovative godet surface design - CarboGerd While carbon fibres can easily absorb forces in the fibre direction, they are extremely sensitive to transverse stress due to their anisotropic material behaviour. During the manufacturing process, unavoidable transverse stresses are induced in the fibre by the drive and deflection godets, which can damage or destroy individual filaments of the roving. The demand for a surface that is gentle on the fibre is offset by the static friction required between the fibre and the godet in order to drive the fibre. The aim of the CarboGerd research project is therefore to develop and validate an optimal godet coating for fibre-protecting and quality-assuring carbon fibre production. For this purpose, both typical coatings (ceramic, Topocrom coatings) and unconventional solutions (elastomer, PACVD coatings) are being tribologically investigated on a laboratory scale and validated on a prototype system. Keywords Carbonfibre, Surfacetechnology, Coating, Textile Tribology, Ceramic, DLC, ta-C, Textured hard chrome Kurzfassung Abstract * Lukas Lechthaler, M. Sc. Felix Pohlkemper, M. Sc. Marie-Isabell Glaubke Kees Egbers, B. Sc. Universitätsprofessor Professor h. c. (MGU) Dr.-Ing. Dipl.-Wirt. Ing. Thomas Gries Institut für Textiltechnik der RWTH Aachen University Otto-Blumenthal-Str. 1, 52074, Aachen Daniel Kaußen, 3WIN Maschinenbau GmbH An der Schurzeler Brücke 11, 52074 Aachen Dr. Andreas Schneider, SAM Coating GmbH Bahnhofstr. 55, 91330 Eggolsheim-Neuses Dr. Gilvan Barroso, Rauschert Heinersdorf-Pressig GmbH Bahnhofstraße 1, 96332 Pressig Marina Lehmann, Karl Müll , Topocrom GmbH Hardtring 29, 78333 Stockach TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 30 prozess zu realisieren, wird sie über sogenannte Galetten- Duos (Multiwrap) oder -Quintetts (S-Wrap) angetrieben (Bild 1). Die Einzelnen Antriebsbzw. Umlenkrollen sind festmontiert und weisen einen möglichst großen Umschlingungswinkel auf, um ein Durchrutschen der Faser zu verhindern. Beiden Antriebskonzepten ist gemein, dass durch mehrere Galettenumschlingungen eine ausreichende Haftreibung zwischen Faser und Galette erzeugt und somit die Kraft auf die Faser übertragen wird. Durch die Umschlingungen werden allerdings unvermeidbare Querbeanspruchungen in die Faser induziert, welche einzelne Filamente des Rovings beschädigen oder gar zerstören können Die Querbeanspruchung der Faser ist dabei eine Funktion der anliegenden Faserkraft und Rauheitsspitzen in der Galettenoberfläche. So kann eine geeignete Oberfläche zu einer faserschonenden Verarbeitung der Carbonfaser beitragen, während eine ungeeignete Oberfläche zu einer Schädigung der Filamente führt. Der Forderung nach einer faserschonenden Oberfläche steht die benötigte Haftreibung zwischen Faser und Galette gegenüber. Nur mit einer ausreichenden Haftreibung kann der Antrieb der Faser realisiert und eine Relativbewegung zwischen Faser und Galette vermieden werden. Eine Relativbewegung zwischen Faser und Galette ist unerwünscht, da bei der hier entstehenden, tribologischen Belastung die querkraftempfindliche Carbonfaser beschädigt werden kann. Als Anforderungen an die Oberfläche der Antriebs-Galette ergeben sich somit ein hoher Haftreibungskoeffizient μHaft bei einer gleichzeitig geringen Faserschädigung. Eine ähnliche Problematik ergibt sich bei der Umlenkung der Faser in der Ofenzone durch Umlenkungsgaletten (Bild 2). In der industriellen Praxis wird die Faser hier über polierte Stahl- oder mit Strukturhartchrombeschichtete Umlenkungsgaletten durch den Ofen geführt. Die Galetten sind gelagert, werden jedoch nicht aktiv angetrieben und/ oder geregelt. In den Umlenkungspunkten treten dabei physikalisch bedingt unvermeidbare Querbeanspruchungen der Faser auf. Dabei ist jedoch eine hinreichend hohe Haftreibung notwendig, um ein Mitdrehen der Umlenkungsgaletten zu gewährleisten und eine Beschädigung der Faser durch Relativbewegung zu vermeiden. In der industriellen Großserie werden gleichzeitig mehrere Rovings über eine Galette umgelenkt. Da die Rovings nicht exakt identisch sind Aus Wissenschaft und Forschung 31 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0017 Querbeanspruchung durch Querkraft Angetriebene Galette Bereich der Querbeanspruchung Carbonfaser FQ FQ FQ FQ FQ FQ FQ FQ Carbonisierungs-/ Stabilisierungs-Ofen a) b) FFFFFFFFFFFFFFFFFQQQQQQQQQQQQQQQ C Bild 1: Antrieb der Carbonfaser im Produktionsprozess über a) S Wrap und b) Multi-Wrap Ofen Abwickler Antrieb Antrieb Umlenkrolle Faser Umlenkungsgalette Bild 2: Umlenkung der Carbonfaser über Umlenkungsgaletten TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 31 Grundsätzlich wird zwischen den zwei auftretenden Lastfällen mit unterschiedlichen Anforderungen an die Galettenbeschichtung unterschieden: 1. Antriebsgalette • kein Schlupf • hohe Haftreibung • geringe Faserschädigung 2. Umlenkungsgalette • Schlupft nicht vermeidbar • Haftreibung nur zum Mitdrehen der Galette • geringe Faserschädigung Zur abstrahierten Untersuchung der beiden Lastfälle auf tribologischen Prüfständen werden zunächst die Tribosysteme für Antriebs- und Umlenkungsgaltte definiert. Das Tribosystem wird neben den klassischen Komponenten Grund- und Zwischenkörper sowie Umgebungs- und Zwischenmedium um die Komponenten „Kinematik“ und „Reibungskoeffizient“ erweitert (Tabelle 1). Aus den Tribosystemen können die Prüfvorschriften zur Bestimmung von Haft- und Gleitreibungskoeffizienten sowie zur Bestimmung der Faserschädigung abgeleitet werden. Die Bestimmung des Gleitreibungskoeffizienten erfolgt auf dem tribologischen Prüfstand „ITA Tribometer“ (Bild 3). Auf dem ITA Tribometer können Fasern, Rovings und Garne unter definierter Zugspannung geprüft und Faserschädigung und Gleitreibungskoeffizient μ Gleit online gemessen werden. Zur Messung des Reibkoeffizienten werden zwei Zugspannungssensoren vor und hinter dem Reibkontakt (beschichteter Prüfkörper) genutzt. Aus dem Verhältnis der Zugspannungen kann gemäß der Eytelwein’schen Seilreibungsformel (Gl. 1) der Reibkoeffizient berechnet werden. (Gl. 1) Hierbei entsprechen F 2 der Fadenzugkraft vor und F 1 der Fadenzugkraft hinter dem Reibkontakt, μ Gleit dem F 2 =F 1 ×e Gleit Aus Wissenschaft und Forschung 32 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0017 und sich während der Konvertierung unterschiedlich stark ausdehnen, kann es zu unterschiedlichen Fadenspannungen in den verschiedenen Rovings kommen. Diese werden durch Schlupf des Rovings auf der Galette ausgeglichen, sodass eine Relativbewegung zwischen Galette und Carbonfaser-Roving auftritt. Dieses Ausgleichen und die damit verbundene Relativbewegung sind unvermeidbar, sodass sich als zusätzliche Anforderung an eine Umlenkungs-Galette die Vermeidung von Faserschädigung bei Relativbewegung ergibt. Ziel und Ansatz Ziel des Forschungsprojektes „CaboGerd“ ist die Entwicklung und Validierung einer optimalen Galetten- Beschichtung für eine faserschonende und qualitätssichernde Carbonfaserproduktion. Insbesondere wird sowohl eine optimierte Beschichtung für die Antriebsals auch für Umlenkungs-Galletten für alle Stufen des Carbonfaser-Produktionsprozesses (Stabilisierung, Carbonisierung und Nachbehandlung) entwickelt. Die Anforderungen an die angestrebte Galetten-Beschichtung sind: 1. Ausreichend hoher Reibungskoeffizient 2. Geringe Faserschädigung • bei Antriebs-Galetten: ohne Auftreten von Relativbewegung • bei Umlenkungs-Galetten: mit Auftreten von Relativbewegung Beide Anforderungen stehen gemäß konventioneller Reibungstheorie im Zielkonflikt zueinander, da hohe Reibungskoeffizienten i.d.R. über hohe Oberflächenrauigkeiten realisiert werden, die im Kontakt mit Carbonfasern zu einer starken Filamentschädigung führen. Zur Identifikation einer geeigneten Beschichtung wird daher auf ein möglichst breites Spektrum an Werkstoffen zurückgegriffen, um die tribologische Problematik umfassend zu untersuchen. Dazu werden sowohl bereits am Markt etablierte Beschichtungen (Keramik, Topocrom-Beschichtungen) wie auch unkonventionelle Lösungsansätze (Elastomer, PACVD Schichten) in Betracht gezogen. Lösungsweg Komponente Tribosystem Umlenkungsgalette Antriebsgalette Grundkörper Galette (Prüfkörper) Gegenkörper Roving Umgebungsmedium feuchte Luft Zwischenmedium Sizing (in Abhängigkeit der Prozessstufe) Kinematik Schlupf/ Relativbewegung möglich kein Schlupf/ keine Relativbewegung Reibungskoeffizient Gleitreibungskoeffizienten Gleit Haftreibungskoeffizienten Haft Tabelle 1: Bestimmung des Tribosystems für Umlenkungs- und Antriebsgaletten TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 27 Seite 32 Gleitreibungskoeffizienten und α dem Umschlingungswinkel im Bogenmaß. Die Quantifizierung der Faserschädigung erfolgt mittels optischen Filamentbruchsensoren, die über eine Lichtschranke die Anzahl gebrochener Filamente zählen. Über die Differenz der gezählten Filamentbrüche vor und hinter dem Reibkontakt kann eine Aussage über die eingebrachte Faserschädigung getroffen werden. Der Aufbau des tribologsichen Prüfstands wurde um ei- Aus Wissenschaft und Forschung 33 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0017 Abzug Fadenvorrat Filamentbruchsensoren Zugspannungssensoren Beschichteter Prüfkörper Aufbereitung der Messwerte Prozessrichtung 10 cm Bild 3: Schematische Darstellung des Prüfstands „ITA Tribometer“ Bild 4: CAD Zeichnung der rotatorischen Prüfkörperaufnahme a) Detailansicht und b) mit montiertem Prüfkörper Kraftsensor fgewichte Roving Rotierender Prüfkörper Flansch für Montage Feststehende Einhausung Kugellager für rotatorischen Freiheitsgrad a) 2 cm Prüfkörper Aufnahme mit rotatorischem Freiheitsgrad b) 5 cm Prüfgewichte ne Aufnahme für die beschichteten Prüfkörper erweitert, die eine Quantifizierung der Faserschädigung für mitdrehende Galetten erlaubte. Die Konstruktion der Prüfkörperaufnahme folgte dabei der Konstruktionsrichtlinie VDI2221. Eine CAD-Darstellung der konstruierten und gefertigten Aufnahme ist in Bild 4 dargestellt. Parallel zum ITA Tribometer zur Bestimmung des Gleitreibungskoeffizienten μGleit wurde der tribologische Prüfstand „Tribometer nach Lünenschloss“ (Bild 5) zur Bestimmung des Haftreibungskoeffizienten μHaft eingesetzt. Über die bekannten Prüfgewichte und den Kraftsen- Bild 5: Schematische Darstellung des Tribometers nach Lünenschloss TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 33 Lastfall: Umlenkungsgalette Für den Lastfall der Umlenkungsgalette werden starke Unterschiede der Beschichtungen in Abhängigkeit des getesteten Fasermaterials identifiziert. Dabei kann übergreifend festgestellt werden, dass die PACVD-Beschichtungen und die Keramikbeschichtungen gut für die ersten Prozessstufen der Carbonfaserproduktion, den Precursor und die stabilisierte Faser, geeignet sind. Diese Schichten laden sich insbesondere bei einer Abzugsgeschwindigkeit von 0,3 m/ min kaum statisch auf, sodass die Wickelneigung im Gegensatz zu anderen Beschichtungen der nichtleitenden Proessstufen der Carbonfaser kompensiert wird. Bild 6 a) zeigt exemplarsich den Gleitreibungskoeffizienten für den Precursor bei einer Abzugsgeschwindigkeit von 0,3 m/ min. Es wird ersichtlich, dass der höchste Gleitreibungskoeffizient bei den PACVD Beschichtungen und einigen Keramik Be- Aus Wissenschaft und Forschung 34 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0017 sor kann ebenfalls gemäß der Eytelwein’schen Seilreibungsformel (Gl. 1) der Reibkoeffizient berechnet werden. Versuchsergebnisse In den durchgeführten Versuchsreihen werden drei Schichtsysteme (Keramik, Topocrom, PACVD) und ein Referenzprüfkörper (polierter Edelstahl) mit verschiedenen Rauheitswerten und Oberflächentopografien tribologisch geprüft und miteinander verglichen (Tabelle 1). Um die gesamte Prozesskette der Carbonfaserherstellung abzubilden und für den entsprechenden Anwendungsfall die optimale Beschichtung zu validieren, werden vier Materialien (PAN-Precusor, stabilisierte, carbonisierte und kommerziell verfügbare, beschlichtete Faser) untersucht. Hersteller Werkstoff Bezeichnung Mittenrauwert Ra Rauschert Heinersdorf- Pressig GmbH, Pressig Oxidkeramik (Cr 2 O 3 ) R 1.1 0.367 R 1.2 1.460 R 1.3 3.217 R 2.1 0.400 R 2.2 1.450 R 2.3 3.200 SAM Coating GmbH, Eggolsheim PA CVD (ta-C) S 1.1 0.213 S 1.2 0.451 S 2.1 0.267 PA CVD (ta-C/ W- DLC) S 2.2 0.305 S 2.3 0.195 Topocrom GmbH, Stockach Strukturhartchrom T 1.1 0.682 T 1.2 0.939 T 1.3 2.290 T 2.1 3.720 T 2.2 3.280 Referenz Edelstahl (poliert) E2.1 0.031 Tabelle 3: Übersicht über die getesteten Schichtsysteme a) b) Bild 6: a) Gleitreibungskoeffizient und b) Filamentbrüche des Precursor-Materials für verschiedene Beschichtungen im Lastfall der Umlenkungsgalette TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 34 schichtungen vorliegt. Insgesamt ist im Verhältnis zu den Rauheitswerten der Oberflächen eine Korrelation der Zunahme des Reibkoeffizienten mit einem höheren Rauheitswert zu beobachten. Dies ist materialübergreifend zu erkennen und entspricht den Erwartungen. Zusätzlich werden die gemessenen Filamentbrüche berücksichtigt (Bild 6 b). Ein hoher Gleitreibungskoeffizient in Kombination mit einer geringen Faserschädigung ist erstrebenswert. So zeigt sich z.B. für die Keramikbeschichtung R.1.3, dass ein guter Reibwert vorliegt, aber aufgrund des erhöhten Rauheitswertes eine ausgeprägte Faserschädigung verursacht wird. Dahingegen verfügen die PACVD Beschichtungen über einen hohen Gleitreibungswert und im Verhältnis dazu eine geringe Faserschädigung. Besonders die Beschichtungen S1.1 und S2.2 sind hierbei durch die sehr geringe Faserschädigung bei höchstem Gleitreibungskoeffizienten hervorzuheben. In Bild 7 ist der Lastfall der Umlenkgalette für carbonisierte Fasern dargestellt. Hierbei verfügen zusätzlich zur Referenz Edelstahlstahl insbesondere die keramischen Beschichtungen R1.1 - R1.3 über einen hohen Gleitreibungskoeffizienten. Im Kontakt mit Stahl konnten sehr gute Gleitreibungskoeffizienten bei geringer Faserschädigung ermittelt werden. Gleiches gilt auch für den Lastfall mit kommerziell verfügbaren, beschlichteten Carbonfasern. Insgesamt lässt sich der Trend beobachten, dass sich bei der kommerziellen Faser die Gleitreibungswerte aller Beschichtungen angleichen. Die auf die Faser aufgetragene Schlichte scheint den Einfluss der Oberfläche auf den Reibwert zu reduzieren und fungiert als Zwischenmedium zwischen den beiden Reibpartnern. Bei den Topocrom Beschichtungen sind im Kontakt mit allen Fasertypen sehr geringe Faserschädigungen zu beobachten. Dabei liegen die Gleitreibungskoeffizienten im mittleren Kennwertbereich. Die Beschichtungen sind gut anwendbar, führen für den Lastfall der Umlenkungsgalette durch den Gleitreibungskoeffizienten im Mittelwert allerdings nicht zu einer maximalen Kraftübertragung. Die PACVD-Beschichtungen der Fa. SAM Coating weisen je nach Fasertyp deutlich unterschiedliche Gleitreibungskoeffizienten bzw. Faserschädigungsgrade auf. Besonders im Kontakt mit dem Precursor- Material sind die höchsten Gleitreibungskoeffizienten der Versuchsreihe zu verzeichnen. Hierbei stechen besonders die Beschichtungen S1.1 und S2.1 hervor, da bei ihnen eine hohe Kraftübertragung mit gleichzeitig geringer Faserschädigung möglich ist. Lastfall: Antriebsgalette Für den Anwendungsfall der Antriebsgalette führen die PACVD-Schichtsysteme der Fa. SAM Coating und die keramischen Schichtsysteme der Fa. Rauschert zu hohen Haftreibungskoeffizienten gegenüber dem Precursormaterial und der stabilisierten Faser (Bild 8 a). Die Haftreibung ist für die Beschichtungen R1.3 und S1.1 und S1.2, sowie S2.1 (jeweils ein ta-C-Schichtsystem) am höchsten. Weiterhin führen die Keramik- und Strukturhartchrom-Beschichtungen zu einem guten Haftreibungswert für die carbonisierte und die kommerzielle Faser (Bild 8 b). Da die Strukturhartchrom-Schichten der Fa. Topocrom faserschonend konzipiert sind, führen sie zu relativ hohen Haftreibungskoeffizienten bei gleichzeitig geringer Faserschädigung. Stahl weist trotz eines sehr niedrigen Rauheitswertes den höchsten Haftreibungswert für die carbonisierte- und kommerzielle Faser auf. Die keramische Beschichtung R1.3 der Fa. Rauschert erzeugt ebenfalls einen hohen Haftreibungswert, weist allerdings gleichzeitig eine deutlich höhere Oberflächenrauheit auf, was eine höhere Faserschädigung bedingt. Die offenporigen Strukturhartchromschichten T1.1 bis 1.3 der Fa. Topocrom besitzen gute Haftreibungswerte für die Anwendung mit carbonisierten Fasern. Im Versuchsaufbau zur Quantifizierung der Faserbrüche für den Lastfall der Antriebsbgalette wurde ein rotato- Aus Wissenschaft und Forschung 35 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0017 a) b) Bild 7: a) Gleitreibungskoeffiizient und b) Filamentbrüche der carbonisierten Faser für verschiedene Beschichtungen im Lastfall der Umlenkungsgalette TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 35 Strukturhartchrom-Schichten sind für alle Prozessstufen gut geeignet. Dies entspricht ebenfalls den Erwartungen, da die Schichtsysteme für die Anwendung an Carbonfasern konzipiert sind. Hier zeigt sich vor allem Variante T1.2 als besonders geeignet. Für den Lastfall der Antriebsgalette scheinen für die frühen Prozessstufen sowohl keramische Schichtsysteme wie R.1.3, und PACVD-Schichtsysteme, wie S1.1, S1.2 und S2.1 (jeweils ta-C) zu guten Ergebnissen zu führen. Da bei diesem Lastfall keine Relativbewegung zwischen Faser und Galette auftritt, liegen die Ergebnisse der Strukturhartchromschichten im Mittelfeld. Dies entspricht ebenfalls den Erwartungen, da diese Schichtsysteme bedingt durch ihre Oberflächentopografie für ein faserschonendes Abgleiten der Carbonfaser auf der Oberfläche und nicht für die Erzeugung hoher Haftreibungskoeffizienten konzipiert sind. Im weiteren Projektverlauf wird das Testen neuer Varianten der bis dato besten Varianten der verschiedenen Schichtsysteme angestrebt. Nach umfangreichen Tests erfolgt die Validierung der jeweils besten Varianten der verschiedenen Schichtsysteme auf einer Pilotanlage zur Carbonfaserproduktion am Institut für Textiltechnik. Danksagung Das Forschungs-Vorhaben ZF4558966AT9 der AiF Projekt GmbH, Berlin wird im Rahmen des Zentralen Innovationsprogramms Mittelstand (ZIM) vom Bundesministerium für Wirtschaft und Energie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages gefördert. Aus Wissenschaft und Forschung 36 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0017 risch gelagerte Prüfkörper verwendet (vgl. Bild 4), um keine Relativbewegung zwischen Prüfkörper und Faser zu erzeugen und nur den Einfluss der Oberfläche auf die Faserschädigung zu untersuchen. Die Versuchsergebnisse zeigen hier geringe Unterschiede zwischen den einzelnen Beschichtungen, sodass der Einfluss der Oberfläche auf die Faserschädigung als vernachlässigbar angesehen wird, solange keine Relativbewegung auftritt. Damit kann für den Lastfall der Antriebsgalette allein der Haftreibungskoeffizient zur Beurteilung herangezogen werden. Fazit und Ausblick Für den Lastfall der Umlenkungsgalette kann zusammenfassend festgehalten werden, dass für die ersten Prozessstufen (PAN-Precursor und stabilsierte Faser) insbesondere die keramischen Schichtsysteme R1.1 und R1.2 gut geeignet sind. Dies entspricht den Erwartungen, da es sich beim Precursor und bei der stabilisierten Faser um Chemiefasern handelt und in der klassischen Textiltechnik keramische Beschichtungen für Chemiefasern seit langem etabliert sind. Die PACVD Schichtsysteme S1.1 sowie S1.2 - S.1.3 ta-Cbzw. W-DLC- Schichtsysteme eignen sich dagegen eher für die späteren Prozessstufen (carbonisierte und kommerziell verfügbare, beschlichtete Carbonfaser). Dies könnte durch die relativ geringe Oberflächenrauigkeit in Kombination mit der Kohlenstoff-Basis der PACVD-Schichten bedingt sein. Da die carbonisierte und die kommerzielle Faser ebenfalls zu über 90 % aus Kohlenstoff bestehen, ist hier eine Affinität beider Werkstoffe möglich, die zu einer Adhäsion der Carbonfaser auf der Kohlenstoffoberfläche der ta-C bzw. der W-DLC Schicht führt. Die a) b) Bild 8: Haftreibungskoeffizienten für a) Precursor und b) carbonisierte Faser für den Lastfall der Antriebsgalette für verschiedene Beschichtungen TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 36 Literatur [AVK14] Witten, E. (Hrsg.); Handbuch Faserverbundkunststoffe/ Composites. 4. Auflage. - Wiesbaden: Springer Vieweg, 2014 [Ehr06] Ehrenstein, Gottfried Wilhelm; Faserverbund- Kunststoffe. 2. völlig überarbeitete Auflage. - München: Carl Hanser Verlag GmbH & Co. KG, 2006 [Mül82] Müller, D. J.; Zur Herstellung von Kohlenstoff- Fasern aus Polyacrilnitirl über die kalatitische Cyclisierung des Polymers. - Karlsruhe, Universität Karlsruhe, Dissertation [NMB14] Neitzel, Manfred; Mitschang, Peter; Breuer, Ulf; Handbuch Verbundwerkstoffe. 1. Aufl. - s.l.: Carl Hanser Fachbuchverlag, 2014 [Par18] Park, Soo-Jin; Carbon Fibers. Bd. 210. 2 nd ed. 2018. - Singapore: Springer Singapore, 2018 Aus Wissenschaft und Forschung 37 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0017 Eine Zeitschrift des Verband Schmierstoff-Industrie e. V. JETZT ONLINE LESEN! www.sus.expert SCHMIERSTOFF SCHMIERUNG Anzeige TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 37 taktpartnern, dem Schmierstoff und dem Umgebungsmedium einstellen [CZIC10]. Die Reibung im Wälzkontakt ergibt sich aus dem Schmierungszustand im Kontakt, der sich in Abhängigkeit vom Schmierstoff, der Einspritztemperatur sowie der Oberflächenrauheit und -struktur einstellt [SCHM85, KREI08, MAYE13, BAGH15, LÖPE15]. Zur Reibungsreduktion und Tragfähigkeitssteigerung von hochbelasteten Wälzkontakten wird insbesondere die Oberflächentopographie als Optimierungsparameter untersucht [MAYE13, SCHÖ13], vgl. Bild 1. Für deterministisch erzeugte Oberflächenstrukturen, z.B. durch ein Laserpolieren oder strukturieren, ergibt sich für flache Napfstrukturen ein verbessertes Einsatzverhalten hinsichtlich Reibung im Vergleich zu polierten Oberflächen [MAYE13]. Aus Wissenschaft und Forschung 38 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0018 Einleitung und Motivation Wälzkontakte, wie z.B. der Zahnflankenkontakt, sind komplexe tribologische Systeme, deren Eigenschaften sich durch die Wechselwirkungen zwischen den Kon- Wälzfestigkeit erodierter Oberflächen im Zwei-Scheiben-Zahnradanalogieversuch Dieter Mevissen, Ugur Küpper, Jens Brimmers, Thomas Bergs* Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Die Technologie der Funkenerosion hat in den letzten beiden Jahrzenten aufgrund von Fortschritten in der Leistungselektronik und der hochfrequenten Prozessregelung einen entscheidenden technologischen Schub zur Erhöhung der erzielbaren Abtragbzw. Schnittraten und zur Minimierung der thermisch beeinflussten Randzone erhalten. Gleichzeitig zeichnete sich insbesondere die Drahtfunkenerosion schon immer durch eine hohe erzielbare Geometriegenauigkeit aus. Zudem bildet sich bei der Funkenerosion infolge der einzelnen Entladepunkte eine napfförmige Oberflächenstruktur aus, die ein gezieltes Optimierungspotential hinsichtlich der tribologischen Eigenschaften im Wälzkontakt und damit der Leistungsfähigkeit bieten kann. Aus diesem Grund ist Ziel des Berichts die Kenntnis der Wälzfestigkeit von erodierten Oberflächen im Vergleich zu einer geschliffenen Referenz mit dem Fokus auf zahnradtypischen Kontaktbedingungen. Schlüsselwörter Wälzfestigkeit, EDM, Funkenerosion, Drahterodieren, Zwei-Scheiben-Kontakt, Randzonenermüdung, fertigungsbedingte Oberflächeneigenschaften, Oberflächenrauheit Contact Fatigue Strength of Eroded Surfaces in a Disk-on-Disk Analogy Test Rig Due to advances in power electronics and high-frequency process control, the technology of electrical discharge machining (EDM) has received a decisive technological boost in the last two decades to increase the achievable removal and cutting rates and to minimize the thermally influenced surface zone. At the same time, wire electrical discharge machining in particular has always been characterized by high achievable geometrical accuracy. In addition, a cup-shaped surface structure is formed in EDM as a result of the individual discharge points, which can offer targeted optimization potential with regard to tribological properties in rolling-sliding contacts. For this reason, the objective of this report is the knowledge of the contact fatigue strength of eroded surfaces in comparison to a ground reference with a focus on tribological contact conditions typical for gears. Keywords contact fatigue strength, EDM, electrical discharge machining, wire EDM, disk-on-disk contact, surface fatigue, manufacturing-related surface properties, surface roughness. Kurzfassung Abstract * Dieter Mevissen M.Sc. (federführender Autor) Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-9369-6363 Ugur Küpper M.Sc., Dr.-Ing. Jens Brimmers, Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-9203-1119 Prof. Dr.-Ing. Thomas Bergs, Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-2754-2689 Werkzeugmaschinenlabor (WZL) der RWTH Aachen, Getriebeabteilung, Lehrstuhl für Technologie der Fertigungsverfahren, Campus-Boulevard 30, 52074 Aachen TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 38 Ähnlich zur Laserbearbeitung kann auch die Funkenerosion durch die prozessinhärente Ausbildung einer Kraterlandschaft eine in tribologischer Hinsicht optimierte Oberflächenstruktur erzeugen. Ausgedehnte weiße Randzonen, Risse und Poren können bei optimierter Prozessführung gänzlich verhindert werden, sodass die Funkenerosion gerade im Prototypenbau als alternatives Fertigungsverfahren für Wälzkontakte, wie bspw. bei Verzahnungen, dienen kann [KLOC07]. Das Potential der Funkenerosion hinsichtlich der Herstellung von Verzahnungen im Prototypenbereich wurde von Bouquet et al. analysiert [BOUQ14] Demnach zeichnet sich die Funkenerosion unter den gegebenen Randbedingungen durch eine sehr gute Verzahnungsqualität in Kombination mit einer guten Oberflächenqualität im Vergleich zu einer Fräsbearbeitung bzw. Herstellung mittels Selective Laser Melting aus. Der Vorteil der Funkenerosion und insbesondere der Drahterosion gegenüber der Laserbearbeitung besteht darin, dass kein zusätzlicher Fertigungsschritt benötigt wird, sondern direkt mit dem formgebenden Fertigungsverfahren eine optimierte Oberflächenstruktur für bestimmte Anwendungen eingestellt werden kann (Bild 1). Derzeit ist die Wälzfestigkeit erodierter Oberflächen jedoch für den industriellen Einsatz unzureichend erforscht. Das Ziel dieses Berichts ist daher die Kenntnis der Wälzfestigkeit von erodierten Oberflächenstrukturen unter zahnradtypischen Kontaktbedingungen. Die Vorgehensweise zur Zielerreichung besteht aus drei Schritten. Im ersten Schritt werden das Prüfkonzept und die Prüfvarianten definiert sowie die Eigenschaften der Prüfkörper charakterisiert. Als Prüfkonzept wird ein Zwei-Scheiben-Zahnradanalogieprüfstand verwendet, um ein effizientes Screening für unterschiedlich erodierte Oberflächenstrukturen und eine kosteneffiziente Bewertung der Dauerfestigkeit für eine potentialträchtige Variante zu ermöglichen. Durch die Variation der Fertigungsparameter bei der Funkenerosion werden entsprechend unterschiedliche Oberflächeneigenschaften eingestellt, sodass für unterschiedliche Varianten die Wälzfestigkeit ermittelt und ein Optimierungspotential abgeleitet werden kann (Schritt 2: Screening-Untersuchungen). Dabei wurde die resultierende Oberflächenstruktur aus dem Funkenerosionsprozess gezielt auf die Anforderungen an das Einsatzverhalten des Bauteils eingestellt und auf eine zusätzliche Oberflächenveredelung als finalem Fertigungsschritt (z.B. chemisches Gleitschleifen oder Laserstrukturieren) verzichtet. Aufbauend auf den Screening-Untersuchungen erfolgt die Ermittlung der Dauerfestigkeit der besten erodierten Variante im Vergleich zu einer geschliffenen Referenz. Anhand der Versuchsergebnisse kann die Wälzfestigkeit erodierter Oberflächen im Wöhlerdiagramm vergleichend zu einer Referenz bewertet werden. Prüfstand, Prüfkörper und Messgeräte Zur Ermittlung der Wälzfestigkeit der erodierten Oberflächen wurden Untersuchungen auf dem WZL-Zwei- Scheiben-Wälzfestigkeitsprüfstand durchgeführt, Bild 2. Der Zwei-Scheiben-Kontakt ist ein Analogieversuch und überführt den tribologischen Beanspruchungszustand im Zahnflankenkontakt auf eine Ersatzgeometrie in Form von zwei Scheiben [KLOC17]. Der Prüfkörper ist zylindrisch ausgeführt (d 1 = 42 mm), während der Gegenkörper einen Balligkeitsradius (R bal = 166 mm) in axialer Richtung aufweist, um bei den technischen Prüfstandsgegebenheiten schädigungsrelevante Pressungen aufbringen zu können [GOHR82, STRE97]. Der Antrieb des Prüfsystems erfolgt über einen Elektromotor und einen Riementrieb. Der Schlupf von s 1 = -28 % wird über ein Schlupfgetriebe realisiert. Die Aufbringung der Prüflast erfolgt über einen hydraulischen Druckzylinder in Kombination mit einem Hebelsystem realisiert. Die Aus Wissenschaft und Forschung 39 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0018 Vorgehensweise 2. Screening-Untersuchung im Bereich der Zeitfestigkeit zur Bewertung unterschiedlich erodierter Oberflächen 3. Durchführung von Wälzfestigkeitsuntersuchungen im Bereich der Dauerfestigkeit (Wöhlerverhalten) 1. Definition der Prüfvarianten und Charakterisierung der Prüfkörper Kenntnis der Wälzfestigkeit von unterschiedlich erodierten Oberflächenstrukturen Ziel Motivation Kontinuierliche Optimierung der Wälzfestigkeit zur Steigerung der Leistungsdichte Verbesserung durch gezielt strukturierte Oberflächen Potential erodierter Oberflächen aufgrund einer prozessinhärenten napfförmigen Oberflächenstruktu Verkürzung der Fertigungskette Zoom 100 m 20 m Erodierte Oberflächenstruktur Bild 1: Motivation, Zielsetzung und Vorgehensweise TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 39 duktivität im Vergleich zu anderen Arbeiten gesteigert werden Die Erfassung der Oberflächentopografie im Ausgangszustand und nach dem Experiment erfolgte mit einem taktilen Oberflächenmessgerät der Firma JENOPTIK Industrial Metrology Germany GmbH vom Typ Hommel etamic nanoscan 855. Die verwendete Tastspitze wies einen Spitzenradius von r sp = 5 µm mit einem Kegelwinkel von γ = 60° auf. Die Auswertung der Rauheitskennwerte erfolgte nach DIN EN ISO 4288 mit einer Grenzwellenlänge λ c = 0,8 mm [ISO98]. Zudem wurde bei der Auswertung ein kurzwelliger Profilfilter λ s = 2,5 µm zur Reduktion des Rauscheinflusses angewendet. Aufgrund der begrenzten Kontaktbreite (Punktkontakt) wurden anstelle der empfohlenen fünf Einzelmessstrecken nur drei Einzelmessstrecken ausgewertet, sodass die Gesamtmessstrecke für die Auswertung inklusive des Cut-Offs l ges = 3,2 mm betrug. Vorstudie zur Wälzfestigkeit unterschiedlich erodierter Oberflächen Zur Bewertung der Wälzfestigkeit wurden Untersuchungen auf einem Zwei-Scheiben-Zahnflankenanalogieprüfstand durchgeführt. Im Zwei-Scheiben-Prüfstand werden die tribologischen Kontaktbedingungen für einen Punkt entlang der Eingriffstrecke im Zahnflankenkontakt durch zwei aufeinander abwälzende Scheiben nachgebildet [KLOC17]. Im ersten Schritt wurde ein Screening im Bereich der Zeitfestigkeit durchgeführt, um die Wälzfestigkeit der Randzone für unterschiedliche Bearbeitungsstrategien im EDM-Prozess zu bewerten. Neben einer konventionellen geschliffenen Referenzvariante wurden vier Varianten mittels EDM hergestellt. Die Variation der Randzoneneigenschaften, insbesondere der Oberflächenrauheit und der Dicke der weißen Randschicht, erfolgte über die Anzahl an Schlichtschnitten, Aus Wissenschaft und Forschung 40 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0018 Schmierölzuführung erfolgt mittels einer temperaturgeregelten Einspritzschmierung (T = 90 °C, FVA3A 4 % Anglamol). Zur Herstellung der Prüfkörper wurde eine klassische Fertigungsprozesskette für einsatzgehärtete Bauteile durchlaufen (Weichbearbeitung, Härten, Hartbearbeitung). Am fertigen Bauteil lag für eine Grenzhärte von 550 HV1 eine Einsatzhärtetiefe von CHD 550HV1 = 1,1 mm vor. Für die Bearbeitung der geschliffenen Prüfflächen durch den Prozess des Außenrund-Umfangs-Querschleifens zwischen Spitzen wurde eine Schleifscheibe der Spezifikation 89A 802 J 5A V217 mit den Abmessungen 500 x 60 x 203,2 der Firma Tyrolit verwendet. Die Umfangsgeschwindigkeit des Werkstücks und der Schleifscheibe betrug v w = 0,4 m/ s bzw. v c = 40 m/ s. Insgesamt wurde im Schrupp- und Schlichtvorgang ein radiales Aufmaß von q = 0,1 mm zerspant. Die Ausfunkzeit betrug t = 2 s. Die erodierten Prüfkörper wurden auf einer wasserbasierten Makino U6 H.E.A.T. mit einem t = 0,25 mm dicken Messingdraht bearbeitet, vgl. Bild 1. Der Draht wurde dabei tangential an die Prüffläche angelegt, sodass ein Punktkontakt für den Erodierprozess entstand, vgl. Bild 2. Zum Einspannen und Rotieren der Wellen wurde eine Indexierspindel der Firma Carl Hirschmann eingesetzt. Dazu wurden die an den Lagersitzen geschliffenen Wellen einseitig gespannt und mithilfe von Rundlaufmessungen an zwei Referenzflächen ausgerichtet. Da das Einsatzverhalten unterschiedlicher erodierter Oberflächengüten untersucht werden sollte, wurde eine Technologie mit einem Hauptschnitt (HS) und sieben Nachschnitten (NS) entwickelt. Weitere Schlichtoperationen zeigten keine Verbesserung der Oberflächenqualität. Im Gegensatz zu anderen Arbeiten wurde die Technologie mit einer geregelten Vorschubgeschwindigkeit entwickelt. Dadurch konnten auch Wellen mit leicht unterschiedlichen Durchmessern bearbeitet und die Pro- Zwei-Scheiben-Wälzfestigkeitsprüfstand a = 42,05 mm F N,max = 16 kN n 1 = 3000 min -1 s 1 = -80 … 45 % Q Öl,max = 5 l/ min T Öl,max = 120 °C 1 Prüfwelle 2 Gegenwelle 3 Druckzylinder 4 Andruckhebel 5 Prüfgehäuse 6 Antriebsmotor 7 Schlupfgetriebe 8 Druckspeicher 9 Hydraulikaggregat 10 Schmierung 6 7 8 9 10 2 1 4 3 5 Kontaktgeometrie Punktkontakt d 1/ 2 = 42 mm R bal = 166 mm Funkenerosion der Zwei-Scheiben-Prüfkörper Fertigungsaufbau Drahtfunkenerosion Punktkontakt Kontinuierliche Rotation des Prüfkörpers Draht Prüffläche Rotation Punktkontakt Messuhr 1 Messuhr 2 Justierschrauben Prüfkörper Bild 2: WZL-Zwei-Scheiben-Wälzfestigkeitsprüfstand und Fertigungsaufbau beim Drahterodieren TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 40 vgl. Tabelle 1. Die Oberflächenrauheit der Referenzvariante wurde mit Ra = 0,3 µm gegenüber den EDM- Varianten niedriger gewählt, weil bei höherer Rauheit neben Grübchen auch Graufleckigkeit aufgetreten ist, sodass aufgrund der Überlagerung unterschiedlicher Schadensarten keine eindeutige Bewertung möglich war. Die Versuchsbedingungen wurden auf Basis grübchenkritischer Kontaktbedingungen im Zahnflankenkontakt einer Prüfverzahnung definiert [GOHR82, STRE97], vgl. Bild 3 links. Vor dem Versuch wurde ein Einlauf zur Einglättung der Oberflächen mit p H,Einlauf = 1100 MPa für N Einlauf = 1,8 ·10 5 Lastwechsel (LW) durchgeführt. Die Prüflast von p H = 2600 MPa wurde durch Voruntersuchungen so gewählt, dass die Lastwechselzahl bis zum Schaden für die Referenzvariante ca. 25 ·10 6 LW betrug. Die Eigenschaften des geschliffenen Gegenkörpers wurden für alle Versuche mit einer Rauheit von Ra = 0,19 ± 0,05 µm konstant gehalten. In Bild 3 oben werden die Versuchsergebnisse für die unterschiedlichen EDM-Varianten im Vergleich zur geschliffenen Referenzvariante dargestellt. Für jede Variante wurden zur statistischen Absicherung drei Versuche durchgeführt (Streubalken: Minimum/ Maximum). Für die drahterodierten Varianten ist die Lastspielzahl bis zum Grübchenschaden durchschnittlich geringer, wobei berücksichtigt werden muss, dass auch die Rauheit der geschliffenen Variante im Ausgangszustand geringer war als die Rauheit der EDM-Variante mit den meisten Nachschnitten (EDM0.4). Entsprechend der Erwartungshaltung aus dem Stand der Technik erreicht die Variante EDM0.4 mit der geringsten Ausgangsrauheit die höchste Lastspielzahl aller EDM- Varianten. Mit steigender Ausgangsrauheit sinkt die Lastspielzahl degressiv, wobei die Variante EDM1.5 unter Berücksichtigung der Streuung eine vergleichbare Lastspielzahl wie die Variante EDM0.5 erreicht. Es ist jedoch zu erkennen, dass für die höchste Ausgangsrauheit (EDM1.5) die Streuung zunimmt. Die ersten drei EDM-Varianten weisen eine niedrigere Streuung auf als die geschliffene Referenz. Zur Festigung dieser Tendenz sind jedoch zusätzlich Versuche zur statistischen Absicherung notwendig. Für einen besseren Verständnisaufbau wurden die Schadensbilder und die Veränderung der Kontaktgeometrie analysiert, vgl. Bild 3 mittig. Alle Varianten fallen durch ein muschelförmiges Grübchen in der Mitte der Laufbahn aus, was dem Stand der Technik entspricht. Der Grübchenausbruch kann in die zwei Bereiche der Ermüdungszone (1) und Restgewaltbruchzone (2) unterteilt werden [BREC17]. Zudem wurde die Veränderung der Kontaktgeometrie anhand von Profilmessungen beider Scheiben vor und nach dem Versuch ausgewertet, Bild 4 unten. Die Ausrichtung erfolgt anhand von Referenzpunkten außerhalb der Laufbahn, wobei der Ausgangszustand der Prüfwelle hellblau und der Endzustand dunkelblau dargestellt wird. Für die Gegenwelle ist es andersrum (dunkel- / hellgrau). Entsprechend den Schadensbildern ist für die Aus Wissenschaft und Forschung 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0018 Kontaktgeometrie d 1/ 2 = 42,05 mm b 1/ 2 = 14 mm R bal = 166 mm Prüfbedingungen p H,soll = 2600 MPa s 1 = -28 % n = 3000 min -1 Q Öl = 1,5 l/ min T Öl,in = 90 C Öl: FVA3 A 4% Erläuterung Grübchen Punktkontakt Kontaktgeometrie Schaden: Grübchen 2 mm Zoom Ermüdungszone(1) Gewaltbruch (2) F R 0 10 20 30 40 REF0.3 EDM0.4 EDM0.5 EDM0.9 EDM1.5 Lastwechsel / 10 6 geschliffen min/ max 50 µm 9 mm Prüfkörper Bild 3: Ergebnisse der Screening-Untersuchungen Variante REF0.3 EDM0.4 EDM0.5 EDM0.9 EDM1.5 # Schlichtschnitte geschliffen 7 4 3 2 Rauheit Ra / µm 0,3 0,4 0,5 0,9 1,5 Dicke weiße Schicht d / µm keine 2 2,4 2,8 3,9 Tabelle 1: Versuchsvarianten für die Voruntersuchungen zur Wälzfestigkeit erodierter Oberflächen TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 41 Ausgangszustand nahezu vollständig durch die Wälzbeanspruchung eingeglättet, wobei auf der Oberfläche einzelne Vertiefungen (Fehler) verbleiben. Die Anzahl an Vertiefungen/ Fehlern auf der Oberfläche nimmt mit der Ausgangsrauheit zu. Abschließend wurde der Eigenspannungszustand unterhalb der Oberfläche in einer Tiefe von t = 5 µm gemessen und vergleichend dargestellt (Bild 4 unten). Nach dem Erodieren stellt sich entsprechend der Erwartung in der Randzone ein Zugeigenspannungszustand ein. Der Betrag der Zugeigenspannung ist dabei nahezu unabhängig von der Anzahl der Nachschnitte (Oberflächenrauheit). Demgegenüber sind die Eigenspannungen bei der Referenzvariante im Ausgangszustand entsprechend der Prozesscharakteristik negativ. Nach dem Prüflauf weisen alle Varianten negative Eigenspannungen mit einem ähnlichen Betrag auf. Insbesondere für die erodierten Oberflächen werden die positiven Eigenspannungen infolge der Druckbeanspruchung im Wälzkontakt vom Zugin den Druckbereich umgewandelt. Wälzfestigkeit erodierter Oberflächen zu einer geschliffenen Referenzoberfläche Aufbauend auf den Screening-Untersuchungen wurde die Grübchendauerfestigkeit für die beste drahterodierte Variante (EDM0.4) vergleichend zur geschliffenen Referenzvariante anhand des Treppenstufenverfahrens ermittelt. Für jede Variante wurden dazu mindestens 7 Versuche in die Treppenstufe eingeordnet. Für beide Varianten liegt das untere und obere Lastniveau der Treppenstufe bei p H,unten/ oben = 1900 / 2100 MPa, sodass sich ein Dauerfestigkeitsniveau mit einer Hertzschen Pressung von p H,dauer = 2000 bzw. 2010 MPa ergibt. Unter Berücksichtigung der Konfidenzintervalle ist die Dauerfestigkeit der erodierten Oberfläche somit gleich zur geschliffenen Referenz. Aus Wissenschaft und Forschung 42 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0018 Referenzvariante keine Veränderung der Kontaktgeometrie erkennbar. Für die EDM-Varianten ist ein ausgeprägtes Einlaufverhalten im Bereich der äußeren Randzone für die Prüfwellen zu erkennen. Die Veränderung der Prüfwelle ist umso ausgeprägter, je höher die Ausgangsrauheit bzw. je dicker die weiße Schicht ist. Für die Variante EDM1.5 ist im Vergleich zu allen anderen Varianten zudem eine Veränderung der Gegenwellen zu erkennen, sodass bei der höchsten Rauheit eine Grenze hinsichtlich Verschleiß am Gegenkörper überschritten wurde. Zur Analyse des Einlaufverhaltens wurden die Oberflächen mittels REM-Aufnahmen, die Oberflächenrauheit und die Eigenspannung vor und nach dem Prüflauf analysiert, vgl. Bild 4. Die Oberflächenrauheit vor dem Prüflauf entspricht dem Versuchsplan und damit der Rauheit aus dem finalen Bearbeitungsschritt beim Erodieren. Nach dem Prüflauf reduziert sich der Ra-Wert für alle Varianten infolge der Normalkraftübertragung. Unabhängig von der Ausgangsrauheit ist die Rauheit nach dem Prüflauf für die erodierten Varianten unter Berücksichtigung der Streuung nahezu gleich, wodurch das ausgeprägte Einlaufverhalten (vgl. Profilmessungen in Bild 3) bestätigt wird. In Bezug auf die Wälzfestigkeit korreliert der Ra-Wert nach dem Prüflauf mit der Lastspielzahl bis zum Grübchenschaden, was dem Stand der Technik entspricht [PREX90, VOLG91]. Somit ist zu beachten, dass für die erodierte Oberfläche höhere Rauheiten nach der Fertigung zugelassen werden können, um die gleiche Wälzfestigkeit zu erreichen. Das Einlaufverhalten wurde tiefergehend anhand von REM-Aufnahmen bewertet, Bild 4 mitte. Bei der geschliffenen Referenz bleibt die Riefenstruktur aus dem Außenrundquerschleifprozess nach dem Einlauf erhalten, wobei die Einglättung durch eine Deformation der Rauheitsspitzen erfolgt. Bei den erodierten Oberflächen wird die prozessbedingte, kraterförmige Struktur im Prüfbedingungen p H,soll = 2600 MPa s 1 = -28 % n = 3000 min -1 Q Öl = 1,5 l/ min T Öl,in = 90 C Öl: FVA3 A 4% Gehärtetes Gefüge Legende vor Prüflauf nach Prüflauf Eigenspng. Axial / MPa REM Aufnahmen Rauheit Ra / m 0,0 0,5 1,0 1,5 REF0.3 EDM0.4 EDM0.5 EDM0.9 EDM1.5 min/ max -600 -400 -200 0 200 400 REF0.3 EDM0.4 EDM0.5 EDM0.9 EDM1.5 m 40 m 10 m Bild 4: Weiterführende Analyse der Screening-Untersuchungen TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 42 In Bild 5 werden alle Versuchspunkte im Wöhlerdiagramm aufgetragen. Für beide Varianten ist Wöhlerverhalten erkennbar. Die höhere Lastspielzahl der Referenzvariante im Screening konnte im Bereich der Dauerfestigkeit somit nicht bestätigt werden. Für beide Varianten ergibt sich eine vergleichbare Versuchsstreuung. Hinsichtlich der Veränderung über der Versuchsdauer unterscheiden sich beide Varianten, vgl. Verschleißanalyse Bild 5. Analog zu Bild 4 wurde die Kontaktgeometrie für die Verschleißanalyse vor dem Versuch und am Ende gemessen und zueinander ausgerichtet. Bei der geschliffenen Referenz ist die Laufbahn weitestgehend intakt, wobei einzelne Versuche den Beginn von Mikroausbrüchen zeigen, vgl. Referenz Bsp. 2. Demgegenüber findet bei der drahterodierten Variante für alle Versuche genau wie im Screening ein ausgeprägter Einlauf statt, der die thermisch beeinflusste Randzone (weiße Schicht) umfasst. Nach Abschluss dieses Einlaufs ist für einen Großteil der Versuche keine Veränderung über die gesamte Versuchsdauer mehr zu erkennen, vgl. Variante EDM0.4 Bsp. 1. Bei einzelnen Versuchen der drahterodierten Variante tritt jedoch ein kontinuierlicher Verschleiß auf (Bsp. 2), sodass sich die Kontaktgeometrie und damit die Pressung während des Versuchs verändern. Grund für den Verschleißbeginn kann eine prozessbedingte, lokale Beeinflussung der Randzone sein, die nur bei einzelnen Prüfkörpern aufgetreten ist. Zur Klärung des unterschiedlichen Verschleißverhaltens zwischen den Varianten und zwischen einzelnen Prüfkörpern der gleichen EDM-Variante besteht weiterer Forschungsbedarf. Zusammenfassend kann jedoch festgehalten werden, dass eine erodierte Oberfläche ähnliche Wälzfestigkeitseigenschaften aufweist wie eine geschliffene Referenzvariante, wobei zu beachten ist, dass aufgrund eines ausgeprägten Einlaufverhaltens im Bereich der weißen Schicht eine höhere Rauheit nach der Endbearbeitung durch die Funkenerosion zugelassen werden kann. Für die Auslegung erodierter Wälzkontakte sollte daher die Veränderung der Oberflächenrauheit durch die Belastung berücksichtigt werden. Zusammenfassung: Die Technologie der Funkenerosion hat in den letzten beiden Jahrzenten aufgrund von Fortschritten in der Leistungselektronik und der hochfrequenten Prozessregelung einen entscheidenden technologischen Schub zur Erhöhung der erzielbaren Abtragbzw. Schnittraten und zur Minimierung der thermisch beeinflussten Randzone erhalten. Gleichzeitig zeichnete sich insbesondere die Drahtfunkenerosion schon immer durch eine hohe erzielbare Geometriegenauigkeit aus. Zudem bildet sich bei der Funkenerosion infolge der einzelnen Entladepunkte eine napfförmige Oberflächenstruktur aus, die ein gezieltes Optimierungspotential hinsichtlich der tribologischen Eigenschaften im Wälzkontakt und damit der Leistungsfähigkeit bieten kann. Zur Reibungsreduktion und Tragfähigkeitssteigerung hochbelasteter Wälzkontakte haben vergangene Untersuchungen gezeigt, dass sich für deterministisch erzeugte Oberflächenstrukturen mit flachen Napfstrukturen, z.B. durch ein Laserpolieren oder -strukturieren, ein verbessertes Einsatzverhalten hinsichtlich Reibung im Vergleich zu polierten Oberflächen einstellt. Aus diesem Grund wird in diesem Bericht die Wälzfestigkeit erodierter Oberflächen tiefergehend analysiert. Das Ziel des Berichts ist die Kenntnis der Wälzfestigkeit von erodierten Oberflächen im Vergleich zu einer geschliffenen Referenz mit dem Fokus auf zahnradtypischen Kontaktbedingungen. Als Prüfkonzept wird ein Zwei-Scheiben-Zahnradanalogieprüfstand verwendet, um ein effizientes Screening für unterschiedlich erodierte Oberflächenstrukturen und eine kosteneffiziente Bewertung der Dauerfestigkeit für eine potentialträchtige Variante zu ermöglichen. Als Referenz wird eine geschliffene Oberflächenstruktur hinsichtlich Wälzfestigkeit untersucht. Neben den Grübchenuntersuchungen im Bereich der Zeit- und Dauerfestigkeit mit einer tiefergehenden Schadensanalyse werden umfangreiche Unter- Aus Wissenschaft und Forschung 43 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0018 N G 10 6 10 7 Verschleißanalyse (p H = 2100 Mpa) Zwei-Scheiben-Versuch d 1/ 2 = 42,05 mm b = 14 mm R bal1/ 2 = p H = variabel s 1 = -28 % n 1 = 3000 min -1 Q Öl = 1,5 l/ min T Öl,ein = 90 C Öl: FVA 3A 4% Anglamol Prüfvariantenvarianten Referenz REF: geschliffen - Ra = 0,2 - 0,3 µm Variante EDM0.4: drahterodiert - Ra = 0,4 - 0,5 µm - 7 Schlichtschnitte 1600 Hertzsche Pressung p H / MPa 2000 2200 2400 2600 10 8 Referenz: geschliffen Drahterodiert EDM0.4 Ohne Verschleiß Beginn Mikro- Ausbrüche Einlaufverschleiß Kontinuierlicher Verschleiß Bruch Durchläufer REF: p H,dauer = 2010 MPa EDM0.4: p H,dauer = 2000 MPa Bsp. 1 Bsp. 2 Bsp. 1 Bsp. 2 Bild 5: Ergebnisse der Wälzfestigkeitsuntersuchungen im Bereich der Dauerfestigkeit TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 43 Analogieversuche. Diss. RWTH Aachen University, 1982 [ISO98] Norm DIN EN ISO 4288 (April 1998) Regeln und Verfahren für die Beurteilung der Oberflächenbeschaffenheit. [KLOC07] Klocke, F.; König, W.: Fertigungsverfahren 3. Abtragen, Generieren Lasermaterialbearbeitung. Bd. Nr. 3, 4. Aufl. Berlin: Springer, 2007 [KLOC17] Klocke, F.; Brecher, C.: Zahnrad- und Getriebetechnik. Auslegung - Herstellung - Untersuchung - Simulation. 1. Aufl. München: Carl Hanser, 2017 [KREI08] Kreil, O.: Einfluss der Oberflächenstruktur auf Druckverteilung und Schmierfilmdicke im EHD- Kontakt. Diss. TU München, 2008 [LÖPE15] Löpenhaus, C.: Untersuchung und Berechnung der Wälzfestigkeit im Scheiben- und Zahnflankenkontakt. Diss. RWTH Aachen University, 2015 [MAYE13] Mayer, J.: Einfluss der Oberfläche und des Schmierstoffs auf das Reibungsverhalten im EHD-Kontakt. Diss. TU München, 2013 [PREX90] Prexler, F.: Einfluss der Wälzflächenrauheit auf die Grübchenbildung vergüteter Scheiben im EHD-Kontakt. Diss. TU München, 1990 [SCHM85] Schmidt, U.: Die Schmierfilmbildung in elastohydrodynamisch beanspruchten Wälzkontakten unter Berücksichtigung der Oberflächenrauheit. Diss. Universität Hannover, 1985 [SCHÖ13] Schönecker, C.: Flow Phenomena at Microstructured Surfaces. Diss. TU Darmstadt, 2013 [STRE97] Strehl, R.: Tragfähigkeit von Zahnrädern aus hochfesten Sinterstählen. Diss. RWTH Aachen University, 1997 [VOLG91] Volger, J.: Ermüdung der oberflächennahen Bauteilschicht unter Wälzbeanspruchung. Diss. RWTH Aachen University, 1991 Aus Wissenschaft und Forschung 44 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0018 suchungen der Randzone durchgeführt, um zum einen die Auswirkungen der Prozessparameter auf die Randzoneneigenschaften bewerten zu können und zum anderen potentielle Ursachen für eine verbesserte oder verschlechterte Wälzfestigkeit im Vergleich zur Referenzvariante zu ermitteln. Abschließend wird auf Basis der Ergebnisse eine Empfehlung für die Nutzung von erodierten Oberflächen im Wälzkontakt hinsichtlich Grübchen gegeben. Danksagung Gefördert durch die Deutsche Forschungsgemeinschaft (DFG) - 387674136 Literatur [BAGH15] Bagh, A.: Auslegung PVD-beschichteter Stirnräder. Diss. RWTH Aachen University, 2015 [BOUQ14] Bouquet, J.; Hensgen, L.; Klink, A.; Jacobs, T.; Klocke, F.; Lauwers, B.: Fast production of gear prototypes - a comparison of technologies. In: Procedia CIRP, 14. Jg., 2014, S. 77-82 [BREC17] Brecher, C.; Löpenhaus, C.; Goergen, F.; Mevissen, D.: Crack Propagation Analysis of Pitting Damages of High-Strength Material Systems in Gear Applications. In: Proceedings of International Conference on Gears 2017. Garching, 13. - 15. September 2017. Düsseldorf: VDI Verlag, 2017 [CZIC10] Czichos, H.; Habig, K.-H.: Tribologie-Handbuch. Tribometrie, Tribomaterialien, Tribotechnik. 3. Aufl. Wiesbaden: Vieweg+Teubner, 2010 [GOHR82] Gohritz, A.: Ermittlung der Zahnflankentragfähigkeit mittlerer und grosser Getriebe durch Linguistik \ Liter Slawistik \ Skan \ Gesundheit \ R schaft \ Linguist schaft \ Slawisti \ Sport \ Gesun wissenschaft \ L wissenschaft \ S philologie \ Spo Fremdsprachend \ VWL \ Maschin schaften \ Sozio Bauwesen \ Frem TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 44 Anzeige 45 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenscha Slawistik \ 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 schaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwiss schaft \ 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 wissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Spra wissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ A philologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwese Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourism \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwiss schaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglisti Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtsch BUCHTIPP Josef Kolerus, Edwin Becker Condition Monitoring und Instandhaltungsmanagement 1. Auflage 2021, ca. 840 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_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 45 konsortiums alle erforderlichen Kompetenzen vorhanden. Nachdem die Prozessanforderungen ermittelt waren, folgte zunächst eine iterative Entwicklung der Walzwerkzeuge und daran anschließend der Verfahrensparameter, gefolgt von Versuchen an Analogie- und Realbauteilen. Das Hartwalzen ist ein umformendes Fertigungsverfahren. Dabei werden gehärtete Bauteilbereiche mittels eines Walzkörpers im Kontaktbereich plastifiziert und umgeformt. Die Zielstellung ist sowohl die Kaltverfestigung und das Einbringen von Druckeigenspannungen in die Randzone, als auch die Glättung der Oberfläche, was in einer Lebensdauersteigerung wälzbelasteter Funktionsflächen resultiert. Aus Wissenschaft und Forschung 46 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0019 1 Einleitung Dass die Lagerringe von Wälzlagern durch die Prozessfolge Hartdrehen und Hartwalzen mit einem speziell darauf abgestimmten Hartwalzverfahren eine deutlich längere Lebensdauer erreichen, hat die HEGENSCHEIDT-MFD GmbH in dem dreijährigen Forschungsprojekt »Hartwalzen von Lagerringen« (Förderkennzeichen EFRE-0800344) in enger Zusammenarbeit mit weiteren Projektpartnern gezeigt. Das Hartwalzen bietet damit gegenüber der herkömmlichen Prozesskette zur Hartbearbeitung eine ressourcenschonende und kostengünstige Alternative. Die längere Lebensdauer der Lager trägt zu einer weiteren Effizienzsteigerung bei und verringert die Kosten daher nicht nur für den Hersteller, sondern auch für den Anwender; sei es bei der Vermeidung von Frühausfällen von Produktionsmaschinen oder zur Verlängerung von Wartungsintervallen beispielsweise in der Energieversorgung. Von der Werkzeug- und Verfahrensentwicklung bis hin zum fertigen Wälzlager waren innerhalb des Projekt- Hartwalzen zur Festigkeitssteigerung wälzbelasteter Funktionsflächen Helmut Hochbein, Sascha Appelt* Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Die Lebensdauer wälzbelasteter Funktionsflächen wird durch Ermüdungserscheinungen, bzw. unzureichende Trennung der Wälzpartner bei Mangelschmierung begrenzt. Diesen Versagensmechanismen kann durch Hartwalzen und somit das Einbringen von Druckeigenspannungen in die Randzone entgegengewirkt werden, was u.a. Wartungsintervalle von Produktions- oder Energieerzeugungsanlagen verlängern kann. Schlüsselwörter Hartwalzen, Oberflächentechnik, Wälzlager, Effizienzsteigerung Hard Rolling for Increasing the Strength of Functional Surfaces subjected to Rolling Loads The service life of functional surfaces subjected to rolling loads is limited by fatigue or insufficient separation of the rolling partners in the event of inadequate lubrication. These failure mechanisms can be counteracted by hard rolling and thus the introduction of residual compressive stresses into the border zone, which can, among other things, extend maintenance intervals of production or power generation plants. Keywords hard rolling, surface technology, roller bearings, efficiency improvement Kurzfassung Abstract * Dr.-Ing. Helmut Hochbein Sascha Appelt HEGENSCHEIDT-MFD GmbH Hegenscheidt Platz, 41812 Erkelenz TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 46 Die Vorteile des Hartwalzverfahrens liegen in seiner Wirtschaftlichkeit und Ressourceneffizienz, da eine einfache Integration in bestehende Fertigungslinien bei kurzer Bearbeitungszeit und geringen Energiebedarfen möglich ist. Die hohe Varianz der speziell angepassten Walzwerkzeuge und Prozessparameter ermöglichen zudem die Bearbeitung einer Vielzahl unterschiedlichster Wälzlager- Varianten. Zur Nutzung des Verfahrens bei Wälzlagern liegen derzeit nur vereinzelt Ansätze vor, obwohl die Wälzlagerindustrie ein hohes Anwendungspotenzial für den Einsatz des Hartwalzens bietet. Wälzlager gehören zu den am häufigsten eingesetzten Maschinenelementen und beeinflussen oft das Betriebsverhalten und die Lebensdauer von Produktionsmaschinen und -anlagen wesentlich. 2 Motivation Das Verfahren ist schematisch im Bild unten dargestellt (Bild 1). Der Walzkörper erzeugt durch die Normalkraft eine Kontaktpressung, die zu einer plastischen Umformung der Werkstückoberfläche führt und das Rauheitsprofil einebnet sowie zusätzliche Druckeigenspannungen im Randbereich induziert. Nachweislich erhöhen solche Druckeigenspannungen die Lebensdauer von Wälzlagern, was bereits in einigen unterschiedlichen Studien nachgewiesen worden ist. Die Druckeigenspannungen wirken dem Rissfortschritt im Wälzkontakt entgegen und tragen damit zu einer Erhöhung des Widerstandes gegen Oberflächenzerrüttung und einer Verbesserung der Wälzfestigkeit bei. Die Glättung der Oberfläche wirkt einer Mangelschmierung entgegen (Bild 2). Die Induzierung von Druckeigenspannungen in Lagerringen erfordert die Entwicklung eines neuen Werkzeugkonzeptes, da keines der bestehenden die Zugänglichkeit des Werkzeuges bietet. 3 Walzverfahren und Werkzeugentwicklung Für das Hartwalzverfahren wurde durch die HEGEN- SCHEIDT-MFD GmbH ein geeignetes variables Werkzeug entwickelt, das im Vorschub-Walzverfahren eingesetzt wird. Hierbei werden relativ kleine Walzkörper verwendet. Über einen definierten Vorschub wird die Kontur des Lagerringes mit dem Walzkörper abgefahren. So können sehr flexibel die üblich vorkommenden Laufbahnkonturen bearbeitet werden. Die kraftbasierte Lagerung in mehreren Raumachsen, sowie das variable Werkzeugdesign, ermöglichen die Bearbeitung unterschiedlichster Ausführungen von Innensowie Außenringen. Die robuste und langlebige mechanische Aus- Aus Wissenschaft und Forschung 47 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0019 Bild 1: Schematische Darstellung des Hartwalzverfahrens Bild 2: Verteilung des Schmierfilms bei unterschiedlichen Oberflächencharakteristika TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 47 Das Messprotokoll (Bild 5) zeigt, dass die Lagerlaufbahnen gleichmäßig gut geglättet werden, was auch die gleichmäßige Erzeugung der Druckeigenspannungen beinhaltet. Die generierte Formtreue entspricht den gängigen Anforderungen der Wälzlagerindustrie. 7 Potentielle Werkstücke Prinzipiell kann das Hartwalzen mit der neu entwickelten Werkzeug-Basis und den davon abgeleiteten Werkzeugvarianten für alle Wälzlagerlaufbahnen angewendet werden. Auch bei Linearlagern und -Führungen sowie Kugelrolleinheiten und dergleichen. Zudem kann es bei komplexeren Baueinheiten mit integrierten Wälzkörperlaufbahnen und bei den entsprechend behandelten Bauteilen für erhebliche Leistungssteigerungen sorgen. 8 Zusammenfassung Der Nutzen des Oberflächenwalzens von Lagerlaufbahnen wurde zwar schon mehrfach in unterschiedlichen Studien nachgewiesen, aber bislang noch nicht serienmäßig umgesetzt, da geeignete Verfahrens- und Werkzeugkonzepte für die Bearbeitung typischer Lagergeometrien bisher gefehlt haben. Das von HEGENSCHEIDT-MFD entwickelte Hartwalzverfahren für Wälzlagerlaufbahnen schließt diese Lücke. Die variablen Gestaltungsmöglichkeiten erlauben eine Anwendung bei einer Vielzahl unterschiedlichster Bauformen von Wälzlagereinheiten. Die integrierten Schnittstellen zur Prozessüberwachung, sowie die robuste und langlebige Gestaltung der Walz- Aus Wissenschaft und Forschung 48 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0019 führung der Walzköperlagerung benötigt keine Zusatzmedien. Zudem besteht über Schnittstellen die Möglichkeit der Prozessüberwachung und somit einer ressourcenschonenden Anpassung der Bearbeitungsaufgabe. 4 Experimentelle Untersuchung Die ersten Untersuchungen erfolgten an Axiallagerscheiben als einfache Probenkörper, die eine hohe Reproduzierbarkeit und damit Vergleichbarkeit der Bearbeitung ermöglichten. Die Charakterisierung umfasste zum einen Merkmale wie Geometrie, Oberflächengüte und Form- und Lagetoleranzen, zum anderen die Randzoneneigenschaften wie Eigenspannungen und Härteprofil. Anhand der Analogiebauteile wurde nachgewiesen, dass induzierte Druckeigenspannungen zu einer signifikanten Lebensdauererhöhung führen. 5 Lebensdaueruntersuchungen Die Ergebnisse von Versuchen mit realen Wälzlagern sind im nachfolgenden Bild dargestellt (Bild 3). Bei Setzung der Ergebnisse von standardmäßig hartgedrehten Proben als Referenz zu 1 ergibt sich durch das Verfahren Hartwalzen nach derzeitigem Stand eine Steigerung der Lebensdauer um den Faktor 3,2. 6 Walzergebnisse Beispielhaft deutlich erkennbare Verbesserung der Oberflächen-Rauigkeiten (Bild 4). Bild 3: Lebensdauersteigerung hartgewalzter Wälzlagerringe TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 48 körperlagerung, gewährleisten eine präzise Platzierung der erforderlichen Walzkräfte. Die bisher durchgeführten Versuche zeigten sowohl hohe Bearbeitungsqualitäten als auch sehr gute Werte für die Lebensdauersteigerung. Aktuell laufen mehrere Projekte mit unterschiedlichen Partnern zum Nachweis der Serientauglichkeit. Aus Wissenschaft und Forschung 49 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0019 Bild 5: Rauheitswerte eines hartgewalzten Wälzlagerrings Bild 4: Verbesserung der Oberflächen-Rauigkeiten TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 49 haben. Unter bestimmten Bedingungen führt dies dazu, dass sich aufgrund des Reibkontaktes das System aufschwingt und es somit zu Störungen führen kann. In diesem Fall spricht man von Selbsterregung bzw. selbsterregten Schwingungen. Meist stellt sich dabei ein Wechsel der Zustände Haften (engl. stick) und Gleiten (engl. slip) ein, weswegen dies auch als Stick-Slip- Effekt bezeichnet wird. Nicht immer muss dabei ein direkter Festkörper-Festkörper-Kontakt im System vorliegen, es können auch Partikel eine entscheidende Rolle Aus Wissenschaft und Forschung 50 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0020 1. Einleitung Der tribologische Kontakt zwischen zwei einzelnen Körpern kann großen Einfluss auf ein technisches System Einfluss einer Reibhysterese auf selbsterregte Schwingungen von Partikel-Festkörper-Systemen Thomas Fürstner, Matthias Kröger* Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Es wird der Einfluss einer Reibhysterese auf die Selbsterregung in einem Partikel-Festkörper-System experimentell und numerisch untersucht. Dazu wird ein Versuchsstand vorgestellt, der es ermöglicht den tatsächlich wirkenden Reibwert in einem solchen System messtechnisch zu erfassen. Des Weiteren wird ein numerisches Modell vorgestellt, welches ein gezieltes Einstellen des zeitabhängigen Verhaltens während der Gleit- und Haftphase getrennt voneinander ermöglicht. Trotz qualitativ ähnlicher Verläufe der gemessenen Hysteresekurve, ergibt sich dennoch teilweise ein stark unterschiedliches System-Verhalten. So existiert beispielsweise bei einem System mit PVC-W- Partikeln eine scharfe Grenze zwischen dem Bereich mit einer stabilen Stick-Slip-Schwingung und einer abklingenden Schwingung, während bei einem System mit PMMA auch ein unscharfer Übergangsbereich dazwischen existiert. In den anschließenden Simulationsstudien zeigt sich, dass der Selbsterregungsmechanismus ein komplexes Zusammenspiel aus den zeitabhängigen Verhalten der Gleit- und Haftphase, zusammen mit der äußeren mittleren Systemgeschwindigkeit ist. Schlüsselwörter selbsterregte Schwingungen, Reibhysterese, Stick- Slip, Reibschwinger, Partikel The influence of a friction hysteresis on the self-exciting in a particle-solid-system The influence of a friction hysteresis on the self-exciting in a particle-solid-system will be investigated by experiments and a numerical model. For this, a test rig will be presented. This test rig allows to measure the actual acting friction force. Furthermore, a numerical model will be presented which has a differentiation between a time-dependent friction behavior in sliding and sticking. Bigger differences can be observed in the system behavior - even with a quality similar curve of the measured friction hysteresis. For example, in a system with PVC-W particles exists a sharp boundary between an area of stable stick-slip oscillation and an area of subsiding oscillation. In comparison to this, a system with PMMA particles has a smooth transition region between these two areas. The followed simulation studies shown, that the selfexciting mechanism is a complex interaction between the time-dependent behavior during the sliding and sticking and the external average system velocity. Keywords self-excited vibrations, friction hysteresis, stick-slip, one mass friction oscillator, particles Kurzfassung Abstract * Thomas Fürstner, M.Sc. Prof. Dr.-Ing. Matthias Kröger Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-4132-8323 Technische Universität Bergakademie Freiberg Institut für Maschinenelemente, Konstruktion und Fertigung 09599 Freiberg/ Sachsen TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 50 im tribologischen System spielen. Dabei können Partikel sowohl als Zwischenstoff, als auch als Grundkörper bzw. Gegenkörper auftreten. Diese Arbeit beschäftigt sich dabei mit dem letzterem Fall. Die Folgen können im Extremfall von erheblicher Lärmbelästigung [1,2] bis hin zum Totalausfall des Systems führen [3]. Um solche Zwischenfälle besser verstehen und vermeiden zu können, ist es wichtig, dass die tribologischen Einflüsse eines solchen Partikel-Festkörper- Kontakts auf die Selbsterregung bekannt sind. Vergangene Untersuchungen haben gezeigt, dass sowohl die Kontaktfläche [4], als auch der Einfluss der stationären Reibkennlinie [5] einen großen Einfluss auf die Schwingungsfähigkeit und die Schwingung selbst haben können. In welcher Form eine Reibhysterese mit unterschiedlichen Reibwerten bei einer Hinwie Rückschwingung wichtig für diesen Effekt ist, wird an dieser Stelle untersucht. Dabei werden sowohl experimentelle Messdaten aufgenommen, als auch ein numerisches Modell aufgebaut. In diesem auf der Literatur aufbauendem Modell [6,7] werden Hystereseeigenschaften des Reibkontakts integriert. Prinzipiell können auch weitere tribologischen Einflussparameter mit diesem Modell untersucht werden, der Hauptschwerpunkt dieser Arbeit liegt aber auf dem zeitabhängigen Verhalten der Reibkraft während der Gleit- und Haftphase. 2. Versuchsaufbau und Materialien Bei experimentellen Untersuchungen von technischen Systemen mit Partikeln, ist es entscheidend, in welcher Form die Partikel als Partikelsystem vorliegen. Liegen Partikel in einer geschlossenen Umgebung oder einem geschlossenen System vor, so können diese nach [3] auch als eine Art Kontinuum betrachtet und als Schüttgut bezeichnet werden. Für tribologische Untersuchungen eines solchen Schüttgutes ist es entscheidend, dass tatsächlich nur das Partikelsystem als Grundkörper mit dem Festkörper als Gegenkörper in Kontakt steht. Hierfür wurde der in Bild 1 gezeigte Versuchstand entwickelt. In dem Versuchsaufbau befinden sich die Partikel in einem Rahmen bzw. Box. Der Rahmen stützt sich über einen in der Höhe verstellbaren Deckel so auf dem Partikelsystem ab, dass nur die Partikel den Boden berühren, der Rahmen selbst aber nicht. Über Gewichte kann die Normalkraft variiert werden. Ein externer Linearmotor erzeugt eine gleichmäßige mittlere Systemgeschwindigkeit. Damit das ganze System auch schwingungsfähig ist, erfolgt die Anbindung zwischen Motor und Box nicht starr, sondern über eine Kopplung aus einem geschlagenen Kunstfaserseil. Das verwendete Seil besitzt eine gemessene Federsteifigkeit von 6,5 N/ mm, die Systemdämpfung wurde mit D = 0,06 bestimmt. Die Messung der Geschwindigkeit der Box erfolgt auf der Rückseite mit einem Laservibrometer. Das Messgerät (OFV-534 der Firma Polytec GmbH) gibt direkt die Geschwindigkeit aus. Dank des transparenten Rahmens der Box aus Polymethylmethacrylat (kurz PMMA), können während der Messungen die Partikel direkt beobachtet werden. Dabei zeigten sich über alle Messreihen keine sichtbaren Partikelbewegungen untereinander. Es kann also davon ausgegangen werden, dass sich die Partikel tatsächlich als ein Kontinuum verhalten, bei dem nicht alle Kräfte an den einzelnen Partikeln betrachtet werden müssen, sondern nur die Summe der Kräfte auf die Begrenzungsflächen, insbesondere den Boden für die Reibkraft. Des Weiteren kann davon ausgegangen werden, dass die gemessene Geschwindigkeit der Box der Geschwindigkeit der Partikel entspricht. Prinzipiell kann der Boden für Untersuchungen aus verschiedenen Werkstoffen und Oberflächen bestehen. Die hier gezeigten Untersuchungen konzentrieren sich allerdings auf ein Bodenblech aus Stahl, 1.4301, mit Querriefen und einer in Abzugsrichtung gemessenen Rauheit von R a = 0,51 µm. Eigene Untersuchungen [8] zeigten, dass zwar die Schwingungsneigung von der verwendeten Oberfläche abhängig ist, nicht aber die Schwingfrequenz oder aber die Schwingamplitude bei gleichem Partikelmaterial. Da sich diese Arbeit vorrangig auf die Reibhysterese und deren Einfluss auf die Selbsterregung konzentriert, wird eine unterschiedliche Materialkombination bei dem Partikel-Wand-Kontakt durch eine Va- Aus Wissenschaft und Forschung 51 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0020 Bild 1: Schematischer Aufbau des Versuchstandes zur Messung der Reibhysterese in einem Partikel-Festkörper- System TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 51 mender Relativgeschwindigkeit meist relativ linear ab. Sobald der Umkehrpunkt der Schwingung erreicht ist, bleibt der Reibwert annähernd konstant oder steigt leicht an. Dieser qualitative Verlauf ist prinzipiell bei PMMA bei allen Geschwindigkeiten mit Haftphase recht ähnlich, wenn sich auch qualitativ größere Unterschiede feststellen lassen. So ist z.B. erkennbar, dass mit zunehmender Abzugsgeschwindigkeit auch die maximale Haftkraft steigt. Ebenso ist auch die kleinste Reibungszahl während der Gleitphase von der Abzugsgeschwindigkeit abhängig: im Mittel fällt diese mit steigender Geschwindigkeit. Des Weiteren ist erkennbar, dass die maximale Relativgeschwindigkeit mit steigender Abzugsgeschwindigkeit ansteigt. Anders gestaltet sich dies bei PVC-W. Bei diesem Material ist kein klarer Zusammenhang zwischen der maximalen Relativgeschwindigkeit und der Abzugsgeschwindigkeit erkennbar. Ebenso ist auch keine eindeutige Abhängigkeit des maximalen Haftreibwertes von der Abzugsgeschwindigkeit feststellbar, dafür steigt aber der minimale Gleitreibwert - welcher aufgrund des meist horizontalen Rücklaufs des Reibwertes während der Rückschwingphase meist horizontal verläuft - mit zunehmender Abzugsgeschwindigkeit an. Prinzipiell ist der Verlauf der Reibhysteresen der beiden Materialien qualitativ vergleichbar, wenn auch die genannten quantitativen Unterschiede ein anderes Gesamtbild ergeben. Besonders interessant gestaltet sich allerdings der Übergang zwischen einer stabilen Stick-Slip- Schwingung bei niedrigen Abzugsgeschwindigkeiten und dem Zusammenbrechen der selbsterregten Schwingung bei höheren Geschwindigkeiten. Für PVC-W sind lediglich Geschwindigkeiten bis v Abzug = 8 mm/ s dargestellt, da es oberhalb dieser Geschwindigkeit zu keiner Selbsterregung mehr kommt. Oberhalb dieser Grenzgeschwindigkeit stellt sich keine messbare Schwingung mehr ein, es kommt zu einer konstanten Gleitbewegung, auch bei deutlich höheren Geschwindigkeiten. Bei PMMA ist dies anders. Zwar findet hier ebenso bis Aus Wissenschaft und Forschung 52 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0020 riation des Partikelmaterials erzielt. Hier zeigten sich sowohl signifikante Unterschiede in Schwingfrequenz und -amplitude, als auch in der Schwingungsneigung. Als Partikelmaterial wird PMMA (Acrylglas) und PVC-W (weiches Polyvinylchlorid) verwendet. Der gemessene Median der PMMA-Partikel ist dabei mit x 50 PMMA = 3,5 mm etwas kleiner, als der Median der der PVC-W Partikel mit x 50 PVC-W = 4,4 mm. 3. Experimentelle Untersuchungen Bild 2 zeigt den Vergleich der gemessenen Reibhysteresen zwischen den zwei Materialien. Dargestellt wird jeweils der Reibwert µ über der gemessenen Relativgeschwindigkeit, berechnet aus der gemessenen Reibkraft F R und der Normalkraft F N . Die Normalkraft ergibt sich aus der Gewichtskraft der Box, den zusätzlichen Gewichten und den Partikeln selber. Dabei wird für eine bessere Übersichtlichkeit jeweils nur eine Schwingung dargestellt. Inwiefern diese repräsentativ ist, zeigen die Daten bei der mittleren Systemgeschwindigkeit (ab sofort als Abzugsgeschwindigkeit v Abzug bezeichnet) v Abzug = 0,5 mm/ s. Hierbei sind bei beiden Materialien mehrere Schwingungen ausgewertet. Es zeigt sich, dass die einzelnen Schwingungen messbaren Schwankungen unterliegen, diese aber dennoch so gering sind, dass diese gegenüber dem Einfluss der Abzugsgeschwindigkeit zu vernachlässigen sind. Auch bei Wiederholungsmessungen traten nur geringfügige, vernachlässigbare Schwankungen auf. Bei beiden Materialien ist eindeutig eine Abhängigkeit des instationären Reibwertes von der Relativgeschwindigkeit erkennbar. Ebenso ist bei allen Verläufen eine klare rechtsläufige Hysterese erkennbar, welche sich allerdings im Detail zwischen PMMA und PVC-W unterscheidet. Bei PMMA fällt nach Erreichen einer maximalen Reibkraft am Ende der Haftphase die Reibkraft mit zuneh- Bild 2: Vergleich der experimentell gemessenen Reibhysteresen zwischen PVC-W (links) und PMMA (rechts), nach [8] TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 52 v Abzug = 8 mm/ s eine Selbsterregung mit einem klaren Stick-Slip-Effekt statt, allerdings kann hier nicht von einer scharfen Grenzgeschwindigkeit gesprochen werden, oberhalb derer es zu keiner Schwingung mehr kommt. Vielmehr existiert eine Art fließender Übergang, in dem immer mal wieder Schwingungen messbar sind, sich das System allerdings auch von selbst wieder beruhigt. Dargestellt wird dies in Bild 2 rechts durch die gestrichelten Linien der zwei exemplarischen Abzugsgeschwindigkeiten von 12 und 16 mm/ s. Auffällig ist dabei, dass sich keine Stick-Slip-Schwingung im Sinne des Wechsels zwischen Haften und Gleiten einstellt, sondern die Partikel um die mittlere Geschwindigkeit herum schwingen. Es besteht weiterhin eindeutig eine Hysterese in der gemessenen Reibkraft, auch wenn die Partikel in diesem Falle nie zur Ruhe kommen. Je höher die Abzugsgeschwindigkeit wird, desto kleiner werden diese Schwankungen (vgl. der Amplituden bei 12 und 16 mm/ s), bis auch hier keine Schwingungen mehr auftreten, bzw. nur noch geringe stochastische Schwankungen in der Reibkraft messbar sind. Es scheint sich in dem Geschwindigkeitsbereich (10 - 16 mm/ s) also eher um eine schwache Selbsterregung zu handeln, welche erklärt, weswegen diese Schwingungen auch nur teilweise auftreten. Die angesprochenen Schwankungen im Sinne der Selbsterregung, einer Beruhigung des Systems und erneuten Anregung könnten in einem solchen Grenzbereich von kleinen Schwankungen in der Oberflächenbeschaffenheit der Festkörperoberfläche verursacht werden. Bricht die Selbsterregung zusammen wird dies also durch das lokal veränderte Reibverhalten hervorgerufen. Diese Selbsterregung scheint je nach exaktem Verlauf der Reibcharakteristik und der Reibhysterese entweder eine scharfe Grenze aufzuweisen, oder einen weichen Übergang zwischen einem stabilen Stick-Slip-Bereich und einer gleichmäßigen Gleitbewegung. Eine detaillierte Untersuchung bzgl. der Stabilität des Selbsterregungsmechanismusses im Zusammenspiel mit der Form der Reibhysterese und dem Einfluss der mittleren Systemgeschwindigkeit wird im Abschnitt 5 mittels eines numerischen Modells untersucht. 4. Modellaufbau Für die Simulationsstudien im nächsten Abschnitt wird ein Modell des Reibschwingers verwendet. Dieser ist in der Literatur ein anerkannter Ansatz, um das Verhalten von selbsterregten Schwingungen zu untersuchen [9,10,11,12]. Im Modell befindet sich eine Punktmasse m auf einem sich kontinuierlich bewegendem Band mit der Geschwindigkeit v Band (korrespondiert zur Abzugsgeschwindigkeit v Abzug ), siehe Bild 3 links. Die Masse ist mittels Feder (Federsteifigkeit c) und Dämpfer (Dämpferkonstante d) an die Umgebung gebunden. Zwischen der Masse und dem Band tritt ein Kontakt mit dem Reibwert µ bzw. der Reibkraft F R auf. Demnach ergibt sich dadurch die Differentialgleichung für die Bewegung x: (1) In vergangenen Untersuchungen [5,10] wurde bereits der Einfluss einer stationären Kennlinie auf die Selbsterregung untersucht. Hierbei zeigte sich analytisch und simulativ, dass der fallende Bereich der Kennlinie für den Selbsterregungsmechanismus verantwortlich ist. Zudem ist klar erkennbar, dass mittels Variation der Kennlinie nach Stribeck die Stick-Slip-Frequenz und der Stabilitätsbereich beeinflusst wird. Da in Abschnitt 3 eine Reibkraft mit Hystereseeigenschaften experimentell ermittelt wurde, muss das Modell mit einer instationären Reibkennlinie erweitert werden. Bild 3 rechts verdeutlicht, warum eine stationäre Reibkennlinie nur Teile einer Reibhysterese abbilden kann. In diesem exemplarischen Fall wird deutlich, dass der Verlauf der Hysterese (grün) zum Gleitbeginn (I) zwar gut durch eine linear fallende Kennlinie (blau) approxi- . Aus Wissenschaft und Forschung 53 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0020 Bild 3: Modellansatz des Reibschwingers (links), exemplarischer Vergleich zweier stationärer Kennlinien und einer Reibhysterese (rechts) TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 53 Als stationäre Kennlinie wird eine Approximation der Stribeck-Charakteristik verwendet: (5) Zur Bestimmung der Koeffizienten (a = 0,9 s/ mm, b = 10 −4 (s/ mm) 2 , μ 0 = 0,5 und μ ∞ = 0,323) der stationären Kennlinie und deren Auswirkung auf den Selbsterregungsmechanismus sei an dieser Stelle auf [5] verwiesen. Diese bilden für das verwendete Partikel-System eine charakteristische stationäre Reibkennlinie. 5. Simulationsstudien 5.1 Einfluss eines zeitabhängigen Gleitreibverhaltens Für die Analyse des Einflusses eines zeitabhängigen Gleitverhaltens wird zunächst eine Variation der Zeitkonstante τ Gleit vorgenommen. Die Konstante variiert dabei zwischen den zwei Extremfällen τ Gleit = 10 -4 s (Hysterese praktisch nicht vorhanden) und τ Gleit = 5 s (extrem ausgeprägte Hysterese). Die Zeitabhängigkeit der Haftphase wird dabei praktisch vernachlässigt τ Haftt = 10 -4 s) und die Bandgeschwindigkeit wird auf eine für dieses Modell mittlere Geschwindigkeit von v Band = 6 mm/ s eingestellt. In Bild 4 ist das Ergebnis dieser Parameterstudie zu sehen. Es wird deutlich, dass bei Zeitkonstanten τ Gleit < 0,05 s spezielle Effekte auftreten. Durch den Gegenanstieg der Stribeck-Kennlinie bei höheren Relativgeschwindigkeiten (siehe τ Gleit = 10 -4 s) kommt es zu einer Art Schleifenbildung. Es entsteht eine rechts- und eine linksläufige Hystereseschleife, was eher theoretisch zu betrachten ist und in der Praxis nicht von Bedeutung sein wird. Realistischer wird das Ergebnis erst ab einer Zeitkonstante > 0,1 s. Hier wird deutlich, dass die instationäre Reibkraft praktisch während der gesamten Gleitphase fällt, genauer bis zum Schnittpunkt mit der stationären Kennlinie bei sehr kleinen Relativgeschwindigkeiten kurz vor Haftbeginn. Dadurch steigt einerseits die minimale Reibkraft, andererseits sinkt die maximale Relativgeschwindigkeit. In Tabelle 1 ist zu erkennen, wie mit steigender Zeitkonstante die Gleitzeit leicht ansteigt, während die Haftzeit deutlich sinkt. Dies liegt daran, dass die Differenz der Reibkraft zwischen dem Übergang von Gleiten zu Haften und der maximalen, stationären Haftkraft deutlich kleiner wird. Dadurch sinkt die Wegamplitude und die Stick-Slip-Frequenz steigt. ! " . Aus Wissenschaft und Forschung 54 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0020 miert werden kann, jedoch nicht repräsentativ für die Rückschwingung (II) ist. In diesem Fall wäre eine Kennlinie nach Stribeck (rot) die bessere Approximation. Anhand der drei gezeigten Kennlinien wird deutlich, wie wichtig ein Reibmodell mit Hystereseeigenschaften für die Beschreibung eines solchen Reibverhalts ist. Das an dieser Stelle verwendete Modell der Reibhysterese basiert auf einem Ansatz der Literatur [6,7]. Dabei wird mit Hilfe einer Zeitkonstante τ Gleit ausgehend von einer stationären Gleitreibungskraft F R stat die tatsächlich wirkende Reibkraft F R berechnet: (2) Für positive Zeitkonstanten hat dies zur Folge, dass die tatsächlich wirkende Reibkraft während der Gleitphase der stationären Reibkraft aus der hinterlegten Kennlinie hinterhereilt. Ein ähnliches Verhalten kann ebenso während der Haftphase auftreten. In Bild 2 ist ersichtlich, dass die maximale Haftkraft von der Abzugsgeschwindigkeit und damit von der Dauer der Haftphase abhängig ist. Daher wird die maximal mögliche Reibkraft während der Haftphase F RH zusätzlich mit Hilfe der Zeitkonstante τ Haft ausgehend von der maximalen stationären Haftreibungskraft F RH max durch (3) berechnet. Zu Haftbeginn wird F RH = F R gesetzt. Als Anfangsbedingungen (AB) für die Differentialgleichung (1) gelten: und (4) Damit befindet sich die Punktmasse zu Beginn der Simulation haftend auf dem Band mit einer entspannten Feder. Die maximale, stationäre Haftkraft ist erreicht. # $ %& '& & . # ( )& ( ( ( * + ,- '& & . ,- - / 0 , ,- . , Bild 4: Einfluss der Zeitkonstante τ Gleit auf den tatsächlich wirkenden Reibwert, nach [8] TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 54 5.2 Einfluss eines zeitabhängigen Haftreibverhaltens In Bild 5 ist das Ergebnis der Variation der Zeitkonstante der Haftphase zu sehen. Damit sich während der Gleitphase auch tatsächlich eine Hysterese einstellt, wird eine ausgeprägte, aber nicht zu extreme Zeitkonstante der Gleitphase mit τ Gleit = 0,1 s gewählt. Es ist erkennbar, dass mit steigender Zeitkonstante τ Haft sich die maximale Haftreibkraft verringert. Ebenso fällt die maximale Relativgeschwindigkeit leicht ab. Trotz dieser quantitativen Einflüsse der Zeitkonstante der Haftphase bleibt der qualitative Verlauf der Hysterese während der Gleitphase davon nahezu unberührt. Lediglich bei größeren Zeitkonstanten (siehe Vergrößerung) zeigt sich ein markanter Anstieg des Reibwertes zu Beginn der Gleitphase. An dieser Stelle sorgt die zuvor sehr langsam steigende momentane maximale Haftkraft dafür, dass die Masse bereits sehr früh zu rutschen beginnt. Bei diesem Wechsel von Haften zu Gleiten wirkt dann die deutlich schnellere Zeitabhängigkeit der Gleitphase, weswegen die Reibkraft trotz Beginn der Rutschphase weiter ansteigt. Bei Zeitkonstanten τ Haft > 0,24 s sorgt dies dann für die theoretische Situation, dass mit Beginn des Gleitens die Reibkraft nahezu schlagartig so groß wird, dass die Masse quasi sofort wieder zu Haften beginnt. Damit ist Gleichungssystem (Gleichung 1-3) in diesem Fall nicht mehr einfach lösbar. Dieser Effekt ist im Grunde eine ungewöhnliche Kombination aus dem Verhältnis der beiden Zeitkonstanten (geringe Zeitkonstante während der Gleitphase, hohe während der Haftphase) und der steil abfallenden stationären Kennlinie (Gleichung 5). Bei stationären Kennlinien mit einem sprunghaften Abfall des Reibwertes am Beginn der Gleitphase (beispielsweise eine Kennlinie nach Coulomb) tritt dieser Effekt nicht auf. Für Modellierungsansätze, die dieses Problem dennoch zu lösen versuchen, sei an dieser Stelle der Ansatz des Mikroschlupfs während der Haftphase erwähnt [13]. 5.2 Zusammenspiel der beiden Zeitkonstanten und der Bandgeschwindigkeit Die bisherigen Analysen erfolgten jeweils bei einer konstanten Bandgeschwindigkeit. Allerdings hängt die Selbsterregung auch maßgeblich von der Bandgeschwindigkeit ab [5,10]. Neben der Bandgeschwindigkeit sind ebenso die Anfangsbedingungen entscheidend, ob ein System sich selbsterregt oder nicht. Die in Gleichung 4 gewählten Anfangsbedingungen beschreiben ein System, welches zuvor in Ruhe war und nun durch z.B. das Einschalten eines Antriebsmotors in Bewegung gesetzt wird. Besonders interessant ist der Mechanismus der Selbsterregung allerdings, wenn ein technisches System bereits läuft und aus dieser laufenden Betriebssituation plötzlich eine Stick-Slip-Schwingung auftritt. Dadurch befindet sich die Masse in einem Dauergleitzustand an der Stelle der Gleichgewichtslage und die Anfangsbedingungen ändern sich zu: und (6) Die Anfangsreibkraft entspricht also nun der stationären Gleitreibkraft und nicht mehr der maximalen, stationären Haftkraft. Bild 6 zeigt den Einfluss der beiden Zeitkonstanten im Zusammenspiel mit der Bandgeschwindigkeit auf den tatsächlich wirkenden Reibwert im eingeschwungenen Zustand (Grenzzyklus). Es ist gut zu erkennen, dass sowohl die Zeitkonstanten, als auch die Bandgeschwindigkeit selbst sowohl einen Einfluss auf den quali- ,- $$1 - / 0 23 , ,- . ,- - / 0 2 . Aus Wissenschaft und Forschung 55 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0020 τ Gleit [s] Haftzeit [s] Gleitzeit [s] Wegamplitude [mm] Frequenz [Hz] 0,0001 0,29 0,13 1,73 2,39 0,001 0,27 0,15 1,81 2,47 0,05 0,25 0,14 1,68 2,52 0,1 0,22 0,16 1,48 2,68 0,5 0,08 0,18 0,73 3,83 1 0,04 0,19 0,56 4,33 5 0,01 0,19 0,40 5,03 Tabelle 1: Übersicht über den Einfluss der Zeitkonstante auf die Dauer der Haft- und Gleitphase, die maximale Wegamplitude während der Schwingung und die Stick-Slip-Frequenz Bild 5: Einfluss der Zeitkonstante τ Haft auf den tatsächlich wirkenden Reibwert, nach [8] TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 55 6. Zusammenfassung Reibkontakte mit Hystereseeigenschaften spielen eine wichtige Rolle im Verständnis von selbsterregten Schwingungen. Mit dem vorgestellten Versuchsaufbau konnte von einem Partikel-Festkörper-System während der Stick-Slip-Bewegung eine Reibhysterese beobachtet und messtechnisch erfasst werden. Dabei haben sich qualitative und quantitative Unterschiede zwischen den Materialien PMMA und PVC-W gezeigt. Ebenso konnten Unterschiede in der Empfindlichkeit des Selbsterregungsmechanismusses festgestellt werden. Anschließend wurde ein numerisches Modell des Reibschwingers mit zeitabhängigen Gleit- und Haftreibverhalten vorgestellt und angewendet. Es zeigte sich hierbei, dass über zwei Zeitkonstanten die Reibhysterese qualitativ und quantitativ beeinflusst werden kann. Des Weiteren konnte aufgezeigt werden, in wieweit diese tribologischen Unterschiede sich auch auf das Schwingverhalten in Form unterschiedlicher Wegamplituden und Zeiten während der Haft- und Gleitphase auswirkt und damit letztendlich die Stick-Slip-Frequenz beeinflusst wird. Abschließend bleibt festzuhalten, dass der Reibschwinger mit einer Hysterese während einer Gleit- und Haftphase immer vom Zusammenspiel des zeitabhängigen Verhaltens und der äußeren Bandgeschwindigkeit abhängt. Daher werden solche tribologischen Systeme auch als ein solch komplexes Zusammenspiel dieser drei Faktoren analysiert. Aus Wissenschaft und Forschung 56 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0020 tativen und quantitativen Verlauf haben, als auch auf die Breite des Geschwindigkeitsbereiches, bei dem es zu einer selbsterregten Schwingung aus der Gleichgewichtslage heraus kommt. So ist zu erkennen, dass τ Gleit = 0,1 s und τ Haft = 0,1 s (links unten) bei den zwei höchsten Bandgeschwindigkeiten v Band = 14 mm/ s und v Band = 20 mm/ s es zu keiner Schwingung aus der Ruhelage heraus kommt. Hingegen stellt sich im anderen Extremfall (große Zeitkonstante im Gleiten und kleine im Haften, rechts oben) bis einschließlich v Band = 20 mm/ s ein stabiler Selbsterregungsmechanismus ein. Des Weiteren kann beobachtet werden, dass der Einfluss der Bandgeschwindigkeit sich bei gleichbleibender Zeitkonstante der Gleitphase konträr bei unterschiedlichen Zeitkonstanten der Haftphase auswirkt (vgl. linke Spalte). Es ist zu erkennen, dass sich für kleine Zeitkonstanten der Haftphase (links oben) die Bandgeschwindigkeit vorrangig auf die maximale Relativgeschwindigkeit und den minimalen Reibwert am Ende der Gleitphase auswirkt; wohingegen sich bei hoher Zeitkonstante (links unten) die Bandgeschwindigkeit vorrangig auf den maximalen Haftreibwert auswirkt. Ähnlich verhält es sich bei hohen Zeitkonstanten der Gleitphase (vgl. rechte Spalte). Hier hat bei geringen Zeitkonstanten der Haftphase (rechts oben) die Bandgeschwindigkeit nur wenig Auswirkungen auf den quantitativen Wert der Reibkraft, aber einen sehr großen auf die maximale Relativgeschwindigkeit. Wohingegen bei höherer Zeitkonstante die Bandgeschwindigkeit ebenso den Wert der Reibkraft stark beeinflusst. Bild 6: Einfluss des Zusammenspiels der beiden Zeitkonstanten τ Gleit und τ Haft mit der Bandgeschwindigkeit v Band auf den tatsächlich wirkenden Reibwert, nach [8] TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 56 Literatur [1] U. A. Peuker. „Einfluss des Slip-Stick-Effekts bei der Wandreibung von Schüttgütern auf Silovibrationen“. Technischer Bericht, AiF Schlussbericht 16244 BR, Technische Universität Bergakademie Freiberg, 2012. [2] U. Peuker und M. Kröger. „Ursache und Vorhersage von Silovibrationen - ein Beitrag zur baustatischen Silodimensionierung“. Technischer Bericht, AiF Schlussbericht 18744 BR, Technische Universität Bergakademie Freiberg, 2019. [3] D. Schulze. „Pulver und Schüttgüter“. In: Springer Vieweg, Berlin, Heidelberg. 2014. Kap. Erschütterungen und Schwingungen in Silos, S. 441-482. DOI: 10.1007/ 978- 3 -642-53885-8_14. [4] T. Falke und M. Kröger. „Einfluss der realen Kontaktfläche auf die Partikel-Festkörper Reibung“. In: 59. 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However, the increase in energy efficiency triggers the conflict between rolling resistance, wet grip and wear resistance. [1] This study investigates the influence of various unsaturated and non-polar rubbers on their demolding characteristics. Therefore, C ONTINENTAL provide eight model compounds with different polymers, glass transition temperatures (T g ) and polymer functionalizations. Polymer functionalizations and recipes A radical or an anionic polymerization can functionalize SBR. The radical polymerization produces emulsion SBR (E-SBR) and only every third monomer will be functionalized. The resulting molecular weight distribution is broad. The low molecular weight elements in the molecular weight distribution have a positive effect on Aus Wissenschaft und Forschung 58 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0021 Introduction Fuel consumption reduction is a development focus in automotive industry. An optimization or exchange of the used material can reduce the total weight of a car and together with further developments as well as adjustments in drive solutions, the energy efficiency can increase significantly. Tires contribute with around ten percent to the total fuel consumption. That’s why functionalized polymers for instance styrene-butadiene (SBR) are very pro- Influence of polymer functionalization on adhesion, friction and mold fouling Stefanie Haupt, Mathias Kröger, Jörn Krüger* Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Einfluss der Polymerfunktionalisierung auf Adhäsion, Reibung und Formverschmutzung Am IMKF wurden acht verschiedene Elastomermischungen mit differierender Polymerzusammensetzung auf ihre Entformungscharakteristik und die Formverschmutzung untersucht. Für jede Mischung sind zehn Entformungen durchgeführt worden und die Formverschmutzung wurde fototechnisch nach zehn Entformungen festgehalten. Die Polymerzusammensetzung scheint bei den verwendeten Polymeren keinen signifikanten Einfluss zu haben. Jedoch haben Mischungsbestandteile einen deutlichen Einfluss auf die Reibcharakteristik beim Entformen des Vulkanisates. Eine sehr zeitig beginnende Vernetzung hat einen initiierenden Einfluss auf die Formverschmutzung. Die auftretenden messbaren Schwankungen der maximalen Entformungskraft könnten mit der inneren Reibung des Polymers mit dem Füllstoff korrelieren. Schlüsselwörter Demolding-Prüfstand, Entformungskräfte, Polymere, Formverschmutzung, Seitenwandreibung At the IMKF, eight different elastomer compounds with different polymer compositions were examined for their demolding characteristics and mold fouling. Ten demolding cycles were carried out for each compound and the fouling of the mold was photo-technical recorded after ten demolding cycles. The used polymer composition does not seem to have any significant influence. However, the components of the compound have a significant influence on the friction characteristics while removing of the vulcanizate from the mold. Crosslinking that begins very early has an initiating influence on mold fouling. The measurable fluctuations in the maximum demolding force that occur could correlate with the internal friction of the polymer with the filler. Keywords Demolding test rig, demolding force, polymer, mold fouling, side wall friction Kurzfassung Abstract * Prof. Dr. Matthias Kröger Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-4132-8323 M.Sc. Stefanie Haupt Technische Universität Bergakademie Freiberg Institut für Maschinenelemente, Konstruktion und Fertigung Agricolastraße 1, 09599 Freiberg Dr. Jörn Krüger Material & Process Development & Industrialization Tires Commercial Tire Technology, Continental Reifen Deutschland GmbH, Jädekamp 30, 30419 Hannover TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 58 processing. A negative effect are the energy losses that occur due to the large number of molecular end groups. The existing styrene and vinyl content can vary. In this study, the E-SBR isn’t functionalized but the T g is modified by an increased amount, because of the increased use of RAE oil (Residual aromatic extract) (Table 1). RAE is an oil with a low proportion of polycyclic aromatics. [1, 2] The anionic polymerization produces solution SBR (S-SBR) and almost 100 % of the monomers are converted. The range of styrene and vinyl content is also significantly larger. The molecular weight distribution can be controlled and the chain ends can be functionalized to optimize the polymer-filler-interaction. One or both end groups can be functionalized. [1] Depending on the end groups, they interact with the silica, carbon black or react chemically with each other. Due to the functionalization, the interaction between polymer and filler is strengthened and an improved dispersion of the silica can be measured. The smaller flexibility and larger dispersion lead to an improved balance between wet grip and rolling resistance. The investigations of Y AMADA show that functional ends at both polymer ends increase the wear resistance, too. [1] The individual recipe components are listed in Table 1. The measured T g is noted behind the polymers, but the end groups of the individual functionalization are not known. A special nomenclature (Figure 1) was developed for this study in order to be able to identify quickly, which recipe is involved. The composition of the blends can be read from the nomenclature, because it markers the changing parameters in this study. In order to be able to distinguish the compositions, three indices were integrated. The first index indicates how many parts per hundred natural rubber (N) was used. The second index has a “y” or “RAE”. The “y” stands for that the polymer has been functionalized and the “RAE” is used to differentiate the two compounds used with E-SBR. A third index (“y”) can be noted on the BR. It means, that the BR polymer has been functionalized. In addition to S-SBR and NR 44 - 50 phr BR are added to three compounds. Two of the used BRs (BR y and BR 2 ) differ in their functionalization, but have the same T g (-95 °C). BR 1 has the lowest T g (-105 °C) of the polymers and differs from BR y and BR 2 in terms of its cis, trans and vinyl units (Figure 2). According to the literature, the T g of cis-1,4 and trans-1,4 components are similar and the 1,2-vinyl has a different T g . [3] Aus Wissenschaft und Forschung 59 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0021 N 20 - SS y 1 - SS y 2 N 10 - SS y 1 - BR y N 10 - SS y 2 N 20 - SS- BR 1 N 10 - SS- BR 2 N 100 N 10 - ES N 10 - ES RAE NR (T g =-64°C) 20 10 10 20 10 100 10 10 S-SBR y 1 (T g =-23°C) 10 40 - - - - - - S-SBR y 2 (T g =-64°C) 70 - 90 - - - - - S-SBR (T g =-23°C) - - - 36 40 - - - E-SBR (T g =-54°C) - - - - - - 90 - E-SBR RAE (T g =-50°C) - - - - - - - 123.8 BR y (Tg=-95°C) - 50 - - - - - - BR 1 (Tg=-105°C) - - - 44 - - - - BR 2 (Tg=-95°C) - - - - 50 - - - Silica 95 95 95 95 95 95 95 95 TDAE 45 45 45 45 45 45 45 11.25 6PPD Ozon wax Stearic acid ZnO Silane DPG CBS S Recipe ingredients in phr standard quantity for SEV standard quantity standard quantity standard quantity standard quantity standard quantity standard accelerator quantities Functionalized Polymer (index: y) yes no Table 1: Compounds of the polymer study Figure 1: Nomenclature of the polymer study TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 59 increase the number of test cycles and the tests are automated. A collaborative robot (UR5) (5) is used for this with a special gripper. For an uniform sample preparation, the compounds are prepared with a volume punch (45 x 45 mm) and positioned on a coated steel plate (2) by using a positioning Aus Wissenschaft und Forschung 60 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0021 Experimental investigations and analysis of the measurement data In order to be able to record a large number of cycles of demolding characteristics, the self-developed test rig (Figure 3) has been continuously expanded since 2017. The aim of the further development was to significantly Figure 2: Schematic illustration of the repeat units [3] Figure 4: Current test procedure for the measurement of the demolding characteristics Figure 3: Demolding test rig: (1) storage, (2) coated steel plate, (3) stopper at the storage, (4) slide rail of storage, (5) UR 5 with gripper, (6) rack, (7) base of the UR 5, (8) displacement sensor, (9) hydraulic cylinder, (10) force sensor, (11) extension, (12) punch with vulcanization mold and heating unit, (13) slide rail, (14) furnace with heating unit, (15) slide rail with slider TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 60 aid. The vulcanization mold is being sandblasted, before a new test series is started and can be assembled immediately in the heated test rig (160 °C). This adjustment by temperature assembling reduces the set-up time by over 70 %. The prepared samples are sorted into the storage (Figure 4) and are taken by the robot. The gripper detects, whether there is a sample in the storage and feeds it into the slider. By using the gripper the slider is closed and the compression molding sequence is initiated, when the vulcanizing mold temperature (160 °C) is reached. In the closing sequence, the hydraulic unit (8) applies a vulcanization pressure of 16 bar and the mold itself cools down approx. 10 degrees due to the cold rubber sample. After the compound specific vulcanization time the demolding sequence is started by an elastomer crosslinking of 90 %. Afterwards the robot opens the slider and activates the halogen lamp and the camera with borescope. The gripper moves the camera in the furnace and afterward it removes the vulcanized sample. For the calculation of the vulcanization time C ONTINENTAL provides the individual Moving-Die rheometer (MDR) curves for each compound (Figure 5 & 6). The vulcanization time is designed to have 90 % crosslinking at the critical point. For this purpose, core temperature curves with a special mold and various compounds have been carried out. Both measurements are combined using the Arrhenius equation and give the necessary equivalent vulcanization time, which must be set on the demolding test rig. The cross-linking characteristics of seven used compounds are almost similar (Figure 6). The compound with RAE (N 10 -ES RAE ) shows the first crosslinking reactions very early. The compound with 100 phr NR differs significantly from the crosslinking characteristics of the other compounds. Due to the rapid crosslinking, the vulcanization time for this compound is shorter. In this study, ten samples were prepared and vulcanized for each compound and their demolding behavior was analyzed. All 80 demolding cycles were carried out without problems and surface defects. However, noticeable is that the N 10 -ES RAE compound shows sidewall friction (Figure 7). The sidewall friction increases with the number of vulcanizates. Aus Wissenschaft und Forschung 61 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0021 Figure 5: Left: MDR data; Middle: Core temperature curve Right: Comparison of the cross-linking characteristic at 160 °C for one compound Figure 6: Crosslinking characteristics measured with MDR: Left: with functionalized polymer chains; Middle and right: without functionalized polymer chains TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 61 Significantly stronger visually determinable fouling effects could be recorded photo-technically after ten demolding cycles (Figure 8). The other compounds show only minimal mold fouling. In order to compare the demolding forces of the eight compounds with each other, the global maximum of each cycle is determined. The maximum demolding forces are shown in Figure 9 and are split up to visualize the differences between functionalized and non-functionalized compounds. The error plots on the right side of the graph show the mean value of cycle 5 to 10 and the respective distances to the measured maximum and minimum. Six of the eight compounds fluctuate with their mean demolding force (cycle: 5 to 10) around 2.5 kN. The N 10 -SS y1 -BR y compound is an exception of the functionalized polymer compounds. The mean demolding force is below the other measurements and if the ninth measure- Aus Wissenschaft und Forschung 62 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0021 After releasing the base area, the skin surface loosens with some delay. This is due to the apparent sidewall adhesion and forms a plateau at 1.8 - 1.9 kN. With each subsequent demolding cycle, the measured plateau is extended. A possible reason for this increase could be the characteristic of chemical cross-linking of the compound. The cross-linking reaction starts very quickly, which then also significantly influences the interface between mold surface (AlMg4.5Mn) and vulcanizate. Figure 7: Demolding characteristics from cycle 5 to 10 of N 10 -ES RAE Figure 8: Pictures of molds after ten cycles Figure 9: Demolding forces of the polymer study TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 62 ment with 3.56 kN is not included in the assessment, the mean variation is significantly lower and the mean measured demolding force is reduced by almost 20 % to 2 kN. The N 100 also has a very large variation of the measured data. The compound N 10 -ES has the highest measured mean demolding force. From the fourth measurement on, this compound also has a very low mean variation and is around 3 kN. The mean demolding force, which is higher than the other compounds increased by approx. 20 %. The higher demolding forces are possibly explainable due to the high branching of the E-SBR. [4] The measured demolding forces were subjected to a correlation analysis with other selected physical data. C ONTINENTAL made the other physicals available (Table 2). If a 5 % significance level of p with a 95 % confidence interval is selected for a clear correlation, the correlation analysis does not reveal any static significance between the demolding forces and the analyzed “physicals”. If the confidence interval is reduced to 85 %, the probability of an existing correlation is also reduced. The probability of an error is increasing to 15 %. But the measured Shore hardness at 70 °C, the elongation of the vulcanizate to break, the elasticity as well as the complex storage modulus at 70 °C and low elongation could be of interest for estimations. The adhesion force analyzes by N ITZSCHE shows, for example, that vulcanizates tend to have higher adhesion forces at room temperature in combination with high Shore hardness. [5] In the following, the complex storage modulus (G*) should be considered, which is composed of the real part of the storage modulus (G´) and the imaginary part of the loss modulus (G´´): (Eq. 1) The storage modulus (G´) of filled vulcanizate samples decreases significantly with increasing deformation amplitude (Figure 10). This phenomenon was discovered in 1942 and intensively researched by P AYNE . In the case of sinusoidal deformation, there is a time delay in the ex- 4 5 46 7 466 Aus Wissenschaft und Forschung 63 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0021 mean Tensile Elongation Break Ener- G* at G* at G* at G* at F E strength at Break gy Density Hardness Resilience ≈ 10 % ≈ 15 % ≈ 25 % ≈ 40 % [kN] [Mpa] [%] [J/ cm³] shore A [%] [kPa] [kPa] [kPa] [kPa] N 10 -ES RAE 2.5 15.2 727 40.2 53 39.8 1694.3 1357.8 1029.7 804.1 N 10 -ES 3.0 12.5 733 34.4 51 36.2 1481.9 1201.6 925.8 735.3 N 100 2.4 13.9 589 30.3 59 41.8 2039.5 1559.3 1122.8 851.1 N 10 -SS-BR 2 2.6 12.5 553 26.6 61 46.1 2057.4 1694.4 1329.4 1074.4 N 20 -SS-BR 1 2.5 13.4 592 31.1 60 43.1 1867.6 1517.3 1171.8 940.5 N 10 -SS y 2 2.5 12.3 501 23.2 57 50.0 1793.9 1525.8 1230.5 1011.0 N 10 -SS y 1 -BR y 2.3 11.6 498 21.4 56 48.7 1691.0 1455.5 1191.3 985.9 N 20 -SS y 1 -SS y 2 2.6 12.9 507 24.4 56 50.0 1770.1 1480.3 1177.6 960.2 -0.04 0.62 0.42 -0.55 -0.59 -0.52 -0.58 -0.56 -0.50 -0.10 1.93 1.15 -1.61 -1.79 -1.47 -1.75 -1.65 -1.43 0.92 0.10 0.29 0.16 0.12 0.19 0.13 0.15 0.20 70 °C Korrelation für n = 8; R: t p Compound Table 2: Correlation analysis of the polymer study pansion, which lags behind the tension. The time delay leads to a phase shift. The loss angle δ can be determined from the phase shift. G* can be determined from the experimentally measured stress and strain, and G´ and G´´ can be calculated by using δ: [6] (Eq. 2) (Eq. 3) (Eq. 4) K RAUS developed the carbon black (CB) network model. This model 4 5 8 9: ; < 9: ; 46 4 5 =>? 466 4 5 >7@? Figure 10: left: Schematic representation of the dynamic shear modulus with an increase in the deformation amplitude; Middle: carbon black-filled vulcanizate; right: silica filled vulcanizate according to [6 - 8] TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 63 change within the filler phase. This model relates to the interactions that take place between the polymer and the filler. The assumption is, that the network arc density is dependent on the amplitude. The network arc density is a measure of the subchains per volume that were created by the chemical crosslinking of the rubber and defines the area between two crosslinking points. In the case of filled vulcanizates, the active fillers represent further network points and the network arc density is increased by this contribution. The resulting network points are stable as well as unstable network points. The unstable network points, however, depend on the amplitude and significantly influence the property profile of the vulcanizate. Unstable network points are crosslinks of the filler with one or very few points that can be broken up by mechanical or thermal stress (Figure 11). [6] The G´ and G´´ of N 10 -SS y1 -BR y , N 100 and N 10 -ES are shown in Figure 12. G´ of N 100 has an easily recognizable global maximum. G´´ decrease the most in this area. A very strong friction between the polymer and filler can explain this maximum, because the occurrence of possible sliding processes on the surface is here particularly large. B ÖHM suggests that the unstable chains cause the observable effect. A bound segment slides into a nearby segment. The sliding process is facilitated by free interaction positions that are nearby. [6] All eight compounds show a maximum in the measured G´´ with an increase of the elongation in the range from 0.3 to 1.0 % (Figure 13 & Table 3). The percentage change from the initial value ranges from 1.8 to 8.7 %. The mixture N 100 has its global maximum at an elongation of 1.0 % and is the only compound with an intersection between G´ and G´´ by an elongation of approx. 0.5 %, if both moduli are shown on one axis. The maximum in combination with the advanced stretching and the point of intersection could together be an indication of the formation of a relatively large variation of the demolding force. This assumption will be considered and verified in the following studies. Aus Wissenschaft und Forschung 64 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0021 assumes that the CB particles and agglomerates, which build up a 3-dimensional network through V AN -D ER - W ALLS interactions, result in a network collapse due to the increase of the amplitude. However, not all the observed effects can be explained with the CB network model. That’s why Maier developed the model of the variable network arc density. B ÖHM expanded M AIER ’ S model to include silica-filled vulcanizates. [6] In addition to the degree of dispersion, the filler network has a significant influence on the dynamic module. In vulcanizates filled with CB, Payne assumes that the filler-polymer interaction, the hydrodynamic effects and the modulus of an unfilled polymer has a constant contribution. [6] The active fillers are significantly stiffer than the polymer and produce a volume fraction that cannot be deformed. The reason for this is the colloidal spherical structure of the primary particles. The effect of the non-deformable volume fraction is called hydrodynamic reinforcement. [7] The contribution of the filler-polymer interaction is largely determined by the surface activity of the used filler. Depending on the surface activity, there are chemical as well as physical bonds between the polymer and the filler. On CB-filled vulcanizates, the surface of the filler aggregates is covered with an elastomer layer in the nanometer range. This means that there can be no direct contact between the filler units. The thin elastomer layer, which is absorbed by the filler aggregate, is therefore restricted in its mobility. [7, 9] M AIER proved that the contribution is not constant, because the P AYNE model has some weaknesses (temperature and dispersion dependence). Further contradictions in the filler-filler network were discovered when dynamic measurements were carried out on CB-oil, statically stretched, swollen vulcanizates and filled cured and uncured samples. [6] The model of the variable network arc density does not seek the explanation of the P AYNE effect in the structural Figure 11: Schematic representation: Left: Crosslinking structure of unfilled polymers; Right: crosslinking of filler according to [6; 10] TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 64 Conclusion Eight different elastomer compounds with different polymer compositions were investigated regarding their demolding characteristics. Each of these trials series consists of ten demolding cycles and the mold was cleaned for each new trial series. After ten demolding cycles the mold was changed and photo-technically recorded. The tested recipes seem to have no significant influence on the demolding force level, but on the measurable variation of the global maxima. Oil-extended E-SBR (RAE oil) seems to stabilize the demolding force over the cycle number and forms a plateau. This recipe combination shows also a different cure characteristic and starts with the cross-linking reaction very early. This could be a reason for the visual mold fouling effects. The branching of the polymer could have an influence on the demolding force level. This assumption should be investigated in further trials with other recipes. A correlation between demolding force and other compound physicals is difficult to determine, but low elongations for the shear and loss modulus could be very promising to estimate whether the measurable demolding forces are subjected to a greater scatter. Aus Wissenschaft und Forschung 65 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0021 Figure 12: Overview of shore modulus (G´) and loss modulus (G´´) Figure 13: Overview of loss modulus of the polymer study G´´ max percentuale (>0,2 %) variance kPa kPa % % N 20 -SS y 1 -SS y 2 505.4 498.1 0.7 -1.4 Polymer with N 10 -SS y 1 -Br y 416.6 435.0 0.3 4.4 functionalization N 10 -SS y 2 430.6 468.1 0.3 8.7 N 20 -SS-BR 1 565.8 578.8 0.3 2.3 N 10 -SS-BR 2 619.8 612.4 0.7 -1.2 N 100 686.1 722.3 1.0 5.3 Compound with N 10 -ES 793.6 779.7 0.7 -1.8 100 phr NR N 10 -ES REA 719.7 735.2 0.7 2.2 negative percentaule variation = local maximum positive percentuale variation = global maximum Compound G´´ 0 Elogation G´´max Table 3: Maxima of loss modulus TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 65 [5] S. Nitzsche: Analyse und Modellierung des dynamischen Ablöseverhaltens von adhäsionsgeprägten Elastomerkontakten, Dissertation, TU Freiberg, 2021. 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TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 66 Aus Wissenschaft und Forschung 67 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0022 Einfluss von Gruppe I Grundölen auf die Elastomerverträglichkeit von Radialwellendichtringen Katrin Alt, Alexander Hüttinger, Markus Wöppermann, Jörg Hermes, Jürgen Braun, Tobias Schürmann* Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. genschaften verbessern. Das Grundöl hält die Additive unter den Betriebsbedingungen ständig in Lösung. [1, 2] Erdöle, aus denen mineralische Grundöle gewonnen werden, unterscheiden sich abhängig von ihrer Provenienz in ihrer chemischen Zusammensetzung und in ihren physikalischen Eigenschaften. Die Ursache dafür liegt primär in den relativen Anteilen der auftretenden Molekülarten. Moderne Raffinationsprozesse können die Unterschiede minimieren und eine gleichbleibende Qualität der Grundöle gewährleisten. Nach der Definition des American Petroleum Institute (API) werden Grundöle nach ihrer Zusammensetzung in Gruppen kategorisiert. Grundöle der Gruppe I (G I) bestehen aus weniger als 90 % gesättigten Stoffen und/ oder mehr als 0,03 % Schwefel und haben einen Viskositätsindex zwischen 80 und 120. [2, 3] In einem Dichtsystem geht der Kontakt von Schmierstoff und Elastomer stets mit Diffusionsvorgängen des Motivation und Grundlagen In industriellen Antriebssystemen wird die Funktion des tribologischen Systems hauptsächlich durch den eingesetzten Schmierstoff sichergestellt. Getriebeöle für industrielle Getriebe sind ein Gemisch aus einem Grundöl und einem Additivsystem. Das Grundöl ist das primäre Fluid, das den Schmierstofffilm und damit die Trennung der bewegten Oberflächen gewährleistet. Chemische Additive können Eigenschaften des Getriebeöls, wie z. B. die Oxidationsstabilität oder Anti-Verschleiß-Ei- Getriebeöle auf Basis von Gruppe I Grundölen stellen weltweit das meistverwendete Schmierstoffsystem in industriellen Antriebssystemen dar. Anhand dynamischer Reibmomentprüfungen wird der Einfluss von Gruppe I Grundölen aus unterschiedlichen Regionen/ Raffinerien auf die Elastomerverträglichkeit von Radialwellendichtringen untersucht. Die Ergebnisse deuten auf einen signifikanten Einfluss des Grundöls auf die Reibmomententwicklung im Dichtspalt und die Elastomerverträglichkeit hin. Schlüsselwörter Elastomerverträglichkeit, Radialwellendichtring, Dichtung, Reibmoment, Schmierstoff, Grundöl, dynamischer Test, Getriebeöl Influence of group I base oils on the elastomer compatibility of rotary shaft seals Gear oils on the basis of Group I base oils are the most widely used lubricant in industrial drive systems. With dynamic friction torque tests, the influence of Group I base oils from different regions/ refineries on elastomer compatibility of radial shaft seals is investigated by dynamic friction torque tests. The results show a significant influence of base oil on the development of frictional torque in the sealing gap and the elastomer compatibility. Keywords elastomer compatibility, rotary shaft seal, sealing, friction torque, lubricant, base oil, dynamic test, gear oil Kurzfassung Abstract * M.Sc. Katrin Alt Dipl.-Ing. Alexander Hüttinger Dr.-Ing. Markus Wöppermann Dr.-Ing. Jörg Hermes SEW-EURODRIVE GmbH & Co KG, Ernst-Blickle-Straße 42 in 76646 Bruchsal Dr. Jürgen Braun B.Sc. Tobias Schürmann FUCHS SCHMIERSTOFFE GmbH Friesenheimer Straße 19 in 68169 Mannheim TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 67 Aus Wissenschaft und Forschung 68 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0022 Schmierstoffs in die polymere Molekülstruktur einher. Chemische und physikalische Reaktionsmechanismen zwischen Schmierstoff und Elastomer können die Funktion des Dichtsystems beeinflussen. Prinzipiell kann der physikalische Kontakt zwei Prozesse im Elastomer verursachen: Die mit einer Schrumpfung einhergehenden Extraktion löslicher Komponenten im Elastomer oder die Absorption des Schmierstoffs, die eine Quellung des Elastomers verursacht. Der Grad der Quellung ist abhängig von der molekularen Zusammensetzung des Schmierstoffs. [2] Die laut API G I zugeordneten Grundöle werden untereinander als technisch vergleichbar betrachtet. Erfahrungen aus der Praxis deuten auf einen nicht vernachlässigbaren Einfluss des verwendeten G I Grundöles auf die Dichtungsverträglichkeit bei gleichbleibender Additivierung hin. Der vorliegende Beitrag untersucht anhand von dynamischen Reibmomentprüfungen die Elastomerverträglichkeit von Radialwellendichtringen (RWDR) mit Getriebeölen, die aus Grundölen verschiedener Regionen hergestellt sind. Prüfbedingungen Geprüft werden Getriebeöle der Gruppe I mit ISO-VG Klasse 220. Die Grundöle für die untersuchten Getriebeöle sind marktüblich und stammen aus ausgewählten Raffinerien in den Regionen Asien (AS) und Europa (EUR). Jedes Grundöl wird mit dem Additivpaket A1 oder A2 ergänzt. Je Getriebeöl werden vier Prüfungen mit RWDR aus dem 72 NBR 902 Material der Firma Freudenberg mit den Abmessungen A38 x 52 x 7 mm durchgeführt. Der Prüfaufbau der Reibmomentprüfstände erfolgt nach Hüttinger et al. [4]. Die Durchführung und Auswertung der Prüfungen erfolgt nach der SEW- EURODRIVE Prüfspezifikation für die dynamische Prüfung von RWDR [5]. Während der Prüfung wird das Reibmoment im Dichtspalt über eine in-situ Messung nach Hüttinger et al. [4] ermittelt. Ergebnisse In den folgenden Abbildungen sind die Reibmomente über der Laufzeit und deren gemittelte Kurven während der dynamischen Reibmomentprüfung abgebildet. Die Reibmomentverläufe der AS und EUR Öle mit Additivpaket A1 (AS-A1, EUR-A1) sind in Bild 1 und die der AS und EUR Öle mit Additivpaket A2 (AS-A2, EUR-A2) in Bild 2 dargestellt. Um die gemittelten Reibmomentverläufe vergleichend betrachten zu können, werden diese in drei Phasen unterteilt. Phase I wird als Einlaufphase bezeichnet, in der die Verläufe die größte Steigung während der gesamten Laufzeit aufweisen. In Phase II entwickelt sich das Reibmoment über charakteristische Steigungen hin zu Phase III. Phase II wird nachfolgend als Alterungsphase bezeichnet. In der kritischen Phase III weisen die Verläufe entweder die meist geringste Steigung über die Laufzeit auf oder die Steigung nimmt einen vergleichsweise stark negativen Wert an. Die Reibmomentverläufe mit AS-A1 Öl in Bild 1.1 weisen die größte Streuung auf. Dies gilt insbesondere während Phase III, in der die Verläufe eine maximale Differenz von 0,15 Nm aufweisen. Die kritische Phase III, ab der das Reibmoment im Mittel kontinuierlich abfällt, setzt verhältnismäßig früh ein. Die Reibmomentverläufe des EUR-A1 Öls in Bild 1.2 weichen deutlich von den Verläufen des AS-A1 Öls ab. Die anfängliche Steigung aus der Einlaufphase flacht in Phase II verhältnismäßig schnell ab. Während Phase II streuen die Verläufe am stärksten, wobei alle Reibmomentverläufe kontinuierlich ansteigen. Nach 1600 h weisen in Phase III die Verläufe zunächst ein kurzweiliges Plateau auf, bevor das Reibmoment gegen Ende von Phase III ebenfalls ein instabiles Verhalten zeigt. Bei der Analyse der RWDR, die mit EUR-A1 geprüft wurden, konnten keine nennenswerten Schädigungen festgestellt werden. An den Dichtkanten der RWDR, die mit AS-A1 geprüft wurden, konnte eine starke Verhärtung des Elastomers erfasst werden. Gemäß bekannter Prüfspezifikationen ist eine Verhärtung der Dichtkanten ein Ausschlusskriterium bei der Freigabe von Getriebeölen [5]. In Bild 2 wird ersichtlich, dass bei der Additivierung derselben Grundöle mit A2 sich zum einen die Verläufe der Reibmomente verändern und zum anderen die Streuung der Reibmomentverläufe signifikant sinkt. Vor allem der gemittelte Reibmomentverlauf von AS-A2 in Bild 2.1 unterscheidet sich deutlich von dem Verlauf von AS-A1. Die Einlaufphase I dauert ca. 70 h an und die Verläufe steigen mit einer maximalen Differenz von 0,03 Nm gleichmäßig an. Im Vergleich zu den anderen Ölen haben sich die Verläufe von AS-A2 nach Phase I bereits stabilisiert und bleiben bei einem annähernd konstanten Reibmoment von 0,22 Nm über der Laufzeit. Eine Alterungsphase II oder kritische Phase III, in der sich die Verläufe in ihrer Steigung verändern, kann nicht klar definiert werden. Die Einlaufphase I von EUR-A2 in Bild 2.2 verhält sich ähnlich zu EUR-A1 und die Alterungsphase II ist von einer vergleichbaren Dauer. Im Vergleich zu EUR-A1 streuen die Reibmomentverläufe der einzelnen Versuche von EUR-A2 deutlich geringer. Zudem fällt das Reibmoment in Phase III nicht schlagartig ab, sondern bleibt über der restlichen Laufzeit annähernd konstant oder steigt leicht weiter. Diskussion Die untersuchten Getriebeöle aus G I Grundölen aus verschiedenen Regionen weisen bei der dynamischen Reibmomentprüfung charakteristische Reibmomententwicklungen mit unterschiedlichen Streuungen in den einzelnen Phasen auf (Vergleiche Bild 1.1 zu Bild 1.2 und Bild 2.1 zu Bild 2.2). Besonders deutlich sind die TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 68 Aus Wissenschaft und Forschung 69 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0022 In Einlaufphase I kann angenommen werden, dass primär physikalische Mechanismen an der Dichtkante für den Anstieg des Reibmoments verantwortlich sind. Der aufrauende Einlaufverschleiß ist bis zu einem gewissen Grad für die Funktion der dynamischen Dichtung erforderlich und der zugehörige Steilanstieg ist charakteristisch für einige Verschleißvorgänge [6]. Chemische Prozesse zwischen Elastomer und Getriebeöl sind meist zeitintensiv, sodass ihnen nach der relativ kurzen Einlaufphase in Alterungsphase II eine größere Relevanz zugeschrieben werden kann. Die Reibmomententwicklung in Phase II könnte Auskunft über etwaige irreversible Vorgänge im Elastomer-Material geben. Grundsätzlich ist in einem tribologischen System ein Gleichgewicht der Grenzwechselwirkungen zwischen Elastomer und Schmierstoff zielführend. Folglich deutet der unregelmäßige Eintrag des Reibmoments in Phase II und die Unterschiede mit Additivierung A1. Der Einfluss der Grundöle auf das Reibmoment im Dichtspalt kann primär in Phase II und III bewertet werden. Die Reibmomententwicklung im Dichtspalt steht in einem direkten Zusammenhang mit dem Energieeintrag in das tribologische System. Ein stetig steigender Energieeintrag kann mit einer Temperaturerhöhung im Dichtspalt korrelieren, die chemische Reaktionsprozesse zwischen Elastomer und Öl beschleunigt. In Kombination mit anderen Verfahren zur Schadensanalyse kann der Reibmomentverlauf Aufschluss über die Verträglichkeit von Schmierstoff und Elastomer geben. Folglich deuten die unterschiedlichen Reibmomentverläufe zwischen AS und EUR mit gleichbleibender Additivierung auf einen direkten Einfluss der lokalen Abstammung des G I Grundöls auf die Elastomerverträglichkeit hin. Bild 1: Reibmoment über Laufzeit bei Prüfung nach [5] mit Getriebeölen AS-A1 (links Bild 1.1) und EUR-A1 (rechts Bild 1.2) Bild 2: Reibmoment über Laufzeit bei Prüfung nach [5] mit Getriebeölen AS-A2 (links Bild 2.1) und EUR-A2 (rechts Bild 2.2) TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 69 Aus Wissenschaft und Forschung 70 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0022 Verhärtung an der Dichtkante des RWDR mit AS-A1 auf ein instabiles System hin. Die hohe Streuung ist ölabhängig und spricht für ein System mit geringer Zuverlässigkeit und Wiederholbarkeit. Ein Abfall des Reibmoments in der kritischen Phase III, der in den vorliegenden Untersuchungen vor allem mit Additivierung A1 beobachtet werden kann, kann mit einem fortschreitenden Verlust der Dichtfunktion in Zusammenhang gebracht werden. Erfahrungen aus der Praxis zeigen eine Korrelation zwischen einem signifikanten Reibmomentabfall und einer auftretenden Leckage, die meist gegen Ende von Phase II oder während Phase III auftritt. Die Prozesse zwischen Elastomer und Getriebeöl während einem kontinuierlichen Reibmomentabfall in Phase III sind derzeit nicht untersucht. Zusammenfassung und Ausblick Anhand von dynamischen Reibmomentprüfungen wurde die Elastomerverträglichkeit von RWDR mit Getriebeölen aus G I Grundölen aus verschiedenen Regionen untersucht. Zwischen den Getriebeölen mit G I Grundölen zeigen sich signifikante Unterschiede in der Reibmomententwicklung und damit im Energieeintrag in das tribologische System. Ein stetig steigender Energieeintrag steht in einem direkten Zusammenhang mit Schadensmechanismen an der Dichtung und damit mit der Verträglichkeit von Getriebeöl und Elastomer. Die Formulierung eines Additivpakets für Getriebeöle, das weltweit mit G I Grundölen kombiniert werden soll, kann nicht unabhängig von der Abstammung des G I Grundöls erfolgen. Eine unzureichende Abstimmung des Additivpakets kann zu einem instabilen tribologischen System führen. Mit einem abgestimmten Additivpaket können die Unterschiede zwischen den G I Grundölen nachweislich minimiert und die Eigenschaften des Getriebeöls deutlich verbessert werden. Anhand einer Bestimmung der relativen Anteile der vorkommenden Moleküle in den G I Grundölen ist im Nachfolgenden der Einfluss der Molekülanteile auf die Reibmomententwicklung zu untersuchen. Zudem ist mit einer Echtzeitüberwachung des Reibmoments eine zeitlich abgepasste Analyse der RWDR an die einzelnen Phasenübergänge möglich. Anhand der Ergebnisse sollten Zusammenhänge zwischen Schadensmechanismen an der Dichtkante und der charakteristischen Reibmomententwicklung erkennbar sein. Dies kann Rückschlüsse auf die vorherrschenden physikalischen und chemischen Wechselwirkungen während der einzelnen Phasen zulassen. Literatur [1] Czichos H and Habig K-H 2020 Tribologie-Handbuch (Wiesbaden: Springer Fachmedien Wiesbaden) [2] Mortier R M, Fox M F and Orszulik S T 2010 Chemistry and Technology of Lubricants (Dordrecht: Springer Netherlands) [3] Gerthsen T 2008 Chemie für den Maschinenbau: Organische Chemie für Kraft- und Schmierstoffe Polymerchemie für Polymerwerkstoffe (Universitätsverlag Karlsruhe) [4] Alexander Hüttinger, Markus Wöppermann, Jörg Hermes 2019 Dynamische RWDR Tests neu definiert Dynamische RWDR Tests neu definiert! GfT Tribologie-Fachtagung ed A Hüttinger et al pp 319-22 [5] SEW-EURODRIVE Prüfvorschrift: Statische und dynamische Prüfungen von Radialwellendichtringen (RWDR) [6] Bauer F 2021 Federvorgespannte-Elastomer-Radial-Wellendichtungen (Wiesbaden: Springer Fachmedien Wiesbaden) TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 70 1 Einleitung und Motivation Zur Schmierung tribologischer Systeme (Tribosysteme), wie beispielsweise der Zahlflankenwälzkontakt im Zahnradgetriebe, kommen Fest- und Flüssigschmierstoffe zum Einsatz. Der Schmierstoff wird dabei primär zur Reduzierung der Reibung zwischen den beiden Kontaktflächen eingesetzt [CZIC10]. Für spezielle Einsatzbedingungen ist die Schmierung mit Flüssigschmierstoff oft nicht umsetzbar. In der Luft- und Raumfahrt ist der Einsatz flüssiger Schmiermittel eingeschränkt, da sich für flüssige Schmierstoffe infolge von Ausgasungen durch starke Temperatur- und Druckänderungen eine Aus Wissenschaft und Forschung 71 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0023 Tribologisches Einsatzverhalten von PVD-Festschmierstoffsystemen im fluidfreien Wälzkontakt Sebastian Sklenak, Jens Brimmers , Christian Brecher, Bastian Lenz, Andreas Mehner* Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Für spezielle Anwendungen ist die Schmierung von Zahnradgetrieben mit flüssigen Schmierstoffen nicht umsetzbar. Flüssige Schmierstoffe verlieren beispielsweise unter hohen Kontaktnormalspannungen und Temperaturschwankungen ihre positiven Schmiereigenschaften. In der Lebensmittelindustrie und Medizintechnik sind Flüssigschmierstoffe infolge von Hygienevorschriften oft nicht zugelassen. Festschmierstoffe bieten einen Ansatz zur Umsetzung fluidfreier Zahnflankenwälzkontakte. In diesem Bericht werden drei unterschiedliche Festschmierstoffschichtsysteme bei unterschiedlichen Betriebsbedingungen untersucht. Der Fokus der experimentellen Untersuchung ist das Einsatzverhalten in Bezug auf die Reibkraft und das Verschleißverhalten. Das MoS 2 : Ti-TiN-Schichtsystem erreicht im direkten Vergleich die höchste Laststufe und zeigt gegenüber dem a-C: H: Ti-TiN-Schichtsystem ein stationäres Reibkraftverhalten. Bei der Verschleißuntersuchung konnte neben einer Schichtdelaminierung auch kontinuierlicher Schichtverschleiß festgestellt werden. Der Schichtverschleiß korreliert mit einer steigenden Reibkraft im Intervallbetrieb. Schlüsselwörter Fluidfrei, Zahnflankenkontakt, Wälzkontakt, Festschmierstoff, Schichtsystem, MoS 2 , PVD Tribological application behavior of PVD solid lubricant systems in dry rolling-sliding contact For special applications, the lubrication of gearboxes with liquid lubricants is not feasible. Liquid lubricants lose their positive lubricating properties when exposed to high contact stress and temperature fluctuations, for example. In the food industry and medical technology, liquid lubricants are often not permitted due to hygiene regulations. Solid lubricants offer an approach to implement dry tooth contacts. In this report, three different solid lubricant coating systems are investigated under different operating conditions. The focus of the experimental investigation is the application behavior in terms of friction force and wear behavior. In a direct comparison, the MoS 2 : Ti-TiN coating system achieves the highest load level and exhibits a stationary frictional force behavior compared to the a-C: H: Ti-TiN coating system. In the wear investigation, continuous coating wear was found in addition to coating delamination. The layer wear correlates with an increasing friction force in interval operation. Keywords Dry Lubrication, Tooth Flank Contact, Rolling-Sliding Contact, Solid Lubricant, Coating System, MoS 2 , PVD Kurzfassung Abstract * Sebastian Sklenak M.Eng. Orcid-ID: https: / / orcid.org0000-0001-8129-2727/ Dr.-Ing. Jens Brimmers M.Sc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-9203-1119 Prof. Dr.-Ing. Christian Brecher Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-8049-3364 Werkzeugmaschinenlabor der RWTH Aachen Campus-Boulevard 30, 52074 Aachen Bastian Lenz M.Sc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-1385-7938 Dr.-Ing. Andreas Mehner Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-3430-1525 Leibniz-Institut für Werkstofforientierte Technologien - IWT Badgasteiner Str. 3, 28359 Bremen TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 71 tersucht. Die Kraft und somit die Pressung wird so lange gesteigert, bis ein Abbruchkriterium erreicht ist und der Versuch dadurch beendet wird. Somit kann ein direkter Vergleich der Schichtsysteme durchgeführt werden. Für eine detaillierte Analyse der Oberflächenveränderungen und Verschleißmechanismen werden die Schichtsysteme im zweiten Schritt bei unterbrochenem Prüflauf untersucht. Der Intervallbetrieb ermöglicht Topografiemessungen und die bildgebende Analyse der Kontaktflächen bevor signifikanter Verschleiß oder ein Schaden zu einem Ausfall der Kontaktfläche führt. Durch die Messungen zwischen den Intervallen können die Prüfkörper wieder auf Raumtemperatur abkühlen, sodass ein signifikanter Einfluss der Temperatur auf das Verschleißverhalten nicht zu erwarten ist. Im dritten Schritt werden die Profile der einzelnen Intervalle von Prüf- und Gegenwelle verglichen. Der Vergleich ermöglicht einen detaillierten Einblick in das Verschleißverhalten der einzelnen Schichtsysteme und gibt Hinweise auf mögliche Verschleißmechanismen. Neben den Profilmessungen werden auch licht- und elektronenmikroskopische Untersuchungen, sowie chemische Oberflächenanalysen mittels energiedispersiver Röntgenspektroskopie (EDX) durchgeführt und ausgewertet. 2 Prüfstand, Prüfkörper und Schichtsysteme Infolge der Kinematik von Zahnradgetrieben liegt im Zahnflankenkontakt allgemein eine Wälzbeanspruchung aus überlagerter Gleitreibung und Überrollung vor. Für eine experimentelle und isolierte Untersuchung der Wirkmechanismen werden Schichtsysteme auf Zahnflankenanalogieprüfkörpern in einem Zwei-Scheiben- Aus Wissenschaft und Forschung 72 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0023 Reduzierung der positiven Schmiereigenschaften einstellt [HANT12]. In der Lebensmittelindustrie sind die meisten flüssigen Schmierstoffe durch Hygienevorschriften ausgeschlossen oder nur mit erhöhtem Konstruktionsaufwand beim Schmiersystem anwendbar [EURO06]. Für die genannten Einsatzgebiete bieten Festschmierstoffe einen Ansatz zur Auslegung fluidfreier Anwendungen. Der Einsatz von Festschmierstoffen im fluidfreien Zahnflankenkontakt ist aktuell Bestandteil des Forschungsvorhabens SPP 2074 der Deutschen Forschungsgemeinschaft. Bei der Auslegung fluidfreier Tribosysteme ist die fehlende Ableitung der entstehenden Reibungswärme sowie der entstehenden Verschleißabriebpartikel eine der größten Herausforderungen gegenüber flüssiggeschmierten Tribosystemen [TERA86, ISAA19]. Aufgrund der physikalischen Eigenschaften von Festschmierstoffen ist ein Schmierstoffkreislauf mit Kühlung nicht möglich. Des Weiteren ergeben sich aus dem Festkörperkontakt in fluidfreien Tribosystemen andere Verschleiß- und Schadensmechanismen [BIRK12]. Die Wirkmechanismen im feststoffgeschmierten und fluidfreien Wälzkontakt sind noch nicht in dem Umfang erforscht, wie die Wirkmechanismen im flüssiggeschmierten Wälzkontakt. Das Ziel dieser Arbeit ist ein vertieftes Verständnis über das Einsatz- und Verschleißverhalten von unterschiedlichen PVD-Festschmierstoffsystemen in Abhängigkeit von den Betriebsbedingungen. Das Einsatzverhalten wird anhand des zeitlichen Reibkraftverlaufs bei experimentellen Zahnflankenanalogieversuchen aufgezeichnet und analysiert. In Bild 1-1 ist die Vorgehensweise in drei Schritten dargestellt. Im ersten Schritt werden die Beschichtungen unter sukzessiv ansteigenden Kontaktnormalspannungen auf einem Zwei-Scheiben-Reibkraftprüfstand un- Bild 1-1: Zielsetzung und Vorgehensweise TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 72 Reibkraftprüfstand getestet (Bild 2-1) [LÖPE15]. Die Analogieprüfkörper (Prüf- und Gegenwelle) werden parallel in der Prüfzelle verbaut. Die Wellen werden mit separaten Motoren angetrieben, sodass ein definierter Schlupf zwischen den Wellen entsteht. Ein Hydraulikzylinder erzeugt bei Erreichen der Betriebsdrehzahlen der Wellen eine Normalkraft F N und somit einen Wälzkontakt. Die Gegenwelle ist in einem mit Blattfedern gelagerten Schlitten geführt, sodass die Reibkraft F R während des Versuchs kontinuierlich mit einem Dehnungsmessstreifen gemessen und aufgezeichnet werden kann. Für die Versuche mit fluidfreiem Wälzkontakt ist die Ölzufuhr abgeschaltet. In Bild 2-2 sind die Prüf- und Gegenwelle dargestellt. Am Prüfabsatz ist die Prüfwelle zylindrisch und die Gegenwelle mit einem 8 mm breiten Steg versehen, sodass ein Linienkontakt entsteht (Bild 2-2). Die Prüfkörper sind aus dem für Zahnräder üblichen Einsatzstahl 18CrNiMo7-6 gefertigt und wurden im einsatzgehärteten Zustand mit einer Randhärte von ca. 700 HV verwendet [KLOC17]. Für die experimentellen Untersuchungen werden zwei unterschiedliche Endbearbeitungszustände unterschieden. Die geschliffenen Prüfkörper werden mit einer Oberflächenrauheit von Ra = 0,2…0,3 µm und die polierten mit Ra = 0,1…0,2 µm beschichtet und anschließend im Prüfstand untersucht. Für Einsatz von Verzahnungen in fluidfreien Anwendungen werden drei PVD Schichtsysteme über reaktives Magnetronsputtern auf die Prüfkörper abgeschieden und bei unterschiedlichen Betriebsbedingungen untersucht. Die Schichtsysteme sind in Bild 2-2 dargestellt. Das Schichtsystem 1 besteht aus einer MoS 2 -Festschmierstoffschicht als Deckschicht und einer gradierten Titan- Nitrid-Haftvermittlerschicht (TiN) die die Schichthaf- Aus Wissenschaft und Forschung 73 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0023 Bild 2-2: Prüfkörper und Schichtsysteme Bild 2-1: Zwei-Scheiben-Reibkraftprüfstand TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 73 schaften der Beschichtungen von besonderer Bedeutung. Die Werte aus Tabelle 1 wurden jeweils an Monolagen ermittelt, um Effekte durch die Mischhärte an Multilagenschichtsystemen zu vermeiden. Die gemessene Härte der MoS 2 : Ti Festschmierstofflagen erreicht das Niveau des gehärteten Referenz Einsatzstahlsubstrats 18CrNiMo7-6, (~700 HV = 7 GPa). 3 Einsatzverhalten bei inkrementeller Erhöhung der Pressung Das Ziel der ersten Untersuchungsreihe ist ein direkter Vergleich des Einsatzverhaltens der drei Schichtvarianten. Aus Vorversuchen ist bekannt, dass der Reibungskoeffizient und damit auch die Reibkraft infolge eines Schichtversagens stark ansteigt, sodass eine starke und plötzliche Zunahme der Reibkraft als Abbruchkriterium definiert werden kann. Ein weiteres Abbruchkriterium wurde aufgrund mechanischer Grenzen am Zwei-Scheiben-Reibkraftprüfstand in Abhängigkeit von der Reibkraft definiert. Der Versuch wird dann beendet, wenn eine Reibkraft von F R = 600 N erreicht bzw. überschritten wurde. Bei der folgenden Untersuchungsreihe mit inkrementeller Steigerung der Pressung wurde die Normalkraft zwischen der Prüf- und Gegenwelle erhöht. Dabei wird eine Pressungsstufe für 5 Minuten gehalten. Aus der Literatur ist bekannt, das Festschmierstoffe nach einer Einlaufphase meist in eine stationäre Phase mit Aus Wissenschaft und Forschung 74 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0023 tung, die Oxidationsbeständigkeit, sowie die Stützwirkung für die MoS 2 : Ti Schicht verbessern soll. Neben dem genannten Schichtsystem 1 in wurde im Schichtsystem 2 die MoS 2 : Ti-Deckschicht durch eine amorphe, wasserstoffhaltige und titandotierte Kohlenstoffschicht (a-C: H: Ti) ersetzt. Das Schichtsystem 3 in Bild 2-2 ist ein kombinierender Ansatz aus Schichtsystem 2 mit Schichtsystem 1. Das kombinierende Schichtsystem 3 zielt auf verbesserte Notlaufeigenschaften durch die mittlere a-C: H: Ti Lage, sobald der primäre MoS 2 : Ti: C Festschmierstoff abgetragen ist. Die zusätzliche Kohlenstoffdotierung der MoS 2 : Ti-Lage dient der Haftungssteigerung. Für die Abscheidung der MoS 2 : Ti(: C)-Decklagen in Schichtsystem 1 und 3 haben sich relativ geringe Targetleistungen von 0,5 kW (≈ 1,25 W/ cm2) für die MoS 2 Targets bewährt. Titan wird über Hochleistungsimpuls- Magnetronsputtern (HPPMS) mit einem einzelnen Titantarget bei einer mittleren Targetleistung von ebenfalls 0,5 kW (≈ 1,25 W/ cm 2 ) zudotiert, sodass sich ein Atomanteil von 7 - 8 % einstellt. Im Rahmen der Entwicklung wurde auch die Prozessgasatmosphäre variiert. Optimale Ergebnisse hinsichtlich Schichthaftung, Härte und Schichtdefektdichte wurden bei einem Gesamtdruck 500 mPa und einer Kombination von Argon und Krypton erreicht. Aufgrund des angestrebten hohen Lastniveaus im Zahnflankenkontakt sind die mechanischen Eigen- Schichtlage Eindringhärte H IT0,01 [GPa] Eindringmodul E IT0,01 [GPa] H/ E Verhältnis TiN 25,8 ±0,8 289,3 ±6,5 0,089 a-C: H: Ti 13,6 ±0,8 121,7 ±4,6 0,112 MoS2: Ti 7,3 ±0,5 138,1 ±6,8 0,053 MoS2: Ti: C 7,7 ±0,4 119,3 ±0,4 0,065 Tabelle 1: Eindringhärte HIT 0,01 und Eindringmodul EIT 0,01 jeweils gemessen an applizierten Monolagen Bild 3-1: Reibkraftverhalten im Pressungshochlauf TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 74 konstanter Verschleißrate übergehen [BIRK12]. Daher kann die erreichte maximale Pressungsstufe nicht als absolute Grenzbeanspruchung für das jeweilige Schichtsystem angesehen werden, sondern dient ausschließlich dem relativen Vergleich zwischen den Schichtsystemen. Für die Versuche wird eine Summengeschwindigkeit von v ∑ = 6,3 m/ s und ein auf die Prüfwelle bezogener Schlupf von s Prüfwelle = -20 % eingestellt. In Bild 3-1 ist die Hertzsche Pressung über die Prüfzeit dargestellt. Die Versuche starten bei einer Hertzschen Pressungen von p max = 410 N/ mm 2 . In dem unteren Diagramm ist der Reibkraftverlauf der drei Schichtsysteme über die Prüfzeit dargestellt. Im direkten Vergleich hat das Schichtsystem 1 deutlich besser abgeschnitten und im Versuch erst bei einer Pressung von p max = 1966 N/ mm 2 versagt. Das Schichtsystem 2 hat am Ende der Stufe 3 eine Reibkraft von F R = 600 N überschritten und somit das Abbruchkriterium erreicht. Das Schichtsystem 3 versagt in der 4. Stufe bei einer Hertzschen Pressung von p max = 1078 N/ mm 2 durch einen schlagartigen Anstieg der Reibkraft. Neben den erreichten Pressungsstufen kann auch die Reibkraft direkt zwischen den Schichtsystemen verglichen werden. In der ersten Stufe ist die Reibkraft bei Schichtsystem 2 mehr als doppelt so groß wie bei Schichtsystem 3. Hier kann vermutet werden, dass die zusätzliche MoS 2 : Ti: C-Lage bei Schichtsystem 3 zu niedrigeren Reibungskoeffizienten führt. In den ersten drei Stufen unterscheidet sich das Reibkraftverhalten zwischen Schichtsystem 1 und 3 nur durch ein sehr stationäres Verhalten bei Schichtsystem 3. Für eine detaillierte Analyse der Verschleißmechanismen wurden die Kontaktflächen im Anschluss an die drei Versuche analysiert. Dabei wurde neben den Aufnahmen mit einem Rasterelektronenmikroskop (REM) auch die Elementzusammensetzung an signifikanten Positionen mittels einer EDX-Analyse ausgewertet. In Bild 3-2 sind die Ergebnisse der Oberflächenanalyse für die drei Schichtsysteme für jeweils Prüf- und Gegenwelle dargestellt. Bei Schichtsystem 1 zeigt sich eine nahezu homogene Oberfläche auf beiden Kontaktflächen. Die Elementzusammensetzung dieser Fläche zeigt, dass ein großer Anteil von Molybdän (Mo), sowie Titan (Ti) und Schwefel (S) vorliegt. Somit handelt es sich hierbei um die obere MoS 2 : Ti-Lage. Auf der Prüfwelle sind vereinzelt längliche Krater zu erkennen, die einen deutlich höheren Titan-Anteil bei der Elementzusammensetzung aufweisen. Der höhere Anteil von Titan deutet darauf hin, dass die obere Festschmierstoffschicht an der Stelle größtenteils abgetragen wurde. Die REM- Aufnahme und EDX-Analyse der Gegenwelle zeigt, dass am Rand der Kontaktfläche auch Teile der oberen MoS 2 : Ti-Lage abgetragen sind. Möglicherweise hat eine erhöhte Kantenpressung zum Versagen der Schicht im Bereich der Kante des Steges geführt. Jedoch wurde bei der EDX Analyse der Oberfläche von Schichtsystem 1 kein Substratmaterial festgestellt, sodass dadurch zwar eine erhöhte Reibkraft entsteht, aber kein direktes Schichtversagen. Die Analyse der Oberfläche von Schichtsystem 2 zeigt gegenüber dem Schichtsystem 1 deutlich abweichende Eigenschaften. Auf der Kontaktfläche der Prüfwelle ist das Schichtsystem in einem großen Bereich abgetragen worden (vgl. Punkt 3 bei System 2 in Bild 3-2), sodass das Substrat freiliegt. Dies ist einerseits an den unterschiedlichen Graustufen auf den REM-Aufnahmen und andererseits durch die EDX-Analyse erkennbar. Auf der Gegenwelle sind mit der REM-Aufnahme Ablagerungen zu erkennen, die sowohl Substratwerkstoff als auch TiN- Schichtanteile enthalten. Die Analyse deutet darauf hin, dass die obere a-C: H: Ti-Lage abgetragen wurde, sodass die TiN-Zwischenlage auf beiden Wellen im direkten Kontakt lag. Durch Adhäsion wurden dann Teile aus der Prüfwelle auf die Gegenwelle übertragen. Aus Wissenschaft und Forschung 75 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0023 Bild 3-2: Aufnahmen aus dem Rasterelektronenmikroskop und EDX-Analyse der Kontaktfläche nach den Versuchen TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 75 mit einer Ausgangsrauheit von Ra = 0,2…0,3 µm beschichtet. In Bild 4-1 ist der Reibkraftverlauf für das Schichtsystem 1 bei einer konstanten Hertzschen Pressung von p max = 1648 N/ mm 2 dargestellt. Die Reibkraft erreicht im ersten Intervall mit FR ≤ 200 N ein Niveau unterhalb der Reibkraft die auf Stufe 7 im Pressungshochlauf gemessen wurde. Der Profilvergleich zwischen den Zuständen t0 und t1 zeigt, dass sich das Profil von der Prüfwelle nur geringfügig geändert hat. Diese Änderungen können neben einem Schichtverschleiß aus einer Einglättung der Oberfläche infolge der initialen Beanspruchung resultieren. Am Profil der Gegenwelle ist in den Randbereichen jedoch bereits ein größerer Verschleiß erkennbar, sodass an den Kannten durch erhöhte Kantenpressung Teile der MoS 2 : Ti Schmierstoffschicht verschlissen sind. Der Reibkraftverlauf zeigt zu Beginn der Intervalle eine deutlich erhöhte Reibkraft für 1 bis 2 min. Einglättungseffekte können nach dem ersten Intervall ausgeschlossen werden. Eine mögliche Erklärung können Oxidschichten aus MoO 3 liefern, die sich innerhalb der Unterbrechung während der Messungen gebildet haben und zu höheren Reibungskoeffizienten führen [CENT88]. Nach dem zweiten Intervall bei t 2 = 40 min wird der Verschleiß auf Prüf- und Gegenwelle deutlich größer und auch die Reibkraft nimmt im Verlauf des Intervalls zu. Die Gegenwelle weist gegenüber der Prüfwelle einen stärkeren Verschleiß auf, sodass bereits Bereiche der Laufbahn bis auf die TiN-Zwischenschicht verschlissen sind. Trotz der deutlichen Verschleißspuren in den Laufflächen der beiden Wellen erreicht die Reibkraft im dritten Intervall für mehrere Minuten wieder ein niedriges Niveau von F R = 200 N. Der Vergleich der Profile nach dem dritten Intervall bei t 3 = 60 min zeigt, dass auf der Gegenwelle Material aufgetragen wurde. Bei der Prüfwelle ist dagegen ein starker Verschleiß bis auf das Substrat entstanden. Für das Schichtsystem 1 Aus Wissenschaft und Forschung 76 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0023 Die Kontaktfläche von Schichtsystem 3 zeigt ein fleckiges Muster. Das Substrat wurde sowohl auf der Prüfals auch auf der Gegenwelle nicht freigelegt. Auf der Prüfwelle ist am Rand der Laufbahn eine kantige Kontur zu erkennen. Aus der EDX-Analyse ergibt sich, dass hier die einzelnen Lagen des Schichtsystems erkennbar sind. Die Erscheinung der Kontur lässt darauf schließen, dass möglichweise die Haftung zwischen der a c: H: Ti und der TiN Schicht im Wälzkontakt versagt hat und es zu einer Delamination gekommen ist. Zusammenfassend zeigen die experimentellen Versuche im Pressungshochlauf, dass das Schichtsystem 1 deutlich größere Pressungen im Wälzkontakt erträgt, bevor eine stärkere Steigerung der Reibkraft eintritt. Des Weiteren ist auch die Reibkraft und somit der Reibungskoeffizient gegenüber dem Schichtsystem 2 geringer. 4 Einsatz- und Verschleißverhalten im Intervallbetrieb Für Kenntnisse über den Verschleiß während des Prüflaufs wurden die drei Schichtsysteme im Intervallbetrieb untersucht. Dazu wurde eine konstante Pressung über einen definierten Intervallzeitraum von t intervall = 20 min gehalten. Für die Verschleißanalyse wurde ein für das jeweilige Schichtsystem spezifisches Pressungsniveau gewählt. Nach jedem Intervall wurden die Prüf- und Gegenwelle zur Analyse aus der Prüfzelle ausgebaut, sodass die Prüfkörper wieder auf Raumtemperatur abkühlen konnten. Dabei wurde einerseits die Topografie der Laufbahn von Prüf- und Gegenwelle gemessen. Andererseits wurden lichtmikroskopische Untersuchungen durchgeführt. Für einen hochgenauen Profilvergleich wurden die gemessenen Topografien der einzelnen Intervalle mithilfe von Vickers Eindrücken und einem Ausrichtealgorithmus zu einander ausgerichtet [BREC16]. Für die Intervallversuche wurden geschliffene Prüfkörper Bild 4-1: Einsatz- und Verschleißverhalten im Intervallbetrieb mit Schichtsystem 1 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 76 kann festgehalten werden, dass die MoS 2 : Ti Schmierstoffschicht auf der Seite mit positivem Schlupf (Gegenwelle) stärker verschleißt. Das Einsatz- und Verschleißverhalten von Schichtsystem 2 im Intervallbetrieb ist in Bild 4-2 dargestellt. Für den Intervallbetrieb mit dem Schichtsystem 2 wurde ein Pressungsniveau mit einer Hertzschen Pressung von p max = 398 N/ mm 2 gewählt. Gegenüber dem Reibkraftverhalten bei Schichtsystem 1 sind bei Schichtsystem 2 keine Einlaufeffekte im Reibkraftverlauf sichtbar. Mit jedem Intervall steigt das Reibkraftniveau, obwohl die Normalkraft und somit die Hertzsche Pressung konstant gehalten werden. Der Profilvergleich zeigt, dass Teile der a-C: H: Ti-Schicht auf der Prüfwelle bereits nach dem ersten Intervall verschlissen sind. Die Beschichtung auf der Gegenwelle zeigt jedoch nur einen sehr geringen Verschleiß. Bei den Intervallen 2 und 3 ist auf beiden Wellen ein kontinuierlicher und einseitiger Verschleiß erkennbar. Am Ende des dritten Intervalls liegt am Rand der Prüfwelle bereits ein Bereich mit Substrat frei, sodass es im vierten Intervall zum Schichtversagen auf beiden Wellen kommt. Für den Intervallversuch mit Schichtsystem 3 wurde das Niveau der zweiten Pressungsstufe im Pressungshochlauf ausgewählt (siehe Bild 3-1). Der Reibkraftverlauf und die Verschleißanalyse sind in Bild 4-3 dargestellt. Die Reibkraft weist in den ersten 5 min ein niedriges Reibkraftniveau auf. Nach ca. 5 min Laufzeit steigt die Reibkraft auf einen nahezu konstanten Wert von F R ≈ 120 N, bis ein starker Anstieg kurz vor dem Ende des ersten Intervalls ein Schichtversagen andeutet. Der Profilvergleich bestätigt das Versagen des Schichtsys- Aus Wissenschaft und Forschung 77 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0023 Bild 4-3: Einsatz- und Verschleißverhalten im Intervallbetrieb mit Schichtsystem 3 Bild 4-2: Einsatz- und Verschleißverhalten im Intervallbetrieb mit Schichtsystem 2 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 77 Literatur [BIRK12] Birkhofer, H.; Kümmerle, T.: Feststoffgeschmierte Wälzlager. 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Jg., 2019, S. 46-54 [KLOC17] Klocke, F.; Brecher, C.: Zahnrad- und Getriebetechnik. Auslegung - Herstellung - Untersuchung - Simulation. 1. Aufl. München: Hanser, 2017 [LÖPE15] Löpenhaus, C.: Untersuchung und Berechnung der Wälzfestigkeit im Scheiben- und Zahnflankenkontakt. Diss. RWTH Aachen University, 2015 [TERA86] Terauchi, Y.; Nadano, H.; Kohno M.: Scoring Resistance of Spur Gears with Various Coatings. In: JSME, 29. Jg., 1986, Nr. 84-0398, S. 999-1003 Aus Wissenschaft und Forschung 78 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0023 tems im ersten Intervall. Das unerwartet frühe Versagen des Schichtsystems könnte auf die erhöhte Rauheit gegenüber den polierten Prüfkörpern beim Pressungshochlauf zurückgeführt werden. 5 Zusammenfassung und Fazit Zusammenfassend fällt bei der Betrachtung der Profile der drei Versuche im Intervallbetrieb auf, dass der Verschleiß primär vom Laufbahnrand in Richtung Kontaktmitte wächst obwohl die Lastverteilung im Kontakt zwischen Prüf- und Gegenwelle während der Montage der Prüfkörper mit einer Pressungsfolie kontrolliert wurde. Für eine Anwendung der Festschmierstoffsysteme im realen Zahnflankenkontakt ist einer erhöhten Kantenpressung bei Linienkontakt beispielsweise mit einer Balligkeit der Zahnflanken vorzubeugen. Des Weiteren sind bei allen drei Versuchen erst nach Abbruch der Prüfläufe Bereiche des Substrats auf Prüf- und Gegenwelle freigelegt. Insgesamt hat das Schichtsystem 1 sowohl in der Testreihe Pressungshochlauf als auch im Intervallbetrieb einer hohen Beanspruchung standgehalten. Gegenüber den Schichtsystemen 2 und 3 hat ein kontinuierlicher Verschleiß im Anschluss zum Schichtversagen geführt. Des Weiteren hat sich das Schichtversagen infolge eines Rauschens in der Reibkraft angekündigt. Bei dem Einsatz des Schichtsystems 1 im realen Zahnkontakt sind aufgrund des unterbrochenen Kontakts die Einlaufeffekte (Bild 4-1) von besonderer Bedeutung und sollen in Zukunft untersucht werden. Danksagung Gefördert durch die Deutsche Forschungsgemeinschaft (DFG) - 407625150 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 78 Einleitung In den 1960er Jahren ist die Wichtigkeit von Energieeffizienz aufgezeigt worden. Der Jost-Report [1] von 1966 hat wirtschaftliche Gewinne von 1.36 % des damaligen britischen Bruttoinlandsprodukts vorhergesagt, wenn neue Technologien eingesetzt werden würden, die Reibung und Verschleiß verringern. Allerdings berücksichtigt der Bericht keine Sekundäreffekte für die Umwelt, die durch die Verringerung von Reibung und Verschleiß entstehen, da die Bedeutung des Umwelteinflusses damals nicht im Fokus gestanden ist. Allerdings haben in den letzten beiden Jahrzehnten die Auswirkungen von menschlichen Aktivitäten auf die Umwelt und die fortschreitende Auszehrung der natürlichen Ressourcen, wie Öl, das Thema der Energieeffizienz in jede industrielle Anwendung eingebracht. Viele Länder haben sich genaue Ziele für die CO 2 -Einsparung gesetzt, die mit Zielwerten für bestimmte Industriezweige, wie beispielsweise dem Automobilsektor, einherge- Aus Wissenschaft und Forschung 79 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0024 Eine erste Abschätzung des globalen Energieverbrauchs von Kugellagern Vasilios Bakolas, Philipp Roedel, Oliver Koch, Michael Pausch* Wälzlager befinden sich in fast jeder Maschine und sorgen für effiziente Kraftübertragung bei geringen Reibungsverlusten. Aufgrund der Vielzahl der weltweit eingesetzten Wälzlager summieren sich diese relativ geringen Verluste trotzdem zu einer nicht zu vernachlässigenden Ursache von Energieverlusten. In den letzten Jahren sind viele energieeffiziente Lager entwickelt worden, die ein spezifisches Design oder neue Materialien verwenden, um die Verluste zu verringern, ohne an Lasttragfähigkeit einzubüßen. Der Effekt, den diese Änderungen auf den globalen Energieverbrauch haben ist bisher nicht quantifiziert worden. In diesem Artikel wird ein Vorgehen gezeigt, wie die Energieverluste mittels einem gegebenen Wälzlagertyp auf globaler Ebene abgeschätzt werden können. Die Methode basiert auf aktuellen Standards und gibt eine erste Annäherung zur Ermittlung der Energieverluste von Lagern. Vor- und Nachteile der vorgeschlagenen Methode werden diskutiert, plausibilisiert und eine Erweiterung für zukünftige Designs wird aufgezeigt. Schlüsselwörter Wälzlager, Leistungsverlust, Energieverbrauch, Simulationsmethoden A first approximation of the global energy consumption of ball bearings Rolling element bearings are found in every piece of machinery and are, therefore, a source of energy losses that can’t be ignored. During the last years a series of energy efficient bearings have been developed using specific designs or new materials aiming to reduce the losses of a bearing without sacrificing its load carrying capacity. The effect that these designs have on the global energy consumption hasn’t been quantified until now. A methodology to estimate the energy losses of the usage of a specific bearing type on a global scale is presented in this paper. The method, that is based on current standards, provides a first approximation for the determination of the energy losses of bearings and it is tested for its plausibility. The pros and cons of the proposed method are discussed, and a proposal is made on how to calculate the potential energy efficiency of newer designs Keywords roller bearing, power loss, energy consumption, simulation methods Kurzfassung Abstract * Dr. Vasilios Bakolas Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-5940-382X Msc. Philipp Roedel Dr. Oliver Koch Dr. Michael Pausch Schaeffler Technologies AG & Co. KG Industriestrasse 1-3, 91074 Herzogenaurach Der Artikel ist eine Übersetzung von Vasilios Bakolas, Philipp Roedel, Oliver Koch & Michael Pausch (2021) A first approximation of the global energy consumption of ball bearings, Tribology Transactions, DOI: 10.1080/ 10402004.2021.1946227 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 79 Berechnungsmethode Um den gesamten Energieverlust von Wälzlagern während ihres Betriebs zu berechnen, gibt es zwei mögliche Ansätze, die ähnliche Ergebnisse liefern sollten (Bild 1). Im produktbasierten Ansatz wird ein Ensemble von repräsentativen Betriebsbedingungen für einen bestimmen Lagertyp definiert und der Energieverlust jedes Lagers dieses Typs mit aktuellen Berechnungsmethoden ermittelt. Anschließend können die Berechnungsergebnisse mit den globalen Verkaufszahlen gewichtet werden, um die globalen Emissionen eines Typs abzuschätzen. Die andere Möglichkeit folgt dem Ansatz von Holmberg et al [6-9], indem in einem anwendungsbasierten Ansatz der Energieverlust einer Stellvertreteranwendung eines bestimmten Anwendungsgebiets komponentenweise untersucht wird, bis der Energieverbrauch der Wälzlager abgeschätzt werden kann. Die Breite und Vielzahl industrieller Anwendungen und Designs macht diesen Ansatz allerdings mühsam. Zwar kann er leicht in großen Sektoren wie Automobilindustrie, Luftfahrt, Windenergie, Bergbau oder der Papierindustrie angewendet werden. Es gibt allerdings viele andere Sektoren, die für eine gute Genauigkeit der Abschätzung mit einbezogen werden sollten. Dieser Ansatz ist sehr zeitaufwändig und daher nicht Teil des Artikels. Betriebsbedingungen Die Hauptaufgabe im produktbasierten Ansatz besteht darin, ein Ensemble von Betriebsbedingungen zu definieren, das auf alle Lagertypen angewendet werden kann. Der Standard ISO281 [10] bezieht sich hauptsächlich auf die Lebensdauer von Wälzlagern und stellt daher Aus Wissenschaft und Forschung 80 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0024 hen. Dies hat wiederum die Tribologie in den Fokus der Produktentwicklung gesetzt, da energieeffiziente Komponenten für komplette System entwickelt werden müssen. Nichtsdestotrotz ist der Vorteil von energieeffizienten Bauteilen über deren kompletten Lebenszyklus nicht auf breiter Ebene untersucht worden. Zwar gibt es generelle Richtlinien, die deren Produktion und Transport abdecken [2-4], es gibt aber wenig Untersuchungen, die den CO 2 -Fußabdruck während der verbleibenden Gebrauchsdauer - das ist der Zeitbereich deren Nutzung - oder des möglichen Energieverbrauchs während der Entsorgung oder Recyclings beleuchten. Verschiedene Studien zur Berechnung des globalen Energieverbrauchs [5] oder des Verbrauchs einzelner Industriesektoren wie des Bergbaus [6], der Papierindustrie [7] oder der globalen CO 2 -Emmisionen von Fahrzeugen [8,9] sind veröffentlicht worden. Die Autoren dieser Studien definierten einen durchschnittlichen Vertreter des jeweiligen Industriezweigs - beispielsweise ein durchschnittliches Auto - und haben daraus die Emissionen des Sektors berechnet. Des Weiteren konnten sie den potenziellen Effekt der CO 2 -Einsparung neuer Technologien ermitteln, indem sie die Energieverluste der jeweiligen Anwendung berechnet haben. Der Beitrag von spezifischen, aber breit eingesetzten Komponenten auf die globale Energieemissionen ist bisher nicht sorgfältig untersucht worden. Wälzlager befinden sich in fast allen Maschinentypen. Allerdings ist deren Energieverbrauch aufgrund ihrer hohen Effizienz meist nicht im Fokus der Optimierung (Wälzlager werden im Englischen auch „antifriction bearings“ genannt). Aufgrund der riesigen Anzahl an verwendeten Lagern kann deren Gesamtverbrauch allerdings nicht vernachlässigt werden. In den letzten Jahren sind viele energieeffiziente Lager entwickelt worden, die ein spezifisches Design oder neue Materialien verwenden, um die Verluste zu verringern, ohne an Lasttragfähigkeit einzubüßen. Der Effekt, den diese Änderungen auf den globalen Energieverbrauch haben, ist bisher nicht quantifiziert worden. Eine Methode, wie die Energieverluste eines bestimmen Lagertyps auf globaler Skala abgeschätzt werden können, wird in diesem Artikel vorgestellt. Die auf Plausibilität getestete Methode basiert auf aktuellen Standards und stellt eine erste Annäherung zur Ermittlung des globalen Energieverbrauchs von Lagern dar. Vor- und Nachteile der vorgeschlagenen Methode werden diskutiert und eine Erweiterung für zukünftige Designs wird aufgezeigt. Bild 1: Gegenüberstellung des Produkt- und Anwendungsbasierten Ansatzes TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 80 keine Orientierungshilfe dar. Der Standard ISO/ TS 16281 [11] stellt einen Satz von Referenz-Geometrien zur Verfügung, der zur Erstellung von Referenztypen für die Berechnung verwendet werden kann. Die einzige Quelle zu bestimmten Betriebsbedingungen findet sich im Standard ISO15312 [12], der sich mit der thermischen Bezugsdrehzahl befasst. Demnach basieren die Referenzbedingungen in diesem Standard hauptsächlich auf den Betriebsbedingungen der am häufigsten verwendeten Lagertypen und -größen. Des Weiteren ist dieser Standard für die vorliegende Studie geeignet, da er eine Methode zur Berechnung der Reibungsverluste in Lagern beinhaltet. Die Betriebsbedingungen sind hier so gewählt, dass ein Lager einen Temperaturanstieg um 50 °C (von 20 °C auf 70 °C) in einer Ölbadschmierung erfährt, wenn ein Öl mit einer Betriebsviskosität von 12 mm 2 / s bei 70 °C verwendet wird. Die Betriebsbedingungen dieses Lagers sind in Tabelle 1 zusammengefasst und werden im Folgenden weiter erläutert. In einem Kugellager wie in Bild 2 sind die Reibkontakte die Kontakte zwischen Kugeln und Laufbahnen und des Käfigs und zusätzlich der Dichtungskontakt. Da der Standard eine Ölbadschmierung voraussetzt, was einen dichtungsfreien Betrieb vorgibt, wird der Dichtungseinfluss vernachlässigt. Gleichzeitig scheint der Standard durch seine Wahl der Schmierung alle Wälzlager zu vernachlässigen die typischerweise mit Fett geschmiert werden. Das Ziel dieses Artikels ist es, eine generell anwendbare und auf bestehenden Standards basierende Methode zur Berechnung der Energieverluste vorzuschlagen. Daher geben diese Standards auch die Annahmen vor, die getroffen werden müssen. Andererseits wird darin auch eine wesentlich geringere Reibung für Fettals für Öl-geschmierte Lager vorhergesagt. Diese geringere Reibung wird durch die Dichtungen wieder aufgehoben, so dass die beiden gegenläufigen Effekte die Reibung von Fett- und Öl-geschmierten Lagern in dieselbe Größenordnung bringen. Daher sind die Annahmen in Tabelle 1 akzeptabel. Die einzige fehlende Betriebsbedingung ist die Drehzahl. Eine Untersuchung der Lagerkataloge verschiedener Hersteller zeigt, dass die thermischen Bezugsdrehzahlen stark unterschiedlich sein können. Dies hängt (a) mit der individuellen Innenkonstruktion des Lagers und (b) mit der Methode zur Berechnung der Reibungsverluste zusammen. Daher muss zur Bewertung der Energieverluste aller Lager ein Satz an Drehzahlen gewählt werden, um die herauszufinden, wie stark die Berechnungsmethoden die Ergebnisse beeinflussen. In dieser Studie sind die Bezugsdrehzahlen nach der Berechnungsmethode der ISO15312 als Drehzahlen verwendet worden. Die Bezugsdrehzahl wird nach ISO mit der Wärmeflussdichte q r berechnet, die nur durch die äußere Lagersitzfläche A r fließt und wie folgt definiert ist: (1) Nach Formel (1) ist die im Lager entstehende Wärme unter den gegebenen Bedingungen aus ISO15312 schon gegeben und der Standard definiert daher die Energieabgabe des Lagers. Diese ist unabhängig vom Lagerdesign und ein mögliches Maß für die durch die Hersteller ergriffenen Maßnahmen, die Reibung zu reduzieren. Der = 0.016 ( ) / , > 50000 0.016 / , 50000 Aus Wissenschaft und Forschung 81 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0024 Bild 2: Die Reibkontakte in einem typischen Radialrillenkugellager Lagerreferenztemperatur 70°C Radiale Referenzlast 5% C 0r Viskosität des Schmierstoffs bei 70°C 12 mm²/ s Art der Schmierung Ölbad Bohrungsdurchmesser < 1000mm Lagerspiel N (ISO 5753-1) Lagerachse horizontal Stehender Ring Outer ring Tabelle 1: Betriebsbedingung s m 753-1) al g TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 81 Dichtung M seal und dem Reibmoment für Planschverluste M drag . In diesem Artikel sind die Reibmomente von Dichtungen und Planschen vernachlässigt worden, um vergleichbar zu den Ergebnissen der Berechnung nach ISO15312 zu sein. Die Roll- und Gleitreibmomente der von SKF vorgeschlagenen semi-empirischen Methode sind in den Gleichungen (6) und (7) dargestellt. Die verschiedenen Parameter in diesen Gleichungen können mit weiteren Formeln ermittelt werden, die empirische Faktoren enthalten und zusätzlich zu Last und Drehzahl die Größe und Typ des Lagers, Art der Schmierung und Erwärmung durch Schubspannungen berücksichtigen. Da keine explizite Nennung zum Ursprung dieser Faktoren in ISO281 gemacht wird, ist anzunehmen, dass sie auf Testergebnissen beruhen, die hauptsächlich mit dem internen SKF-Standarddesign durchgeführt worden sind. (7) (8) Schaeffler stellt sein Reibmodell in Form des Computerprogramms Bearinx Easy Friction [15] zur Verfügung. Das Model basiert auf physikalischen Algorithmen, die Last, Verkippung der Lagerringe, Viskosität des Schmierstoffs, Temperatur, die genaue interne Lagergeometrie und das Lagerspiel berücksichtigen. Dieses Model ist ebenfalls mit einer Serie von Experimenten validiert worden. Die Basis dieses Modells ist die Reibkraft jedes Kontaktpunkts innerhalb des Lagers, die durch die Scherung des Schmierstoffs und der Reibung zwischen Asperiten entsteht. [14] (9) mit der Gleitreibkraft F sl , der Gleitreibkraft der Asperitenkontakte F sl,asp , der Gleitreibkraft der Scherung des Schmierstoffs F sl,fl und dem Lasttraganteil λ der Asperiten. Die spezifische Reibkraft eines Flächenelements ΔA und der lokalen Gleitgeschwindigkeit u sl ergibt sich somit zu: (10) Die Summe aller spezifischen Reibverluste aller Kontakte im Lager ergibt dessen Reibverlust. Ergebnisse Die Reibenergie von Radialrillenkugellagern ist mit allen drei Berechnungsmethoden ermittelt worden. Die 62er Serie soll die repräsentative Serie für alle Kugellager darstellen und die Betriebsbedingungen stammen = ( ) . = = , + ( 1 ) , , = | | Aus Wissenschaft und Forschung 82 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0024 gleiche Standard stellt Hilfsmittel zur Berechnung der Reibwärme zur Verfügung: (2) (3) (4) Die Reibmomentberechnung nach ISO15312 besteht aus einem drehzahlabhängigen Anteil M 0 und einem lastabhängigen Anteil M 1 . Diese Faktoren zur Berechnung dieser Anteile setzen sich aus Mittelwerten von aufwändigen Testreihen und der Analyse von empirisch ermittelten Literaturwerten zusammen. Da diese beiden Reibmomentanteile unter der Annahme von Ölbadschmierung mit einem Ölstand am Mittelpunkt des untersten Wälzkörpers und ohne Dichtung zur Ermittlung der thermischen Bezugsdrehzahl verwendet werden, lässt sich folgern, dass maßgebliche Planschverluste oder Dichtungsreibung nicht enthalten sind. Der abgegebene Wärmefluss des Lagers ist demnach gleich N r nach Formel (5), da die thermische Bezugsdrehzahl die Basis der Berechnung ist. (5) Berechnung der Reibungsverluste Formeln (1-4) werden von vielen Herstellen zur Berechnung der thermischen Bezugsdrehzahl eines Lagers verwendet. Nichtsdestotrotz kann die Reibleistung in Gleichung (1) stark überschätzt werden, was wiederum zu einer konservativen Abschätzung der thermischen Bezugsdrehzahl führt. In den letzten Jahren haben etliche Lagerhersteller Wälzlager mit unterschiedlichen Innenkonstruktionen vorgestellt, die die Reibung reduzieren sollen. Gleichzeitig haben sie ebenfalls verbesserte Berechnungsmethoden zur Ermittlung der Reibenergie von Lagern sowohl in Form von Katalogmethoden (SKF) [13] als auch Computerprogrammen (Schaeffler) [14], die auf theoretischen Modellen basieren, vorgestellt. Diese neuen Berechnungsmethoden berücksichtigen wesentlich mehr Faktoren, die die Reibung beeinflussen. Sie beinhalten das interne Design entweder implizit, wie beispielsweise in Katalogmethoden, oder explizit, zum Beispiel im Rahmen von Computerprogrammen. Die Katalogmethode von SKF definiert das Reibmoment als [13]: (6) mit dem Gesamtreibmoment M SKF , den Roll- und Gleitreibmomenten M rr und M sl , dem Reibmoment für die = ( + ) = 10 ( ) = = = + + + , TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 82 aus der ISO15312 zur Berechnung der thermischen Bezugsdrehzahl. Die Ergebnisse der Berechnung mit den drei Methoden ist in Bild 3 dargestellt. Die Reibleistung nach ISO15312 ist stets höher als die der anderen beiden Methoden. Eine mögliche Erklärung für diese Abweichung ist, dass die ISO-Berechnung und die darin enthaltenen Faktoren auf Experimenten beruhen, die Jahrzehnte vor deren Entwicklung durchgeführt worden sind. Des Weiteren umfassen die Experimente eine Vielzahl an Herstellern und Designs, die nicht immer bezüglich Reibung optimiert waren. In diesem Sinne können die Ergebnisse der ISO möglicherweise als Basis für die gesamte Wälzlagerindustrie verwendet werden. Die semi-empirischen (SKF) und computerbasierte Berechnung (Schaeffler) geben immer geringere Werte der Reibleistung zurück. Dies kann darauf zurückgeführt werden, dass beide Methoden das genaue Design ihrer Lager berücksichtigen. Während für kleinere Durchmesser beide Modelle ähnliche Ergebnisse liefert, gibt das Schaeffler Modell für Bohrungsdurchmesser von über 60 mm geringere Werte aus als die der SKF. Hierfür kann keine klare Erklärung gegeben werden, da sowohl viele Faktoren wie das Design als auch Details der Modelle für die Abweichungen verantwortlich sein können. Um die jährlich installierte Leistung aller Lager abzuschätzen, muss Zahl und die Größenverteilung aller verkauften Lager abgeschätzt werden. Das globale Marktvolumen für Kugellager wird für 2018 zu 31 Millionen Dollar geschätzt [16]. Aufgrund dieser Zahl und den Preisinformationen verschiedener Hersteller ist die Verteilung der verkauften Lager mittels eines iterativen Verfahrens ermittelt worden. Zunächst wird ist eine statistische Verteilung des Umsatzes über der Lagergröße gewählt und zusammen mit der Preisinformation die Verkaufszahlen der Lager bestimm. Da Maschinen- und Motorfahrzeuganwendungen bis zu zwei Drittel des Lagermarktes ausmachen [16] wird letztendlich eine schiefe Verteilung zu kleinen und mittelgroßen Lagern angenommen. Dieses Verfahren wird so lange wiederholt, bis die statistische Verteilung der Lagerverkaufszahlen mit den Erwartungen übereinstimmt. In dieser Studie wird eine statistische Verteilung der Lagerverkaufszahlen um eine mittlere Lagergröße von 35 mm, mit einer Standardabweichung von 18 mm und einer Schiefe von 2 angenommen. Die statistische Verteilung ist in Bild 4 dargestellt. Die Gesamtzahl an verkauften Lagern liegt somit bei etwa 1750 Millionen. Dadurch ergeben sich auch für große Lager signifikante Verkaufszahlen, auch wenn sie nur einen sehr kleinen prozentualen Anteil haben. Diese theoretische Verteilung der weltweiten Verkaufszahlen kann von den aktuellen Zahlen für einzelne Bohrungsdurchmesser abweichen. Da es allerdings keine Literaturangaben zu den Verkaufszahlen zu den jeweiligen Bohrungsgrößen gibt, ist diese Verteilung eine gute Annäherung im Generellen im Rahmen dieser Studie. Die Erhöhung der Verteilung bei 6224 resultiert aus einem Zusammenspiel des Ermittlungsverfahrens und dem Wechsel des Bohrungsdurchmessers um 10 mm oberhalb der Größe 6222 anstatt 5 mm unterhalb. Aus Wissenschaft und Forschung 83 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0024 Bild 3: Reibverluste von Kugellagern TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 83 Mit einer mittleren Gebrauchsdauer von 38 % pro Jahr [17] - das sind 3,331 Betriebsstunden - kann der jährliche Energieverlust der Lager abgeschätzt werden (Bild 6). Sowohl die semi-empirisch als auch die mit analytischen Methoden ermittelten Reibverluste liegen bei etwa 60 % des ISO-Wertes. Der Unterschied zwischen den beiden erstgenannten Methoden liegt bei 2 %. Aus Wissenschaft und Forschung 84 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0024 Der Reibverlust der Wälzlager kann für jede Lagergröße mit den drei Berechnungsmethoden ermittelt werden, wenn die Verkaufszahlen als Gewichtungsfaktor verwendet werden. Die Ergebnisse sind in Bild 5 dargestellt. Die diskutierte Erhöhung der statistischen Verteilung beeinflusst an dieser Stelle die Ergebnisse der Reibverluste, aber nicht das Gesamtergebnis. Bild 4: Prozentuale Lagerverkaufszahlen pro Lagergröße Bild 5: Mit den Lagerverkaufszahlen gewichtete Reibverluste TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 84 Diskussion Die im vorangegangenen Kapitel berechneten Reibverluste erschein groß. Sie können in 66 Mtoe (million tons of oil equivalent; 2.75 EJ) für die ISO Ergebnisse, bzw. ungefähr 41 Mtoe (1.7 EJ) für die Schaeffler und SKF Ergebnisse umgerechnet werden. Diese Zahlen müssen in Relation zum globalen jährlichen Energieverbrauch gesetzt werden - nur so kann ihre Validität überprüft werden. Nach Holmberg [5] lag der globale Energieverbrauch 2014 nach dem Abzug von Verlusten durch Produktion und Transport bei 9425 Mtoe (396 EJ). Der mit Produktion und Transport zusammenhängende Verbrauch ist mit 57 % des Gesamtverbrauchs beziffert. Dies ergibt ungefähr 5372 Mtoe (226 EJ). Daher ergibt sich je nach Berechnungsmethode ein jährlicher Energieverbrauch aller verkaufter Kugellager von etwa 1.2-0.75 % des globalen Energieverbrauchs. Aus diesen Zahlen ergeben sich einige Diskussionen. Einerseits scheint der Prozentsatz relativ hoch, da es sich lediglich um den Beitrag der Lager handelt, die in einem Jahr verkauft werden. Weiterhin wird die Reibung fettgeschmierter, gedichteter Lager unterschätzt, da die Dichtungsreibung vernachlässigt wird. Schlussendlich bedeutet dies, dass der der Gesamtverlust aller Lagertypen noch höher ist, wenn schon der der Kugellager 1 % beträgt. Andererseits werden in diesen Berechnungen Annahmen getroffen, die vermutlich zu einer Überschätzung des aktuellen Energieverlusts führen. Die Bedingungen in ISO15312 sind für einen maximalen Energieverlust des Lagers festgelegt. Weiterhin erhöht die Annahme der thermischen Bezugsdrehzahl als Betriebsdrehzahl zusätzlich den Energieverlust. Normalerweise werden Lager mit weit geringeren Drehzahlen betrieben als in diesem Artikel angenommen. Die mittlere jährliche Betriebsdauer ist ebenfalls hoch angesetzt und entspricht einem mittleren Gebrauch in der Industrie. In vielen anderen Anwendungen wie Automotive oder Haushaltswaren wird die jährliche Gebrauchsdauer vermutlich viel geringer sein. Der Hauptnutzen dieser Art von Ergebnissen wird es sein, dass Hersteller und Anwender von Wälzlagern den Einfluss neuer reibungsoptimierter Designs auf den Energieverbrauch bewerten können. Solche Designs haben hauptsächlich die Kontakte zwischen Wälzkörpern und Laufbahnen oder Käfigen im Fokus. Die Reduzierung der Rauheiten ist eine offensichtliche Maßnahme, um Reibung zu reduzieren. Des Weiteren beeinflusst die Schmiegung des Innen- und Außenrings signifikant die Reibung, da die Kontaktfläche und damit der Mikroschlupf im Kontakt verringert wird. Bestimmte Käfigdesigns und -materialien können ebenfalls einen großen Einfluss auf die Lagerreibung haben. Die Anzahl der Wälzkörper beeinflusst ebenfalls die Reibung aus dem offensichtlichen Grund, dass sie die Anzahl der Reibkontakte festlegt. Die Verwendung von Lagern mit Keramikwälzkörper hat auch den positiven Effekt gezeigt, den verschiedene Materialien auf die Reibung haben. Zuletzt haben Oberflächenbeschichtungen einen signifikanten Effekt auf die Reibungsreduzierung - obwohl einige schwer in Lagern anwendbar sind. Wie aus den drei vorgestellten Modellen bereits ersichtlich ist, kann nur das komplett analytische Modell all die erwähnten Design-Verbesserungen berücksichtigen. Sowohl die ISO als auch die SKF Berechnungen können den Vorteil von Änderungen des Lagerdesigns nicht di- Aus Wissenschaft und Forschung 85 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0024 Bild 6: Energieverbrauch der jährlich installierten Kugellager TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 85 • Werden die Berechnungsmethoden mit Verkaufszahlen verknüpft, kann eine erste Abschätzung des gesamten Energieverbrauchs von Lagern gemacht werden. • Diese Verluste belaufen sich ca. auf 1 % des Gesamtenergieverlusts von Industrie und Transport. Diese Zahl scheint in der richtigen Größenordnung zu sein, obwohl einige vereinfachende Annahmen getroffen worden sind. • Eine Verbesserung der Ergebnisqualität ist schwer zu erzielen, da hierfür sowohl bessere Daten zu den Verkaufszahlen als auch zu den Betriebsbedingungen über eine breite Vielfalt an Anwendungen nötig wäre. • Diese Methode kann die Verbesserungen durch reiboptimierte Lagerdesigns quantifizieren, wenn sie mit einem analytischen Reibmodell verknüpft wird. • Reibungsoptimierte Designs können einen signifikanten Einfluss auf die Verringerung der globalen Energieverluste durch Lager haben. Ausgehend vom Design eines einzigen Herstellers, ist die Reduktion etwa 0.15 -0.2 % des globalen Energieverbrauchs. Das in dieser Arbeit vorgestellte Vorgehen kann auf alle anderen Lagertypen angewendet werden. Dies ermöglicht die Abschätzung der Gesamtverluste aller Lager und zusätzlich - was noch wichtiger ist - stellt dies ein Werkzeug dar, das Schlüsse ermöglicht, worauf der Fokus der Lagerreibungsreduktion gelegt werden sollte. Eine quantitative Analyse aller Lagerverluste aller Lagertypen könnte beispielsweise aufzeigen, ob der größte Nutzen erreicht werden kann, indem eine bestimmte Lagertype oder eine bestimmte Lagerkomponente aller Lager optimiert wird. Aus Wissenschaft und Forschung 86 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0024 rekt bewerten. Hierzu müsste ein neues Set an Parametern ermittelt werden, welches wiederum ausschließlich für das neue Design gültig ist. Nur eine komplette Beschreibung der internen Lagergeometrie und die Modellierung jedes Kontaktpunkts darin kann die Vorteile neuer reiboptimierter Designs ermitteln. Um dies hervorzuheben wird der Reibverlust nochmals mit einem reiboptimierten Design eines Herstellers berechnet, welches für einige Bohrungsdurchmesser angeboten wird [18]. Wie aus Bild 7 zu erkennen ist, zeigt das analytische Modell eine Reduzierung der reibungsinduzierten Energieverluste der jährlichen installierten Kugellager von etwa 20 % aufgrund des reiboptimierten internen Designs, während keines der anderen beiden Modelle dies vorhersagen kann. Dieses Beispiel zeigt ebenfalls das riesige Potential und den Einfluss reibungsoptimierter Lager auf den globalen Energieverbrauch und die weltweiten CO 2 -Emissionen. Schlussfolgerungen Ein erster Versuch den Energieverbrauch von Kugellagern abzuschätzen ist unternommen worden. Um dies zu erreichen, werden die Betriebsbedingungen der ISO15312 herangezogen, da das die einzig genormten Betriebsbedingungen sind, die universal auf Kugellager anwendbar sind. Ein Vergleich zwischen den Methoden der ISO, der semi-empirischen Methode von SKF und dem analytischen Modell von Schaeffler ist durchgeführt und die folgenden Schlussfolgerungen können gezogen werden: Bild 7: Energieverlust von Kugellagern pro Jahr TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 86 Danksagung Die Autoren danken Schaeffler Technologies für die Erlaubnis der Veröffentlichungen dieser Ergebnisse. Literatur [1] Jost, P. Ed., (1996), “Lubrication (Tribology) Education and Research. A Report on the Present Position and Industry’s Need”, London: Department of Education and Science, Her Majesty’s Stationery Office, Great Britain. [2] ISO 14044, (2006), “Environmental Management -Life cycle assessment” [3] ISO 14067, (2018), “Greenhouse gases - Carbon footprint of products - Requirements and guidelines for quantification” [4] DIN EN 16258, (2013), “Methodology for calculation and declaration of energy consumption and GHG emissions of transport services (freight and passengers)” [5] Holmberg, K., Erdemir, A., (2017), “Influence of tribology on global energy consumption, costs and emissions”, Friction, 5(3), 263-284. [6] Holmberg, K., Kivikytö-Reponen, P., Härkisaari, P., Valtonen, K., & Erdemir, A. (2017), “Global energy consumption due to friction and wear in the mining industry”, Tribology International, 115, 116-139. [7] Holmberg, K., Siilasto, R., Laitinen, T., Andersson, P., Jasberg, A., (2013), “Global energy consumption due to friction in paper machines”, Tribology International, 62, 58-77. [8] Holmberg, K., Andersson, P., Nylund, N.O., Erdemir, A., (2014), “Global energy consumption due to friction in trucks and buses”, Tribology International, 78, 94-114. [9] Holmberg, K., Andersson, P., Erdemir, A., (2012), “Global energy consumption due to friction in passenger cars”, Tribology International, 42, 221-234. [10] ISO 281, (2007), “Rolling Bearings - Dynamic load ratings and rating life” [11] ISO/ TS 16281, (2008), “Rolling bearings - Methods for calculating the modified reference rating life for universally loaded bearings” [12] ISO 15312, (2018), Rolling bearings - Thermal speed rating - Calculation” [13] SKF, “The SKF model for calculating the frictional moment”, https: / / skf.com/ go/ 17000-B5 [14] Koch, O., Plank, R., Weber, J., (2009), “Analytisches Modell zur Berechnung und Minimierung der Wälzlagerreibung”, VDI-Fachtagung „Gleit- und Wälzlagerungen 2009“, VDI Berichte 2069, ISBN 978-3-18-092069-6, S. 67-78, Wiesloch, Juni 2009 [15] Peters, K., Iorillo, J., (2018), “Industry Study #3684 - Global Bearings”, The Freedonia Group [16] Bauer, F., Groß, H., (2006): “Betriebszeiten in Europa”, WSI-Mitteilungen 6/ 2006 [17] Schaeffler, “Rolling Bearings - Catalogue HR 1”, https: / / www.schaeffler.de/ std/ 1D65 Nomenklatur Referenzfläche der Wärmeabstrahlung A r mm 2 Statische Tragzahl in Übereinstimmungmit ISO 76 C0 r N Teilkreisdurchmesser d m mm Koeffizient des Last-unabhängigen Reibmoments unter Referenzbedingungen f 0r - Koeffizient des Lastabhängigen Reibmoments unter Referenzbedingungen f 1r - Gleitreibkraft des Kontakts F sl N Gleitreibkraft eines Asperiten-Kontakts F sl,asp N Scher-Reibkraft des Schmierstoffs F sl,fl N Tabellen-Variable der Rollreibung G rr - Tabellen-Variable der Gleitreibung G sl - Last-unabhängiges Reibmoment unter Referenzbedingungen der thermischen Bezugsdrehzahl M 0r N·mm Last-abhängiges Reibmoment unter Referenzbedingungen der thermischen Bezugsdrehzahl M 1r N·mm Reibmoment der Planschverluste etc. M drag N·mm Rollreibmoment M rr N·mm Dichtreibmoment M seal N·mm Gesamtreibmoment (SKF Model) M SKF N·mm Gleitreibmoment M sl N·mm Drehzahl n rpm Reibverlust des Lagers bei Referenzbedingungen der thermischen Bezugsdrehzahl N r W Thermische Bezugsdrehzahl n θr rpm Referenzlast P 1r N Spezifische Reibleistung q W/ mm 2 Referenzwärmeflussdichte q r W/ mm 2 Lokale Gleitgeschwindigkeit u sl m/ s Aktuelle Betriebsviskosität des Öls ν mm 2 / s Kinematische Viskosität des Schmierstoffs bei Referenzbedingungen ν r mm 2 / s Asperitenlasttraganteil λ - Gleitreibkoeffizient µ sl - Reduktionsfaktor durch Erwärmung am Einlass φ ish - Kinematischer starvation factor φ rs - Aus Wissenschaft und Forschung 87 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0024 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 87 Anzeige 88 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie dheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikation Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprac Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altp \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommun chaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische chaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Manageme e \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bau rachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ To Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kultu \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ An en \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ W 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: M 2021 · Änderungen und Irrtümer vorbehalten! Das Buch bietet eine praxisorien�erte Einführung in das Thema Ölanalysen. Es vermi�elt das nö�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�on bis hin zur Überwachung von Schmierölen und Hydraulikflüssigkeiten während des Einsatzes. TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 88 Nachrichten 89 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 * Maximilian Romeser Patrick Stuhler Bosch Rexroth AG Glockeraustraße 4, 89275 Elchingen Entwicklung eines Messsystems zur Untersuchung schlupfkritischer Betriebszustände bei vollrolligen Zylinderrollenlagern mithilfe einer Auswerteroutine Maximilian Romeser, Patrick Stuhler* Zusammenfassung Das Auftreten von Anschmierungen in vollrolligen Zylinderrollenlagern kann ihre Lebensdauer erheblich verringern. Diese adhäsive Verschleißform stellt ein Resultat von Schlupf dar. Zur experimentellen Untersuchung wird ein Wälzlagerprüfstand verwendet, welcher hinsichtlich der Sensorik und Datenerfassung modifiziert wird. Dies beinhaltet den Entwurf einer induktiven Wälzkörperdrehzahlsensorik. Daneben wird die Datenauswertung als automatisierte Auswerteroutine konzipiert. Hierdurch sind umfangreiche Versuchspläne, welche insbesondere den Einfluss der Axiallast sowie die Ausbildung einer zweiten Lastzone im Lager offenbaren, möglich. Abstract The appearance of smearings in full complement cylindrical roller bearings can reduce their lifespan substantially. This adhesive wear is a result of slip. In order to conduct experimental analyses, a bearing test rig is used. It is modified by applying sensors and adapting the data acquisition. This includes the design of an inductive sensor measuring the rotation speed of the rolling elements. Furthermore, the data evaluation is conceived as an automatized evaluation routine. Hereby, extensive experimental designs revealing the effect of the axial force and the forming of a second load zone are possible. 1 Motivation Beim Betrieb von Wälzlagern können Anschmiererscheinungen die Lebensdauer deutlich verringern. Dieser adhäsive Verschleißmechanismus ist bisweilen nicht vollständig verstanden und stellt u. a. bei vollrolligen Zylinderrollenlagern eine erhebliche Problematik dar. Experimentelle Untersuchungen ziehen hierbei in der Regel einen hohen Versuchsaufwand mit sich. [1] Gemäß Hiltscher sind Anschmierungen als „eine Veränderung der Oberfläche von unter Relativbewegung stehenden metallischen Wälzlagerbauteilen durch einen beginnenden […] adhäsiven Verschleißmechanismus“ definiert. [2] Die Relativbewegung zwischen den Lagerkomponenten kann hierbei mithilfe des Schlupfes charakterisiert werden, welcher sich als einen bedeutsamen Einflussfaktor für die Entstehung von Anschmiererscheinungen herausstellt. Grundsätzlich muss dabei zwischen Wälzkörper- und Wälzkörpersatzschlupf unterschieden werden. Ersterer gibt die Abweichung der Wälzkörperdrehzahl um die Wälzkörperachse bzgl. einer kinematischen Solldrehzahl wieder. Bedingt durch die Ausprägung der Lastzone eines radial belasteten Wälzlagers kann der Wälzkörperschlupf über eine Wälzkörpersatzumdrehung stark variieren. Der Wälzkörpersatzschlupf bezieht sich hingegen auf die Umdrehung des Wälzkörpersatzes um die Lagerachse. [3] 2 Methodik 2.1 Modifikation des Wälzkörperprüfstands Für die experimentelle Untersuchung des Schlupfes bei vollrolligen Zylinderrollenlagern steht ein Komplettlagerprüfstand zur Verfügung. Dieser gewährleistet den realgetreuen Betrieb der Lager mithilfe zweier Hydraulikzylinder, welche sowohl eine radiale wie auch axiale Krafteinleitung ermöglichen. Der Prüfling befindet sich dabei in einer mit Öl gefüllten Prüfzelle, welche von einem Schmieraggregat versorgt wird. Der Prüfstand ist über eine SPS-Steuerung weitgehend automatisiert, verfügt jedoch zunächst nicht über die notwendige Messtechnik, um Schlupfuntersuchungen zuzulassen. Die Modifikation des Prüfstands umfasst mitunter die Applikation einer geeigneten Wälzkörperdrehzahlsensorik, die als induktiver Sensor in Form einer konzentrisch zum Lager angeordneten Ringspule ausgeführt wird. In Verbindung mit einem Diametralmagneten, welcher auf einem Wälzkörper fixiert wird, wird auf diese Weise eine sinusförmige Spannung induziert. Die detaillierte Auslegung des Sensors erfolgt mithilfe physikalischer Modellvorstellungen und experimentellen Vorversuchen. Um die Wälzkörperdrehzahl lokal auflösen zu können, wird daneben ein induktiver Näherungsschalter appli- GfT-Förderpreis Bachelorarbeit logie ation prac \ Altp mun sche geme Bau t \ To Kultu \ An L \ W TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 89 Nachrichten 90 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 ziert. Der präparierte Wälzkörper wird hierfür mit einem Metallstift versehen, sodass ein Impuls bei Passieren des Näherungsschalters ein Impuls erzeugt wird. Auf diese Weise ist es zudem möglich, die Drehzahl des Wälzkörpersatzes und somit den Wälzkörpersatzschlupf zu berechnen. Für die Überwachung der Umgebungsbedingungen des Prüflings werden weiterhin 8 Pt100-Fühler am Lagersitz installiert. Ein weiterer Temperaturfühler wird nahe des Prüflagers im Ölbad platziert. Hinsichtlich der Datenerfassung muss die große Speichermenge anfallender Messdaten berücksichtigt werden. Daher werden Signale mit hoher Dynamik wie das Spulensignal hoch abgetastet innerhalb von Messintervallen aufgezeichnet, während bspw. die Temperaturen mit niedriger Abtastrate permanent erfasst werden. Auf Grundlage eines programmierten Messablaufs erfolgt die Betätigung der Messintervalle automatisiert am jeweiligen Lastpunkt. 2.2 Versuchsplanung und -ablauf Mithilfe eines automatisierten Prüfvorgangs kann ein flexibel und breit angelegter Versuchsumfang gewährleistet werden. Innerhalb eines Versuchs wird im Rahmen der Arbeit ein vollfaktorieller Versuchsplan angelegt. Die Drehzahl wird dabei in fünf Stufen, die Axiallast in sieben Stufen und die Radiallast in zehn Stufen variiert, sodass sich ein Versuch aus der Anfahrt von 350 Lastpunkten zusammensetzt. Für konstante Bedingungen wird deshalb auf 65 °C geheizt, um eine Abhängigkeit der Lagertemperatur zum Betriebspunkt auszuschließen. Um die Auswirkungen der Öl- und Lagertemperatur auf den Schlupf zu untersuchen, werden separate Versuche durchgeführt. Hierfür wird ein stationärer Lastpunkt innerhalb eines Versuchs angefahren und der Prüfstand ausgehend von Raumtemperatur durch Eigen- und Ölerwärmung erhitzt. Innerhalb bestimmter Intervalle werden dabei sukzessive Messdaten aufgenommen. 2.3 Datenauswertung Um die Vielzahl an Datensätzen aus einem Versuch effizient und robust auszuwerten, bedarf es der Entwicklung einer automatisierten Auswertung der Messdaten. Diese basiert auf einem automatisierten MATLAB- Skript, wofür die Daten bereits innerhalb des Versuchs konvertiert werden. Die eigentliche Auswerteroutine entspricht dem EVA-Prinzip, wonach der Datensatz eines Lastpunkts eingelesen, ausgewertet und visualisiert wird, bevor der nächste Lastpunkt eingelesen wird. Wichtigster Bestandteil der Auswerteroutine ist die Verarbeitung des Spulensignals, welches die Information über die Wälzkörperdrehzahl in der Frequenz und Amplitude enthält. Für die Auswahl des bestmöglichen Verfahrens zur Berechnung der Drehzahl werden verschieden Methoden untersucht und evaluiert. Dies geschieht auf Grundlage eines synthetischen, modellbasierten Signals, dessen Drehzahlverlauf bekannt ist. Anwendung findet schließlich die Auswertung der Momentanfrequenz aus dem mithilfe der Hilbert-Transformation gebildeten analytischen Signalverlauf, welches in ähnlicher Form bereits von Bajer angewendet wird. [4] Untersucht werden weiterhin das Stützstellenverfahren, die Kurzzeit-Fourier-Transformation, die Wavelet-Transformation und eine hüllkurvenbasierte Methode. Anhand des Signals des Näherungsschalters wird mittels Interpolation der lokal aufgelöste Wälzkörperschlupf er- Bild 1: Funktionaler Aufbau des Wälzlagerprüfstands TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 90 Nachrichten 91 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 rechnet. Der Schlupfverlauf eines Lastpunkts wird innerhalb eines Polardiagramms visualisiert. Daneben werden bestimmte Kenngrößen der Wälzkörperkinematik gebildet; innerhalb einer Wälzkörpersatzumdrehung wird der maximale und minimale Wälzkörperschlupf ermittelt und für einen Lastpunkt gemittelt. Auch der Wälzkörpersatzschlupf wird hierfür bestimmt. Nach der Ausführung der Auswerteroutine können die Kenngrößen als Kennfelder dargestellt werden. Als Achsen fungieren hier die eingeprägte Radial- und Axiallast dar, weshalb infolge der Drehzahlvariation aus einem Versuch fünf Kennfelder generiert werden. 3 Ergebnisse und Diskussion Die Betrachtung der Ergebnisse zeigt mitunter bereits bekannte Zusammenhänge auf. U. a. ist bereits eine Korrelation zwischen dem minimalen Wälzkörperschlupf (in der Lastzone) und dem Wälzkörpersatzschlupf nachgewiesen, welcher im Rahmen der Versuche stets 0 % beträgt, bedingt durch die mindestens vorhandene Radialkraft von 5 kN. Die aufgrund der hohen Fliehkraft und abnehmenden Verzögerungszeit auftretende Abnahme des Wälzkörperschlupfs bei steigender Wellendrehzahl ist ebenso ersichtlich. Der breite Versuchsumfang legt zudem insbesondere die Auswirkungen der axialen Last dar, was charakterisierend für den realen Lagerbetrieb ist. Bei hoher Axialkraft kommt es zu einer starken Abnahme des maximalen Wälzkörperschlupf. Über das gesamte Radiallastspektrum besteht dort im äußersten Fall kein signifikanter Schlupf über die gesamte Wälzkörpersatzumdrehung. Der Effekt der radialen Last auf den maximalen Wälzkörperschlupf ist zwar allgemein weniger erheblich, bei niedrigen Axialkräften ist er jedoch erheblich stärker ausgeprägt. Bei hohen Radiallast-Axiallast ist eine Abnahme des Schlupfes zu beobachten. Bei Betrachtung der Polardiagramme zeigt sich, dass es zur Ausbildung einer zweiten Lastzone kommt. Die Ursache besteht in der starken Biegung der Welle, welche die Verkippung der Wälzkörper und dem Kontakt von Wälzkörper zu Außenring gegenüber der eigentlichen Lastzone zur Folge hat. Zu hohe Axiallast-Radiallast-Verhältnisse sind hingegen allgemein kritisch für den Lagerbetrieb. Hier ist der Wälzkörperschlupfverlauf sehr unregelmäßig und schwer zu interpretieren. Die Durchführung der Temperaturversuche zeigt ferner eine äußerst ausgeprägte Abhängigkeit vom maximalen Wälzkörperschlupf zur Ölbzw. Lagertemperatur. Bei niedrigen Temperaturen fällt der Schlupf deutlich höher aus. Beachtet werden müssen hier die mit Erwärmung zunehmende Ölviskosität sowie die thermischen Ausdehnungen der Komponenten innerhalb und um das Lager herum. 4 Schluss Moderne Datenerfassungssysteme tragen in Kombination mit geeigneter Sensorik maßgeblich zur Reduzierung des Versuchsaufwands bei. Mithilfe eines automatisierten Prüf- und Auswertevorgangs können experimentelle Schlupfuntersuchungen somit umfangreicher angelegt und komplexe Einflüsse detaillierter analysiert werden. Die im Rahmen der Arbeit entwickelte Auswerteroutine lässt dabei eine robuste und valide Verarbeitung der Messdaten zu. Bild 3: Schlupfverlauf bei Ausbildung einer zweiten Lastzone Bild 2: Maximaler Wälzkörperschlupf bei moderater Drehzahl TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 91 Nachrichten 92 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Die Versuchsergebnisse bestätigen einerseits bereits bekannte Sachverhalte, zeigen jedoch auch die Eigenheiten des Betriebs vollrolliger Zylinderrollenlagern mit Axiallast auf. Diese stellt einen erheblichen Faktor für den Wälzkörperschlupf dar. Die Ausbildung einer zweiten Lastzone ist zudem grundsätzlich möglich. Bedeutsam ist jedoch auch die ausführlichere Untersuchung des Temperatureinflusses auf den Schlupf. Die Gewährleistung konstanter Umgebungsbedingung während eines Schlupfversuchs ist darüber hinaus in Zukunft wünschenswert. Auf Basis der Ergebnisse können in Zukunft schlussendlich DoE-Pläne für Anschmierversuche optimiert bzw. reduziert werden. Hierzu benötigt es allerdings weitere Versuche hinsichtlich Toleranzen des Lagers, des Prüfstands sowie einen Kühlkreislauf um das vollständige Temperaturverhalten zu identifizieren. Literatur 1. P. Stuhler, N. Nagler, G. Poll, Stand der Technik: Anschmierungen bei Radial-Zylinderrollenlagern. (2020) 2. G. Hiltscher, Anschmierungen bei Wälzlagern - ein Beitrag zur theoretischen und experimentellen Lösung des Problems. Diss., Universität Erlangen-Nürnberg (1989) 3. B. Scherb, P. Giese, Antriebstechnik (12), 54 (1994) 4. P. Bajer, Einflussgrößen auf das Schlupfverhalten von Wälzlagern in Generatorgetrieben. Diss., Technische Universität Kaiserslautern (2016) Max L. J. Wolf Projektarbeit bei kleineren und mittleren Vorhaben Orientierung scha昀en für die Praxis mit dem Projektmanagement-Kompass! expertverlag.de Anzeige TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 92 Nachrichten 93 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Ultrasonic Film Thickness and Viscosity Measurements in Lubricated Contacts Fabio Tatzgern, Michele Schirru, Markus Varga, Martin Gröschl* Keywords Ultrasound, Reflection, Viscosity, Film thickness, Tribometer, in-situ, online Introduction The aim of this study is to test and verify a new ultrasonic sensor that enables in-situ, non-invasive and real time viscosity and film thickness measurements in standard tribological testing. Tribometers are often used to simulate industrial tribocontacts to be able to investigate and optimize lubricant and frictional performances for industrial applications. Currently, tribometers offer a limited insight into the tribocontact as wear cannot be measured in-line during a test run. Therefore, instrumenting a new sensor to measure additional parameters like film thickness and viscosity in-situ and non-invasively, provides very valuable tribological insights and information. The proposed sensor utilizes high frequency ultrasonic sensors to enable such non-invasive and real time measurement of the pin-test plate lubricated contact in a standard SRV3 tribometer. Ultrasonic Background Ultrasonic waves, like audible sound, propagate as a pressure wave through a medium in different wave modes. Ultrasonic waves are mainly generated by piezoelectric crystals that are polarized to generate different wave modes. The most common polarization modes are the plane longitudinal and the horizontally shear ones. When an interface, assumed to be perfectly bonded between two materials, is struck by an ultrasonic wave, some portion of the wave is transmitted, and the rest is reflected. If the wave is incident to the contact interface at an angle, as shown in Figure 1, mode conversion occurs transforming part of the incident planewave (L 1 ) into a reflected shear wave (S 1 ) and partially into a longitudinal wave (L 1’ ), each following Snell’s law (Jakevicius, Butkus, Vladiauskas, & Barauskas, 2021). Figure 2 shows that in lubricated tribological contacts, medium 1 and medium 2 would be in relative motion between each other and would be separated by a lubricant layer. GfT-Förderpreis Masterarbeit * Dipl.-Ing. Fabio Tatzgern, BSc 1 Michele Schirru 2 Markus Varga 2 AC2T research GmbH Viktor-Kaplan-Straße 2C, 2700 Wiener Neustadt Martin Gröschl 2 Institut für Angewandte Physik Technische Universität Wien Wiedner Hauptstraße 8-10, 1040 Wien 1 Corresponding author, student 2 Supervisors Figure 1: Reflection of ultrasonic waves incident at an angle in medium 1. Part of the wave is reflected; the other part is transmitted into medium 2. Figure 2: Three-layer system: medium 1 steel specimen, lubricant 3, medium 2 steel disc. The incident wave I gets reflected and transmitted (T) at interface 1-3 and at interface 3-2. The received signal R is a combination of the two reflected signals. TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 93 If the ultrasonic wave is incident on a thin lubricant layer (medium 3 in Figure 2), or a layer with thickness that is less than the incident wavelength, to a normal incidence angle, the spring model (Dwyer-Joyce, Zhu, & Reddyhoff, 2010) can be used to correlate the reflection coefficient to the film thickness by: Eq. 1 where h is the thickness of the lubricant layer, c 3 is the speed of sound in the lubricant, ρ 3 is the density of the lubricant, ω is the frequency of the incident wave, R is the reflection coefficient and z 1 and z 2 are the acoustic impedances of medium 1 and 2 respectively. If a shear wave is incident on an interface, the viscosity of the liquid layer can be estimated by (Kasolang & Dwyer-Joyce, 2008) Eq. 2 where η u is the ultrasonically measured viscosity, ρ L is the density of the liquid layer and z s is the acoustic shear N O P P ! QR R ! S T ! R R ! ! U R U R ! ! V U T ! W X YR Z! ! O P Q [ V U T V T \ ! impedance of the solid. The current study was conducted with ultrasonic wave incident at an angle to the contact interface, however Eq.1 and Eq.2 proved to be suitable for a first approximation of the results of the experiments conducted. Experimental Methods Ultrasonic pulses in the longitudinal mode used in this work are generated by 10 MHz center frequency piezoelectric transducers bonded directly onto the modified spherical pin specimen, as seen in Figure 3. (Zhang, Drinkwater, & Dwyer-Joyce, 2006) One element pulses the ultrasonic wave, a 12 MHz sine pulse, at an angle to the contact point between the pin and the counteracting disc, while the other receives the reflected waves. The geometry is shown in more detail in the next section and in Figure 6. The pin, a 100Cr6 hardened steel ball with a diameter of 10 mm, is held in position by the geometry seen in Figure 3 to always ensure that the position of the contact point is known. This makes sure sound is always reflected from the same point for different pins and allows high repeatability between tests. An SRV3 (‘Schwing-Reib- Verschleiß’) tribometer is used to conduct the experi- Nachrichten 94 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Figure 3: The modified specimen instrumented with piezoelectric elements. (left); the sample holder with the instrumented specimen built in the SRV3. (right) Figure 4: Parameters used for tribo-testing with an SRV3 tribometer. ments. This standard tribometer allows to inspect the oscillation motion of the modified pin and a lubricated disc with a range of different parameters, which are seen in Figure 4. For this study three different standard lubricants with different material properties were chosen. All three are Polyalphaolefin (PAO) with different viscosities, namely PAO4, PAO40 and PAO100. Enough data of these oils was available (Nakamura et al., 2016), (Spectra- Syn™, 2021) to evaluate the obtained viscosity and film thickness in comparison to both literature and accepted models such as the Hamrock & Dawson equation. (Hamrock & Dowson., 1976) (Bair, Vergne, & Querry , 2005) TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 94 Nachrichten 95 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Table 1 shows material properties of the used oils. (Nakamura et al., 2016) (SpectraSyn™, 2021) After previous calibration tests and finetuning, each oil was tested in two different test runs, for a total of six experiments. The increase of temperature at the location of the piezoelectric elements was investigated and found to be negligible over the duration of a test run, therefore, temperature can be assumed to be constant throughout a test run, at about 30 °C. A PC is used to control a waveform generator that controls the ultrasonic transducer acting as sender to produce the incident ultrasonic tone burst sine wave. A preamplifier is used to amplify the signal sent to the sender to achieve an incident ultrasonic amplitude of 10 Vpp. The reflected signal is detected by the ultrasonic transducer acting as the receiver which is connected to an oscilloscope. The oscilloscope is used to transfer waveform data to the PC where data is acquired and postprocessed. Figure 5 shows an example of ultrasonic signals received from the interface. Since different modes travel at different speed of sound, different reflections can be identified that are associated with different wave modes. Figure 5-1 is the direct influence of the piezo electric element acting as sender on the element acting as receiver. This is of no interest for this work. The second reflection (Figure 5-2) is the longitudinal reflection from the contact area, which can be used to obtain information about the film thickness. The third reflection (Figure 5-3) corresponds to the reflected shear wave, generated by mode conversion during the reflection of the incident signal. This part of the waveform is the focus of this study. It can be correlated to viscosity, as discussed in ‘Ultrasonic Background’. Finite Element Simulation of Ultrasonic Propagation The reflection of sound at interfaces has been well studied and documented. (Pialucha, 1992) (Sang-Jin & Jeong, 2013) (Ruth, Drinkwater , & Liaptsis, 2005) Therefore, the acoustic reflection patterns of the triboacoustic pin can be simulated with finite element method simulation using COMSOL Multiphysics® Acoustics module. (COMSOL Multiphysics ® , 2020) This was used to obtain information about the pin area swept by the ultrasonic incident and reflected waves, and to ensure that the experimentally measured response matches the expected time of flight. This software allows to generate the same incident pulse as the experimental one (sine tone burst of three cycles) from a source of the same size as the real ultrasonic transducer. The pin, as seen in Figure 6, is modeled with a tetrahedral mesh with minimum size of 10 λ (10 times the wavelength). This is done for an ideal reconstruction of the transmitted ultrasonic pulse. The excitation pulse is generated by the piezo electric transducer boundary on the left corner, as seen in Figure 7. All boundaries, except the top, are set to be sound Figure 5: Received signal divided into areas of interest. 1direct influence of the sender on the receiver, 2reflected longitudinal signal, 3reflected shear wave generated by mode conversion during reflection, 4surface wave generated during reflection. Sample Density (kg/ m 3 ) (1/ MPa) Kin. Viscosity (40°C) (cSt) Kin. Viscosity (100°C) (cSt) PAO4 820 0.015 18 4 .05 PAO40 849 0.022 403 40.5 PAO100 854 0.022 1264 101 Table 1: Material properties of the three used base oils TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 95 hard walls, thus energy is not dissipated at the pin boundaries. The top boundary in is set to be a fixed support. This simulation shows that the ultrasonic pulse is indeed reflected at the contact area, and that the reflection happens at the expected time. However, it must be noted, that the pulse is not only reflected from the contact point, but from an area around it, the contact area. A consequence of this fact is that the measured and calculated viscosity values are an average for the contact area seen by the ultrasonic pulse. Post Processing of Experimental Data Figure 5 shows the acquired experimental signal. The 12 MHz reflected ultrasonic signals were sampled at 1GS/ s by the ultrasonic pulsers, and the signals were acquired every 20 milliseconds, the highest possible acquisition rate for the picoscope ® ultrasonic pulsing/ receiving unit. From this waveform the focus is the third reflection (Figure 5-3). To evaluate the signal and convert it into information about viscosity the reflection coefficient must be obtained. To obtain the reflection coefficient, first the Fast Fourier Transform (FFT) is applied to the reflection of interest. The FFT is applied to each single acquisition. Before a test run, for each specimen a reference measurement was done. Measuring the reflected signal while the specimen is built in the experimental setup, but not in contact with a counter body, provides a so-called reference measurement of the ultrasonic response of the pin. For the reference the same procedure is applied, applying the FFT. The reference is measured over a few seconds, the average reference signal is shown in Figure 8 and the FFT of the average reference is shown in Figure 9. With Am being the amplitude of the FFT of the signal (grey in Figure 9) and A r being the amplitude of the FFT of the reference (black in Figure 9), the reflection coefficient R can be calculated by: Eq. 3 Now the maximum amplitude values of the FFT obtained during a test run are divided by the maximum amplitude value of the FFT obtained from the reference. This yields the reflection coefficient for each acquisition. T ] * ] Nachrichten 96 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Figure 6: Geometry used in COMSOL Multiphysics ® . The top is assumed to be fixed; every other boundary is assumed to be free. Figure 7: Evolution of an ultrasonic pulse within the specimen. Figure 8: Third reflection of: (black) the reference measurement and (grey) one measurement from a test run. TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 96 Nachrichten 97 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Results The resulting values for the reflection coefficient for each test are displayed in Figure 10. For the higher viscous oils, the test runs show repeatability as they are very similar, however, for PAO4 there is quite a difference between the two test runs. This can be correlated to more wear being apparent in the post test analysis of the topography of the specimen, as seen in Figure 11. Local wear events can influence the reproducibility of the low viscosity oils. Using Eq. 2 to convert the obtained reflection coefficient into viscosity requi- Figure 9: Fast Fourier Transform of the signals seen in Figure 8. Figure 10: Reflection coefficient results for all six test runs. The different parameter variations are indicated. Figure 11: Topographic analysis of the specimen after a test run with PAO100 (left) and PAO4 (right). TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 97 res some assumptions to be made: It is assumed, that the density and the speed of sound of the lubricant are constant. The density is taken from Table 1 and the speed of sound is assumed to be 1500 m/ s for all oils. This results in an approximation of the viscosity, which can be seen in Figure 12. The viscosity values obtained from the experiments conducted are compared to values obtained with the Barus model (Barus, 1893). The Barus model is a pressure-viscosity model widely used and accepted for Elastohydrodynamic calculations. When the pressure-viscosity coefficient α of a lubricant is known, the viscosity η at any pressure p can be calculated from the viscosity at atmospheric η 0 pressure by Eq. 4 It can be seen that a very similar trend is visible between the experimentally obtained data and the theoretically calculated from the Barus equation. For the higher viscosity samples, it is assumed that the lubricant is not fully Newtonian anymore. This contradicts the assumptions for elastohydrodynamic lubrication, which assume a fully Newtonian fluid. This results in a deviation from experimental and theoretical values seen in Figure 12, below a reflection coefficient of approximately 0,7. However, when the experimental values for PAO100 are compared to values found in literature, a very good agreement can be found. For example, for the PAO100 a viscosity of 1265 cSt was measured, which is close to the 1300 cSt found in literature. (Bair, Vergne, & Querry, 2005) Using the Hamrock & Dowson equation (Hamrock & Dowson., 1976) the viscosity seen in Figure 12 was converted into film thickness. The result can be seen in Figure 13. The Hamrock & Dowson equation is given by Eq. 5 where G, U, W are the Hamrock-Dowson parameters for material, speed, and load respectively. k is the ellipticity parameter. These properties of the applied oils were taken from Table 1 and test parameters were taken from Figure 4 and additional material parameters from (Engineering ToolBox, 2001). W W ^ _ `a b c Yd.e4 ^dfP g ^dhi j ^d^hi k V U .deV_ ^diPl m Discussion and Conclusion In this study an innovative sensor for the non-invasive and in-situ measurement of lubricant film thickness and viscosity was developed. Standard steel spherical pins were modified to allow the integration of piezoelectric quartzes with the intention of making standard tribological pins into active sensing elements. It is shown that ultrasonic reflectometry can be applied to standard tribological tests and that the ultrasonic reflection amplitude from a lubricated interface is function of the contact load and oil tested. The sensor response was also validated against finite element simulation and the experimental ultrasonic response was found to be in line with the simulated acoustic response. Six sensors were manufactured, and their response showed repeatability in different tests and a high sensitivity to the load applied. The obtained viscosity and Nachrichten 98 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Figure 12: Calculated viscosity obtained from experimental values compared to the simple Barus model. Figure 13: Film thickness obtained by converting viscosity values using the Hamrock & Dowson formula. TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 98 Nachrichten 99 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 film thickness results were compared to literature and to accepted theoretical models like the Hamrock & Dowson Equation and the Barus Equation. The tribo-acoustics pin shear mode response was converted directly in a real time viscosity measurement using a standard ultrasonic model. The measured viscosity agrees with a deviation of less than 12 % the expected viscosity in comparison to the Barus model between 700 cSt and 1150 cSt. For higher viscosities was found that the standard Barus equation does not describe accurately the response of the sensor, probably due to the high non-linearity of the viscoelastic contact at tribological pressures. For lower viscosities wear events cause the experiments to have less reproducibility and introduce external factors like wear particles into the contact, causing a deviation of the measured viscosity. The tribo-acoustic pin sensor offers the possibility for unique insights for the real time non-invasive and in-situ investigation of tribological contacts between metal specimens while being fully integrated with standard tribological operating procedure and standards, thus being appealing for widespread industrial use. References Bair, S., Vergne, P., & Querry , M. (2005). A unified shearthinning treatment of both film thickness and traction in EHD. Tribol Lett 18, 145-152. Barus, C. (1893). Isothermals, Isopiestics and Isometrics Relative to Viscosity. American Journal of Science 45.266. COMSOL Multiphysics ® . (2020, 12 30). COMSOL Multiphysics ® . Retrieved from COMSOL Multiphysics ® : https: / / www.comsol.com/ comsol-multiphysics Dwyer-Joyce, R. S., Zhu, J., & Reddyhoff, T. (2010). Ultrasonic measurement for film thickness and solid contact in elastohydrodynamic lubrication. American Society of Mechanical Engineers, Tribology Division" 111-113. Engineering ToolBox. (2001). Engineering ToolBox. Retrieved 02 10, 2021, from https: / / www.engineeringtoolbox.com Hamrock, B., & Dowson., J. (1976). Isothermal elastohydrodynamic lubrication. ASME J. Lubr. Tech., 223-229. Jakevicius, L., Butkus, J., Vladiauskas, A., & Barauskas, K. (2021, 01 19). Simulation of the pitch-catch of ultrasound waves at oblique incidence to the plane glass layer. Retrieved 01 16, 2021, from nde-ed.org: www.ndt.net/ article/ v10n11/ jakevicius/ jakevicius.htm Kasolang, S., & Dwyer-Joyce, R. S. (2008). Viscosity measurement in thin lubricant films using shear ultrasonic reflection. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers. Nakamura et al., Y. (2016). High-pressure viscosity measurements of polyalphaorefins at elevated temperature. Tribology Online 11.2, 444- 449. Pialucha, T. P. (1992). The Reflection Coefficient from Interface Layers in NDT of Adhesive Joints. Cambridge: IMPERIAL COLLEGE OF SCIENCE, TECHNOLOGY AND MEDI- CINE, University of London. Ruth, T., Drinkwater , B., & Liaptsis, D. (2005). The reflection of ultrasound from partially contacting rough surfaces. The Journal of the Acoustical Society of America. 117(2): 638- 45. Sang-Jin, S., & Jeong, B.-J. (2013). Principle and Comprehension of Ultrasound Imaging. Journal of the Korean Orthopaedic Association 48(5): 325. SpectraSyn™ . (2021, 01 17). SpectraSyn™ - Polyalphaolefin (PAO) Fluid - Datasheet. Retrieved from SpectraSyn™ : http: / / exxonmobilchemical.ides.com/ en-US/ ds244604/ SpectraSyn%E2%84%A2%20100.aspx? I=30156&U=0 Zhang, J., Drinkwater, B., & Dwyer-Joyce, R. (2006). The Measurement of Oil Film Thickness in Ball Bearings Using Ultrasound. AIP Conference Proceedings. 820., 1794-1801. TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 99 Nachrichten 100 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Die Anwendung der Supraschmierung mit nachhaltigen Schmiermitteln - Aktueller Stand und Perspektive Stefan Makowski* Der Zustand besonders geringer Reibung mit einem Reibkoeffizienten von kleiner 0,01 wird als Supraschmierung bezeichnet und begegnet uns im Alltag zum Beispiel beim Schlittschuhlaufen oder im eigenen Körper in den Gelenken. Angesichts der vielfältigen Anstrengungen zu Verbesserung der Energieeffizienz und der Tatsache, dass zahlreiche technische tribologische Systeme deutlich höhere Reibungskoeffizienten aufweisen, deren Verbesserung nur noch in kleinsten Schritten erfolgt, erscheint die Anwendung suprageschmierter Systeme besonders reizvoll. Aber auch weitere Motive sprechen dafür, wie beispielsweise der reibungsneutrale Ersatz von Wälzdurch Gleitlager oder der konsequente Einsatz nachhaltiger und ökologisch unbedenklicher Schmierstoffe. In der jüngsten Literatur finden sich mittlerweile dutzende Berichte von verschiedenartigsten tribologischen Systemen mit supraschmierender Eigenschaft - Tendenz stark steigend. Im Vergleich zu anderen Ansätzen zur Reibungsreduzierung, wie beispielweise dem Einsatz von Beschichtungen oder niedrigviskosen Ölen, ist die Supraschmierung aber trotzdem noch ein Nischenthema. Per Definition beschreibt Supraschmierung nur einen Zustand geringer Reibung, also ein klar definiertes tribologisches System, jedoch keinen Mechanismus oder auch kein Materialsystem. Ein supraschmierfähiges System kann also unter ungünstigen Bedingungen auch deutlich höhere Reibung haben. Damit lassen sich auch leicht große Diskrepanzen in der Literatur erklären, die auf Grundlagenstudien in Modellversuchen basieren. Eine technische Anwendung der Supraschmierung ist nach 25-jähriger Forschung immer noch nicht beschrieben und zeigt den immer noch bestehenden Forschungsbedarf auf. Eine Einteilung wird heute in ungeschmierte (solid superlubricity oder structural superlubricity) oder geschmierte Supraschmierung (liquid superlubricity) vorgenommen. Im ersten Fall reiben Festkörperüberflächen direkt aufeinander und interagieren auf atomarer Ebene. Sie stoßen sich elektrostatisch, teilweise auch bedingt durch inkommensurable Strukturen voneinander ab. Die Oberflächen sind dabei entweder einkristallin oder amorph, auf alle Fälle aber sehr glatt. Die Effekte sind typischerweise an Atmosphäre deshalb nicht stabil und nur schwer aufzuskalieren. Im zweiten Fall ist ein Schmiermittel zwischen den Oberflächen, wobei verschiedenartige Mechanismen wie strukturierte Eisenkomplexen, Hydrathüllen, niedrigviskose Grenzflächen oder strukturelle Veränderungen an der Festkörperoberfläche beschrieben werden. In einigen Fällen zehren sich die Oberflächen auch auf. Obwohl der größere Teil der Systeme in der Hydrodynamik niedrige Reibung ausbildet, gibt es einige Systeme, die explizit in der Misch- oder Grenzreibung verortet werden. Die Bestimmung des Schmierungszustandes stößt aber hier zunehmend an die Grenzen der Messmethoden und etablierten Modelle, wenn Rauheit, Schmierstoffmoleküle und Schmierfilmdicke sich der gleichen Größenordnung annähern. Zusammenfassend lässt sich feststellen, dass es zahlreiche verschiedene Mechanismen gibt, die in sehr unterschiedlichen Parametergrenzen auftreten. Aus der Sicht des Maschinenbaus sind eine ausreichend hohe Lasttragfähigkeit von 50 MPa, Atmosphärenstabilität, Verschleißstabilität und Robustheit des tribologischen Zustands wesentliche Anforderungen. Mit dieser Auswahl gelangt man unter anderem zu den superharten tetraedrisch amorphen Kohlenstoffschichten (ta-C) und Schmierstoffen auf Basis von Einfachestern (beispielsweise GMO) oder Polyalkoholen (beispielsweise Glycerol). Diese Kombination ist interessant, weil ta-C-Schichten bereits als verschleißstabile und reibungsmindernde Beschichtung unter regulär geschmierten Bedingungen eingesetzt werden und sowohl das Know-how als auch die industrielle Beschichtungstechnik verfügbar ist. Weiterhin sind die als Schmierstoffe verwendeten Modellsubstanzen einfach aus Pflanzenölen zu gewinnen und ökologisch unbedenklich. Basierend auf den ersten vielbeachteten Arbeiten von Kano et al. aus dem Jahr 2005 sind in der betrachteten Dissertation die Wechselwirkungen der ta-C-Schichten mit GMO und Ölsäure systematisch experimentell untersucht worden. Bei den Testreihen zur Schmierstoffchemie stellte sich heraus, dass die beiden Modellsub- GfT-Förderpreis Dissertation * Dr. Stefan Makowski Fraunhofer-Institut für Werkstoff- und Strahltechnik IWS Winterbergstrasse 28, 01277 Dresden Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-4102-5258 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 100 Nachrichten 101 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 stanzen als Vertreter für alle fettsäurebasierten Schmierstoffe stehen. Sehr ähnliche Ergebnisse lassen sich also auch mit allen freien Fettsäuren, deren Estern und Mono-, Di- und Tri-Glyceriden erzielen. Das schließt auch die unraffinierten Pflanzenöle und Verarbeitungsprodukte wie Biodiesel mit ein. Als wesentliches übergreifendes Merkmal wurde die ungesättigte Fettsäurebindung identifiziert, die in fast allen natürlichen Pflanzenölen in hohem Anteil vorhanden ist. Mit fettsäurebasierten Schmierstoffen wurden dann zwei wesentliche unabhängige Effekte ausgemacht: Zum einen kann es unter extrem harten Bedingungen (z. B. sehr hoher Flächenpressung) zu einem tribochemischen Verschleißmechanismus kommen, bei dem selbst die superharten Kohlenstoffschichten unerwartet schnell verschleißen. Dieser Effekt tritt besonders in Kugel-Scheibe-Modellsystemen auf, allerdings sind diese Bedingungen fernab üblicher aktueller Gleitkontakte und lassen sich zudem über die Materialauswahl kontrollieren. Zum anderen kommt es unter moderaten Flächenpressungen zur Supraschmierung, ohne dass messbarer Verschleiß auftritt. Hierfür ist neben der ungesättigten Doppelbindung auch eine weitere reaktive Molekülfunktion, üblicherweise der Säurekopf notwendig. Vergleichsversuche mit Ölsäure (ungesättigt) und Stearinsäure (gleiches Molekül, jedoch gesättigt) zeigen deutlich, dass eine chemische Reaktion stattfindet und die Reibung nur mit Ölsäure stark absinkt, und sich nicht wie auf Metalloberflächen eine selbstorganisierte Monoschicht ausbildet. Begleitende DFT-Simulationen des Fraunhofer IWM legen nahe, dass die zweifach reaktiven Moleküle an beiden Oberflächen andocken und zerrissen werden, und damit eine Kette reaktiver Prozesse in Gang setzen, die unter anderen zu einer atomaren Glättung der Oberflächen durch Graphenisierung führt. Die Oberflächen müssen hierfür nahe beieinander sein, was sich mit der Zuordnung des Systems zur Grenzreibung deckt. Die Ergebnisse von ta-C-Schichten mit Fettsäureschmierstoffen sind in Bezug auf eine zukünftige Anwendung vielversprechend und erfüllen bislang alle gestellten Grundanforderungen. Der Supraschmierungseffekt tritt auch in einer technisch relevanten, einseitig beschichteten Paarung ta-C/ Stahl auf, die auch jenseits der Supraschmierung äußerst robust gegen Verschleiß und Fressen ist. Für die weitere Umsetzung sind die Übertragung in makroskopische Kontakte und geeignete Komponentengeometrien zu untersuchen. Die Einstellung eines definierten Schmierungszustands, zum Beispiel für Gleitlager außerhalb der Hydrodynamik, könnte vorteilhaft sein und erfordert etablierte Konstruktionsregeln zu prüfen. Auch wenn erste Stichversuche über mehrere Tage stabile Supraschmierung gezeigt haben, sind die Verschleißfestigkeit der Oberflächen sowie Langzeitstabilität der Schmierstoffe noch im Anwendungskontext zu prüfen. Gerade bei Pflanzenölen führt die reaktive Doppelbindung schließlich zur unerwünschten Alterung. Insgesamt weist das vorgestellte System im Vergleich zu anderen unter Laborbedingungen nachgewiesenen supraschmierenden Systemen das aktuell höchste Potenzial für die industrielle Anwendung auf, welche in verschiedenen Folgeprojekten untersucht werden. Literatur: Makowski, S. Superlubricity und tribochemischer Verschleiß: Wechselwirkung von tetraedrisch amorphen Kohlenstoffschichten mit fettsäurebasierten Schmierstoffen, Dissertation, TU Dresden, Institut für Fertigungstechnik, 2020, https: / / nbn-resolving.org/ urn: nbn: de: bsz: 14-qucosa2-733631 Kuwahara, T., Romero, P. A., Makowski, S., Weihnacht, V., Moras, G., and Moseler, M., “Mechanochemical decomposition of organic friction modifiers with multiple reactive centres induces superlubricity of ta-C,” Nature communications, V. 10, No. 1, 2019, p. 151 https: / / doi.org/ 10.1038/ s41467-018-08042-8 Weihnacht, V.; Makowski, S. The role of lubricant and carbon surface in achieving ultraand superlow friction. Chapter 14, Superlubricity - 2nd Edition; Elsevier, 2021; pp 247- 273, ISBN 9780444643131 https: / / doi.org/ 10.1016/ B978-0-444-64313-1.00014-4 Makowski, S., Schaller, F., Weihnacht, V., Englberger, G., and Becker, M., “Tribochemical induced wear and ultra-low friction of superhard ta-C coatings,” Wear, 392-393, 2017, pp. 139-151 https: / / doi.org/ 10.1016/ j.wear.2017.08.015 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 101 Nachrichten 102 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Das „Young Tribological Researcher Symposium” (YTRS) ist aus der Idee heraus entstanden, jungen TribologInnen die Möglichkeit zu bieten, mit anderen jungen ForscherInnen aus Industrieunternehmen und Universitäten in einer freundlichen und entspannten Atmosphäre in Kontakt zu treten. Damit sollen mögliche Hemmungen beim Aufbau des eigenen Netzwerks oder aber auch im fachlichen Präsentieren abgebaut werden, was unter anderem die Vorbereitung auf große Konferenzen unterstützen soll. Dafür wurden bisher drei jährlich stattfindende Symposien an wechselnden Standorten (IMKT Hannover, TU Berlin, AC2T research GmbH in Wiener Neustadt) durchgeführt, wobei die Symposien stets an zwei aufeinanderfolgenden Tagen mit einem Programm bestehend aus einer Plenarsession, verschiedenen Fachsessions, Laborführungen und teilweise auch Weiterbildungsseminaren organisiert wurden. Nachdem bedingt durch die Coronapandemie im Jahr 2020 kein Symposium stattfinden konnte und der Arbeitskreis „Junge Tribologen“ sich im Jahr 2021 mit den anhaltenden Restriktionen arrangieren wollte, erfolgte der Austausch junger NachwuchswissenschaftlerInnen aus dem Fachgebiet Tribologie in diesem Jahr im Rahmen des „4 th Young Tribological Researcher Symposium“ am 7. und 8. Juli 2021 online unter Verwendung der Plattform Zoom. Organisiert wurde die Veranstaltung von Rebekka Drafz, László Katona, Dennis Mallach und Max Marian. Nach einer Begrüßung durch Rebekka Drafz sowie Prof. Dr.-Ing. Adrian Rienäcker, welcher die diesjährige Schirmherrschaft übernahm und zunächst die Forschungsaktivitäten seines Instituts für Antriebs- und Fahrzeugtechnik (iaf) an der Universität Kassel vorstellte, führte Prof. Rienäcker gemeinsam und im Wechsel mit Max Marian durch die Veranstaltung mit insgesamt neun spannenden Vorträgen. Die rund 30 Teilnehmenden durften im Anschluss an die Vorträge zu den verschiedenen Themen diskutieren. Diese umfassten ein breites Spektrum an tribologischen Bereichen von der Grundlagenforschung bis zur Anwendung, von Simulationen auf der Nanoebene bis hin zu experimentellen Untersuchungen. Mit seinem Vortrag zum biotribologischen Verhalten von amorphen Kohlenstoffschichten auf Co28Cr6Mo und UHMWPE unter Grenzreibungsbedingungen im Gleitkontakt gewann Kevin Neusser von der Friedrich-Alexander-Universität Erlangen-Nürnberg nach Abstimmung des Publikums den Preis für den besten Vortrag. Diese Ehre ermöglicht ihm an der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 kostenlos teilzunehmen. Mitteilungen der GfT | Junge Tribologen 4 th Young Tribological Researcher Symposium (YTRS) TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 102 Nachrichten 103 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Ein Jahr ist vorüber und noch immer hat uns die Pandemie im Griff. Sie bestimmt unseren Umgang miteinander und damit auch die Form der Tagung. So findet wieder eine Tagung ohne den so wichtigen persönlichen Austausch statt, ohne die Gespräche in der Pause und ohne das zufällige Zusammentreffen auf dem Weg zur Abendveranstaltung. Auf der anderen Seite sind wir inzwischen geübter darin, Online-Meetings fruchtbar zu gestalten. Zum einen sind wir mit der Technik vertrauter geworden, zum anderen damit, das Zwischenmenschliche auch in dieser Form des Austauschs zu artikulieren. Ich denke, es ist nicht allein meine Erfahrung, dass der Umgang offener geworden ist. Auch mit bisher Fremden lässt sich schnell eine Vertrauensbasis aufbauen, ohne dass man sich gegenübersitzt und in die Augen schaut. Das ist eine der sehr positiven Änderungen durch die Krise, die danach hoffentlich bestehen bleiben. „Krise als Chance“, ein vielleicht zu oft verwendetes Wort, ist dennoch richtig und an diesem Beispiel besonders gut nachzuvollziehen. In diesem Sinne ist auch die Klimakrise eine Chance, die darin besteht, die Welt grundlegend nachhaltig zu gestalten. Die Themen Umweltschonung und sparsamer Umgang mit den Ressourcen beschäftigen uns seit den 70er Jahren. Allerdings wurden zu dieser Zeit die Verschmutzung der Umwelt sowie die Endlichkeit von Erdöl, Erdgas und Kohle als wichtigste Probleme gesehen, die Klimaerwärmung war noch kein Thema in der öffentlichen Diskussion. Man erwartete, dass relativ bald die Reserven an Erdöl zur Neige gehen würden und vergaß dabei, dass kein Unternehmen Reserven über einen Zeitraum von ungefähr 20 Jahren hinaus erkundet. Aber genau diese Angst vor der Knappheit war wiederum Antrieb für den Fortschritt, sowohl in der Entwicklung energiesparender Technik als auch und vor allem in der Entwicklung der Explorationstechnologien, so dass sich der ursprünglich vorhergesagte Wendepunkt der Ölförderung immer weiter in die Zukunft verschob und damit der Druck zur Änderung entsprechend abnahm. Durch das Kyoto-Protokoll und die nachfolgenden Vereinbarungen zwischen den Staaten rückte jedoch die Reduktion der CO 2 -Emission ins allgemeine Bewusstsein. Aber erst nachdem die Vermeidung der CO 2 -Emissionen nicht nur im Verkehr, sondern in allen Bereichen verpflichtend wird, die Emission mit einem Preis versehen wird und darüber hinaus auch die anderen Kriterien der Nachhaltigkeit wie Wasserverbrauch und Menschenrechte in die Bilanz eingehen, etabliert sich die ganzheitliche Bewertung von Produkten und Produktionsprozessen in der gesamten Industrie. Inzwischen bewerten auch Investoren die Zukunftsfähigkeit der Unternehmen entsprechend. Das ist eine Umwälzung der wirtschaftlichen Prozesse, lateinisch Revolution. Das Einbeziehen der Nachhaltigkeit in die Berechnung der Wirtschaftlichkeit führt dazu, dass auf einen viel längeren Zeitraum, auf jeden Rohstoff und jeden Prozess geschaut wird. Der Einkaufspreis ist nicht mehr das wichtigste Kriterium, sondern der CO 2 -Fußabdruck der Produktion, der CO 2 -Handabdruck in der Nutzung sowie das Rezyklieren gehen mit ihren Kosten in die Gesamtbilanz ein. Peter Jost sagte in einem Interview 2005 auf die Frage, warum es mit der Umsetzung tribologischer Erkenntnisse in der Realität der Produktion so lange dauere: “While scientists have made great advances in tribology, these have not been translated sufficiently into terms of money, the one language that managements are sure to understand. We live in a financial world, therefore, selling the financial advantages of tribology is vital.” Es ist heute viel einfacher, den Nutzen der Tribologie in Geld auszudrücken, weil der Effizienzgewinn durch tribologische Optimierung direkt in die Produktbilanz eingeht. Zudem ist es für Unternehmen heute deutlich teurer als 2005, tribologische Erkenntnisse zur Energieeffizienz und Nachhaltigkeit nicht anzuwenden, und diese Kosten werden steigen. Die Tribologen müssten also eigentlich offene Türen einrennen. In diesem Sinne arbeitet die GfT an der Fortschreibung ihrer Studien zu CO 2 - Reduktion und Nachhaltigkeit durch Tribologie und lädt Sie alle zur Mitarbeit ein. Die 62. Tribologie-Fachtagung bietet Ihnen somit nicht nur eine gute Gelegenheit, sich über den Stand der tribologischen Forschung zu informieren, sondern soll Sie auch zum aktiven Engagement für diese Zukunftsthemen motivieren. Dr.-Ing. Christoph Wincierz, Vorsitzender des Vorstands der GfT Dr. Thomas Gradt, Geschäftsführer der GfT Mitteilungen der GfT Vorwort zur 62. Tribologie-Fachtagung 2021 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 103 Nachrichten 104 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 62. Tribologie-Fachtagung 2021 - Kurzprogramm (Änderungen vorbehalten) Gesellschaft für Tribologie e.V. - E-Mail: tribologie@gft-ev.de - Internet: www.gft-ev.de 1 Montag, 27. September ab 10: 00 Uhr Meeting-Point - Testmöglichkeiten 13: 00 Uhr Saal A Eröffnung: Dr. Christoph Wincierz, Vorsitzender GfT Vorstand: Begrüßung Plenarvortrag: Woydt M., Matrilub, Berlin: Materialeffizienz durch Verschleißschutz - Der Beitrag der Tribologie zur Reduzierung der CO2-Emissionen Preisverleihung GfT - Förderpreise Preisverleihung Georg-Vogelpohl-Ehrenzeichen 15: 00 Uhr Saal A Plenarvortrag: Kühn E., UNITI-Bundesverband mittelständischer Mineralölunternehmen e.V., Berlin: E-Fuels - der Game Changer der Mobilität Plenarvortrag: Peters K., VDMA, Frankfurt: Der digitale Produktpass - Chancen und Risiken 17: 30 Uhr Saal A Mitgliederversammlung Dienstag, 28. September Saal A Saal B Saal C Saal D Saal E - Start 08: 30 Uhr Tribologische Systeme Nachhaltigkeit in der Tribologie Schmierstoffe & Schmierungstechnik Forschungsfeld Tribologie (BMWi) Vorstellung SPP 2074 09: 00 Zur Geschichte der Kontaktmechanik: Hertz - Schubert - Cattaneo & Mindlin - Lee & Radok - JKR Popov V. L. - TU Berlin „Nachhaltigkeit und Wirtschaftswachstum - ein Widerspruch? “ Binswanger M. - FH Nordwestschweiz, Otten Klimabilanz von Schmierstoffen Herrmann I. - VSI Verband Schmierstoff-Industrie e.V. SULUTRIB - Neue experimentelle Ansätze zur Messung suprakleiner Reibungs- und Verschleißzustände Dienwiebel M. - Fraunhofer IWM „Fluidfreie Schmiersysteme mit hoher mechanischer Belastung“ 09: 30 Modifikation der Methode der Dimensionsreduktion zur Berechnung von beliebigen Punkt- und Ellipsenkontakten in Wälzlagern Wirsching S. - FAU Erlangen-Nürnberg Tribologische Aspekte zukünftiger Verbrennungsmotoren für Power-to-X Berlet P. - IAVF Antriebstechnik GmbH Film Thickness in Elastohydrodynamically Lubricated Slender Elliptic Contacts Wolf M. - Robert Bosch GmbH Advanced ta-C based coatings systems for low-friction engine components Weihnacht V. - Fraunhofer IWS 10: 00 Untersuchung des Kontaktverhaltens eines Synchronisierungssystems durch numerische Modellierung und experimentelle Analyse Chen S. - KIT IPEK Benchmarking of polymer materials for tribological applications in hydrogen Theiler G. - BAM Untersuchung des Einflusses von Schmierstoffen mit hohem Viskositätsindex auf die Effizienz von Luftverdichtern Mähling F. - Evonik Operations GmbH Einfluss von Dotierungselementen in ta-C Beschichtungen auf Reibungs- und Verschleißeigenschaften im geschmierten Tribokontakt Polzer M. - FAU Erlangen-Nürnberg 10: 30 PAUSE hier Pause bis 11: 00 Datenbanken „Fluidfreie Schmiersysteme mit hoher mechanischer Belastung“ 10: 45 Verschleißsimulation grenz- und mischreibungsbehafteter Wälzkontakte Winkler A. - FAU Erlangen-Nürnberg (KTmfk) Application of Machine Learning for Failure Detection in Tribological Machine Elements Vogt A. - Robert Bosch GmbH Untersuchungen zur Schmierfett-Thixotropie Kuhn E. - HAW Hamburg, Tribology Research Center (TREC) BMWi-Poseidon II: Verschleiß und Oberflächenermüdung bei Wälzlagern in tribokorrosiven Medien Procelewska J. - Schaeffler 11: 15 Comparison of transfer films generated using different testing categories Keller A. - HS Mannheim, GGB Heilbronn Physics-based feature engineering for predicting the remaining useful life of ball bearings Bienefeld C. - TU Darmstadt; Robert Bosch Thermo-oxidative grease service life evaluation - laboratory study with the catalytically-accelerated method using the RapidOxy Matzke M. - Robert Bosch GmbH Niedertemperatur-Plasmanitrierprozesse für korrosionsbe-ständige Stähle in mediengeschmierten Wälzlagern Paschke H. - Fraunhofer IST 11: 45 Numerical Estimation of Ionic Charge Density Transport out of Rolling Bearing Contacts as Enabling Mechanism for Consecutive Discharge Events / Neu M. - TU Darmstadt Auswirkungen von vereinheitlichten Prozeduren auf tribologische Versuche Kröll M. - BAM Experimentelle Untersuchung der Einflussparameter auf False Brinelling Schäden in stillstehenden fettgeschmierten Wälzlagern Tetora S. - OVGU Magdeburg Improved tribocorrosion resistance of the martensitic steel X54CrMoVN17-1 due to expanded martensite Hahn I. - Ruhr-Universität Bochum 12: 15 PAUSE hier Pause 13: 10 - 14: 00 Maschinenelemente & Antriebstechnik 13: 00 Topografieänderungen während der Vorkonditionierung: eine Analyse des Zusammenhangs der Oberflächenb. und deren Kenngrößen von trockenlaufenden Reibpaarungen Fehrenbacher R. - KIT IPEK Reibwertverhalten von Getriebeölen und Bedeutung für den Zahneingriff bei Fahrzeuggetrieben Baumann A. - AVL Deutschland GmbH & ZG TriboTech Schaltbare Viskosität zur Kontrolle von Reibung Linsler D. - Fraunhofer IWM Der Griff nach den Sternen: neuartige Additive für die Grenzreibung Moseler M. - Fraunhofer LBF „Fluidfreie Schmiersysteme mit hoher mechanischer Belastung“ 13: 30 Kavitationsdynamik in geschmierten Kontakten - Weiterentwicklung eines Modells mit Blasendynamik Geike T. -Beuth HS für Technik Berlin Experimentelle Analyse des Reibungsverhaltens graphitgeschmierter Axialkugellager Joerger A. - KIT IPEK Makroskopische Reibwertsteuerung mit elekt. Potenzialen unter Verwendung ionischer Flüssigkeitsgemische - Überlegungen auf versch. Größenskalen zur Klärung der Mechanismen Gatti F. - Fraunhofer IWM Gear and Bearing Power Losses under Minimum Quantity Lubrication Lohner T. - TU München 14: 00 Einfluss der Polymerfunktionalisierung auf Adhäsion, Reibung und Formverschmutzung beim Reifenentformen Haupt S. - TU Bergakademie Freiberg Einfluss von impulsartigen Belastungen auf die elastohydrodynamischen Kontaktzustände in Gleitlagern von Schiffsantrieben Lehmann B. - RWTH Aachen IMSE Untersuchung von Ionischen Flüssigkeiten unter Stromfluss Korth Y. - Dr. Tillwich GmbH Werner Stehr Steigerung der Energieeffizienz von wassergeschmierten Gleitpaarungen in Pumpen Kailer A. - Fraunhofer IWM 14: 30 PAUSE hier Pause 15: 40 - 16: 00 Mitteilungen der GfT TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 104 Nachrichten 105 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Mitteilungen der GfT 62. Tribologie-Fachtagung 2021 - Kurzprogramm (Änderungen vorbehalten) Gesellschaft für Tribologie e.V. - E-Mail: tribologie@gft-ev.de - Internet: www.gft-ev.de 2 Dienstag, 28. September Saal A Saal B Saal C Saal D Saal E Förderpreise / Gewinner YTRS JT Maschinenelemente & Antriebstechnik Werkstoffe & Werkstofftechnologien Tribometrie „Fluidfreie Schmiersysteme mit hoher mechanischer Belastung“ 14: 45 Supraschmierung mit nachhaltigen Schmiermitteln Makowski S. - Fraunhofer IWS Charakterisierung der Reibungsoptimierung durch Gleitschleifen und Additiveinbringung Reinle F. - OTEC Präzisionsfinish GmbH Tribological Behavior of Electrically Conductive Lubricants and Adapted Nanocomposites in Sliding Bearings Using Ionic Liquids and Graphene Beyer-Faiss S. - Dr. Tillwich GmbH Werner Stehr Eine intelligente Methode zur Bestimmung tribologischer Kennwerte kunststoffbasierter Tribomaterialien in einem breiten Lastbereich Hua C. - TU Kaiserslautern 15: 15 In-situ measurement of properties of lubrication layers formed in oscillating and unidirectional motion Tatzgern F.- AC2T research GMBH Einfluss der Stahllamellentopographie auf das Einlaufverhalten nasslaufender Lamellenkupplungen Völkel K. - TU München FZG Chemisch gekoppelte PA12-PTFE-Öl-cb-Werkstoffe als neuartige tribologische Materialien Nguyen T.-D. - TU K‘lautern Verbesserte Auslegung trocken laufender Radialgleitlager aus Kunststoff durch die Kopplung von Laborversuch und Bauteilsimulation Fickert M. - Leibnitz-Institut für Verbundwerkstoffe 15: 45 Entwicklung eines Messsystems zur Untersuchung schlupfkritischer Betriebszustände bei vollrolligen Zylinderrollenlagern mithilfe einer Auswerteroutine Romeser M. - Bosch Rexroth AG Untersuchung des anwendungsnahen, dynamischen Reibverhaltens nasslaufender Lamellenkupplungen am Beispiel zweier Tribosystemvarianten Bischofberger A. - KIT Untersuchung der Schmierfähigkeit von PA-PTFEcb-compounds als Trockenschmierstoffe im stahl- Bronze Kontakt mithilfe vom Experiment und Simulation Simo Kamga L. - TU Kaiserslautern Gleitlagerprüfstand mit erweiterter Sensorik zur Bestimmung der tribologischen Verschleißcharakteristik von Werkstoffen Langner T. - Freudenberg FST GmbH 16: 15 Biotribological behavior of amorphous carbon coatings on Co28Cr6Mo alloy and UHMWPE under boundary friction conditions in sliding contact / Neusser K. - FAU Erlangen-Nürnberg Untersuchung des Einflusses von Schmierzuständen auf die Reibwerte beim schlagenden Anziehen von Schraubenverbindungen Kretschmer T- KIT IPEK Wälzfestigkeit erodierter Oberflächen im Zwei- Scheiben-Zahnradanalogieversuch Mevissen D. - RWTH Aachen WZL Public funded project TriNoWe: Development of NOise & WEar standard tests for brake fluids Hilden M. - Robert Bosch GmbH hier bis 17: 10 Uhr! 18: 00 Gemeinsames Anstoßen gemütlicher Abend mit Rätsel, Sekt, etwas zu Knabbern und der Möglichkeit zu Unterhaltungen Mittwoch, 29. September Saal A Saal B Saal C Saal D Saal E Fahrzeugtechnik Dünne Schichten & Oberflächentechnologien Dichtungstechnik Tribometrie Biotribologie 09: 00 Öltransport und Reibungsbewertung innerhalb der Kolbenbolzenlagerung Liebmann D. - Mercedes-Benz AG Embedded Sensors zur Systemüberwachung Scholz C. - Oerlikon Balzers Einfluss des Schmierstoffs auf das Verschleißverhalten und dessen Mechanismen im System Radialwellendichtring Burkhart C. - TU Kaiserslautern Artificial neural network supported tribological evaluations of different polymer-based composites Zhao Y. - TU Kaiserslautern Development of a testing concept for the mechanical-tribological characterization of an innovative coating system for implants Hasselmann J. - Universitätsklinikum Münster 09: 30 Polymere als wichtige Additive in der E- Antriebsflüssigkeit Shakhvorostov D. - Evonik Operations GmbH Untersuchung mehrlagiger PVD- Temperatursensorschichten unter tribologischer Beanspruchung Janowitz J. - RWTH Aachen IOT Einfluss von Gruppe I Grundölen auf die Elastomerverträglichkeit von Radialwellendichtringen (RWDR) Alt K. - SEW Eurodrive Tribologische Charakterisierung von Polymerfasern unter Trockenreibung, Mischreibung und Hydrodynamik mittels einer optimierten Pin-on- Disc-Prüfmethode Schmitz R. - Hochschule Hamm-Lippstadt On Lubrication Mechanisms in Total Knee Replacements Marian M. - FAU Erlangen-Nürnberg 10: 00 Vergleichende Untersuchung der Verschleißbilder von Steckverbindern aus Reibverschleiß- und Vibrationsprüfungen mit unterschiedlichen Prüfrichtungen Hilmert D. - OWL University Impact of thermal cycles on tribological properties and oxidation of MoS2 coatings Dreva K. - University of Leeds Test and evaluation method for greases in grease-sealing radial lip seals Hahn S. - Universität Stuttgart Verschleißanalyse an Radialwellendichtringen und weiteren Maschinenelementen mittels Laserprofilometrie Burkhart C. - TU Kaiserslautern Optimierung der Konussteckverbindung einer Hüftendoprothese durch eine gezielte Oberflächenstrukturierung Voropai V. - OVGU Magdeburg 10: 30 PAUSE Tribologische Systeme Zerspanung & Umformtechnik 10: 45 Einfluss einer Reibhysterese auf selbsterregte Schwingungen von Partikel-Festkörper- Systemen Fürstner T. - TU Bergakademie Freiberg Investigation of the application of nickel dispersion coatings for fluid-free lubrication systems in linear guides Hiesinger S. - HS Mannheim Transiente Dichtungsreibung in pneumatischen Komponenten - ein EHD-Simulationsmodell Bauer N. - RWTH Aachen IFAS Tribologisches Einsatzverhalten von PVD- Festschmierstoffsystemen im fluidfreien Wälzkontakt Sklenak S. - RWTH Aachen WZL On the Lubricating Properties of Metalworking Fluids (Oil-in-Water Emulsions) Liu H. - University of Hannover 11: 15 Effect of Nano-Silica/ Alumina Hybrid Coating on Erosion Resistance of GFRP for Application of WTBs Ibrahim S. - The British University in Egypt Black Oxide Treated Surfaces for Intermittent Lubrication Hager C. - The Timken Company Thermal Effects on the Lifetime of Functionalized Nitrile Butadiene Rubber Bayrak S. - Fraunhofer IFAM Entwicklung einer Prüfmethodik für thermisch hoch belastete, abgasbeaufschlagte Gleitpaarungen Rosenstingl T. - Fraunhofer IWM Einlaufverhalten bleifreier Sondermessinglegierungen - ein experimenteller Vergleich Holzer A. - RWTH Aachen ifas 11: 45 Tribologie im Wandel: Auslaufmodell oder Zukunftstreiber? Beau P. - Beau Engineering Services Faserschonende Carbonfaserproduktion durch in-novatives Galetten-Oberflächen-Design Lechthaler L. - Institut für Textiltechnik der RWTH Aachen Analyse von Einflussparametern auf den Stick- Slip-Effekt mittels Tribometerversuchen und FE-Simulationen Wittmaack M. - HS Hannover Acicular thermocouples for temperature measurements at sliding contacts Tsybrii Y. - Bialystok University of Technology, Poland Schnelles und flächenhaftes Messverfahren zur Qualitätsbeurteilung von tribologisch beanspruchten Hochleistungsoberflächen durch winkelaufgelöste Streulichtmethode Brodmann B. - OptoSurf GmbH 12: 15 PAUSE 12: 30 Saal A Abschlussveranstaltung: Verleihung Werner-Stehr-Preis / Vortrag des Gewinners Werner Stehr : „Wenn die Stribeck Kurve auf der Verschleißprobe sichtbar wird“ Schlusswort und Verabschiedung durch Christoph Wincierz TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 105 Nachrichten 106 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Mitteilungen der ÖTG ÖSTERREICHISCHE TRIBOLOGISCHE GESELLSCHAFT ÖTG-SYMPOSIUM 2021 D e r z e it o nli n e g e p l a n t Tribologie in Industrie und Forschung Effizienter durch Kooperation 18. November 2021 Zeit Time Plenarvorträge / Plenary Talks 09: 45 Grußworte und Ehrungen | Andreas P AUSCHITZ , ÖTG-Obmann 10: 00 Kilian W ASMER , Empa - Swiss Federal Laboratories for Material Science and Technology, Thun, Switzerland AI for predictive maintenance in tribological applications • Friction-related failures as a frequent cause of catastrophic damage in mechanical systems. Artificial intelligence or probabilistic analysis of acoustic signals is presented as a tool to overcome failure. 10: 30 Franz P IRKER , AC2T research GmbH, Austria Tribology in the age of digitalization and green deal • Fostering industrial innovations by easy to access tribological materials upscaling services. Building up digital business models and The European Tribology Centre - i-TRIBOMAT. 11: 00 Florian R OVERE , Oerlikon Balzers, Balzers, Liechtenstein Industrial scale functional carbon coatings - review and selected applications • Form tribal knowledge to tribological knowledge and how thin film coatings become a design element. 11: 30 Thomas G RADT , Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung (BAM), Berlin, Germany Materials for tribosystems in hydrogen technology • Current investigations, but also results from 20 years of tribological research on materials for hydrogen environment, gaseous and liquid, are presented. 12: 00 Pause / Break 13: 00 Michele S CHIRRU , AC2T research GmbH, Wiener Neustadt, Austria Online tribomonitoring with advanced ultrasonic sensors - a review • Application of miniaturized ultrasonic sensors for detection of lubricated film thickness and oil viscosity. Derive critical operation conditions of tribosystems and best-suited maintenance action. 13: 20 Stephen R. B EWSHER , AVL List GmbH, Graz, Austria An iterative wear approach dependent on temperature, asperity pressure and worn profiles for EHD simulation of powertrain components • Simulation is made at component level of a single valve train with an overhead cam-actuated tappet. The simulation results for the cam follower contact are investigated to show how coating technologies can be used to improve the tribological performance at a conjunction level. 13: 40 Erik J ANKES , Daido Metal, Brno, Czech Republic Engine oil degradation and bearing performance • A comprehensive study of selected journal bearing tests is presented, and the engine oil degradation is correlated with the findings out of the bearing tests. 14: 00 Rosa E DER , AC2T research GmbH, Wiener Neustadt, Austria Set-up of a rheometer method to investigate the potential of bio-based lubes • Evaluation of bio-based friction modifiers (FM) via application-oriented rheometer method and comparison with conventional ones. 14: 20 Igor V ELKAVRH , V-Research GmbH, Dornbirn, Österreich Tribologische Untersuchungen bei kalter Umgebung und Wintersportanwendungen: Einfluss der Oberflächentopographie auf die Eisreibung in unterschiedlichen Prüfständen • An ausgewählten Testständen werden tribologische Untersuchungen von Stahlkufen im Kontakt mit Eis vorgestellt, mit dem Ziel die Reibung zwischen Eis und Stahlgleitern zu optimieren. TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 106 Nachrichten 107 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Mitteilungen der ÖTG 14: 40 Pause / Break 15: 00 Matthias M AJ , AC2T research GmbH, Wiener Neustadt, Österreich In-situ Verschleißbeurteilung im Rad/ Schienenbereich • Durch den Einsatz unterschiedlicher Analysemethoden im Gleis wie z. B. 3D Profilvermessung und Detektion von Beschleunigungen können Gesundheitszustand bewertet und optimierte Wartungsmaßnahmen getroffen werden. 15: 20 Joel V OYER , V-Research GmbH, Dornbirn, Österreich Flächenpressungsabhängiges Reibverhalten von Kunststoff bzw. Composite unter der Variation von Temperatur bzw. Werkstofffeuchtegehalt • Anhand verschiedener Kunststoffe bzw. Composite wird das Reibverhalten bei tiefen Temperaturen im Kontakt mit Stahl untersucht, sowie die Mechanismen interpretiert. 15: 40 Kurt K OSCHATZKY , AC2T research GmbH, Wiener Neustadt, Österreich Performance elektrischer Schleifringe unter verschiedenen korrosiven Betriebs- und Umweltbedingungen • Die Leistungsfähigkeit von Schleifring/ Graphit-Kontakten wird unter Salzeinfluss am neu entwickelten Teststand bewertet und daraus eine Prognose für die Anwendung abgeleitet. 16: 00 Vigneashwara P ANDIYAN , Empa - Swiss Federal Laboratories for Material Science and Technology, Thun, Switzerland Failure prediction in journal bearings using AI • A methodology is presented able to differentiate wear phenomenon regimes from the normal regime by familiarizing the Generative Networks with only the sensor signatures of normal regime. 16: 20 Ausblick und Schlussworte | Nicole D ÖRR , ÖTG 16: 30 Ende der Veranstaltung Website und Registrierung: https: / / symposium.oetg.at/ VERANSTALTER Österreichische Tribologische Gesellschaft office@oetg.at / www.oetg.at in Zusammenarbeit mit AC2T research GmbH - Exzellenzzentrum für Tribologie www.ac2t.at Teilnahmeentgelt (exkl. 10 % MwSt.) Teilnahmeentgelt pro Person Online- Teilnahme ÖTG-Mitglied € 120,ohne ÖTG-Mitgliedschaft € 150,- Teilnehmer im Rahmen der ÖTG-Firmenmitgliedschaft € 0,- Studierende € 20,- COMET InTribology-Unternehmenspartner (wenn nicht gleichzeitig vergünstigte Teilnahme im Rahmen der ÖTG-Firmenmitgliedschaft) € 0,- TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 107 Nachrichten 108 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Die Presse und Drei Österreich verliehen am 09.06.2021 den Digital Impuls Award in den Kategorien Innovation und Transformation. Eine Jury unter der Schirmherrschaft von Bundesministerin Margarete S CHRAMBÖCK wählte aus 180 eingereichten Projekten die Gewinner aus. Der dritte Platz in der Kategorie Innovation ging an das Projekt i-TRIBOMAT der AC2T research GmbH aus Wiener Neustadt. i-TRIBOMAT entwickelt neue digitale Services, welche es der Industrie schon in der Entwicklungsphase ermöglichen, kosteneffizient und schnell Werkstoffe auszuwählen und gleichzeitig die tribologische Performance ihrer Produkte hinsichtlich Effizienz und Lebensdauer vorherzusagen. Im Projekt wurde die gesamte vorhandene Infrastruktur von fünf führenden europäischen Forschungszentren zur tribologischen Werkstoffcharakterisierung mit Hilfe von IoT Internet of Things-Technologie vernetzt und an eine IT-Plattform gekoppelt. Der Kunde kann somit aus über hundert verschiedenen Charakterisierungsmöglichkeiten auswählen. Die Charakterisierungsdaten werden zentral in einer neu entwickelten cloudbasierten Materialdatenbank gespeichert und weiterverarbeitet. Die Kunden haben dadurch jederzeit Zugriff auf ihre Daten, und sie können einfach spezifische Analysen durchführen oder eigene Reports erstellen. Über sogenannte „Virtual Workrooms - SaaS - Software as a Service Lösungen“ können Kunden Simulationen ohne besonderes Expertenwissen durchführen und mittels ihrer Werkstoffdaten die Betriebseigenschaften rasch und kostengünstig - ohne Anfertigung von Prototypen - vorhersagen. Alle digitalen Services können vom Kunden webbasiert „customized“ ausgewählt und gebucht werden. Durch die Vernetzung der Infrastrukturen und den neuen digitalen Services entsteht „Europas größtes Tribologiezentrum“ - The European Tribology Centre, welches alle Services auf einer digitalen Plattform webbasiert anbieten und vermarkten wird. i-TRIBOMAT: This project has received funding from the European Union’s Horizon 2020 research and innovation programme under grant agreement No. 814494 Michele S CHIRRU vom Exzellenzzentrum für Tribologie (AC2T research GmbH) erzielte beim riz up GENIUS Ideen- und Gründerpreis 2020 für sein „Intelligentes Lager“ in der Kategorie „Geniale Forschung & Entwicklung“ den 3. Platz. Verliehen wurde der Preis für die Entwicklung eines innovativen Miniatursensors, der bei der Kontrolle sowie der Reduzierung der CO 2 -Emissionen von Motoren und Maschinen helfen soll. Die Innovation besteht in der Möglichkeit, diesen Sensor direkt an Motorbauteilen zu installieren, um die Schmierung nicht-invasiv und in Echtzeit überwachen zu können. Mitteilungen der ÖTG Digital Impuls Award für das Projekt i-TRIBOMAT - 3. Platz in der Kategorie Innovation riz up GENIUS Ideen- und Gründerpreis 2020 - 3. Platz in der Kategorie Geniale Forschung & Entwicklung Ivana T OTH - EU-Grant Managerin (links) und Franz P IRKER - Business Development Manager (rechts) von AC2T research GmbH mit der Verleihungsurkunde © AC2T research GmbH Franz P FANN vom RIZ Förderverein NÖ Süd (links), Michele S CHIRRU von AC2T research GmbH (Mitte) und Landesrat Jochen D ANNINGER vom Land Niederösterreich (rechts) © schelberger.at TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 108 Patentumschau 109 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 DE102014219312A1 F16C 33/ 66 Hudert, Fabian, 97422, Schweinfurt, DE; Wagner, Reiner, 97525, Schwebheim, DE; Wohlfeil, Florian, 97464, Niederwerrn, DE Aktiebolaget SKF, Göteborg, SE Verfahren und Vorrichtung zum Nachschmieren eines Wälzlagers Die Erfindung betrifft ein Verfahren zum Nachschmieren eines Wälzlagers (1), bei dem ein Schmiermittel in den Bereich der Wälzkörper (2) eingebracht wird, sobald eine Analyse des Schmiermittels ein Nachschmieren erforderlich macht. Um eine schnelle, einfache und kostengünstige Bestimmung des Zeitpunkts zu ermöglichen, zu dem eine Nachschmierung des Lagers erfolgen muss, sieht das erfindungsgemäße Verfahren die Schritte vor: a) Kontinuierliche Detektion des Schmiermittelzustands mittels eines Sensorelements (3) im Betrieb des Wälzlagers (1); b) Auswerten des gemessenen Sensorsignals in einer Steuerungseinheit (4); c) Veranlassung der Nachschmierung des Wälzlagers (1) mit einem Schmiermittel (5) durch die Steuerungseinheit (4), sobald das gemessene Sensorsignal in einem vorgegebenen Bereich liegt. Des weiteren betrifft die Erfindung eine Vorrichtung zur Durchführung des Verfahrens. DE102015205657A1 B25J 15/ 02 Scholl, Rainer, 74336, Brackenheim, DE; Winkler, Ralf, 74226, Nordheim, DE; Wütherich, Samuel, 74397, Pfaffenhofen, DE Schunk GmbH &Co. KG Spann- und Greiftechnik, 74348, Lauffen am Neckar, DE Passive Schmierung der Gleitführung einer Greifvorrichtung Greifvorrichtung (2), insbesondere Parallel- oder Zentrischgreifer, mit wenigstens einer in einer Backenführung (8) verschiebbar geführten Backe (10, 12), wobei die Backe (10, 12) bzw. die Backenführung (8) beidseits jeweils wenigstens einen sich in Verschieberichtung (6) erstreckenden Führungssteg (16) aufweist, und wobei die Backenführung (8) bzw. die Backe (10, 12) mit den Führungsstegen (16) zusammenwirkende Führungsnuten aufweisen, dadurch gekennzeichnet, dass wenigstens ein Führungssteg (16) einen ersten Gleitabschnitt (20), einen zweiten Gleitabschnitt (22) sowie einen zwischen den Gleitabschnitten (20, 22) liegenden Aussparungsabschnitt (24) aufweist, wobei der Aussparungsabschnitt (24) eine sich in Verschieberichtung (6) und dazu in Querrichtung (28) erstreckende Aussparung (26) zur Ausbildung eines Schmiermittelreservoirs aufweist, wobei die Aussparung (26) einen ersten Abschnitt (30) und einen zweiten Abschnitt (32) aufweist, wobei die jeweiligen Abschnitte (30, 32) in Querrichtung (28) von einem ersten freien Endseitenabschnitt (52) und einem zweiten freien Endseitenabschnitt (54) des Aussparungsabschnitts (24) begrenzt werden, und wobei die jeweiligen freien Endseitenabschnitte (52, 54) mit der Verschieberichtung (6) jeweils einen Winkel (γ) zwischen 0.01° und 10° einschließen. DE202016005823U1 F16C 33/ 78 IMO Holding GmbH, 91350, Gremsdorf, DE Dichtelement zur Abdichtung des Spaltes zwischen zwei ringförmigen Anschlusselementen einer Wälzlagerung Dichtelement (24, 25) zur Abdichtung des Spaltes (10) zwischen zwei ringförmigen, zueinander konzentrischen sowie gegeneinander verdrehbaren Anschlusselementen (2, 3) einer Wälzlagerung (1), insbesondere eines Blattlagers zur verdrehbaren Lagerung eines Flügelblattes einer Windkraftanlage an der Nabe des betreffenden Windrades, oder eines sonstigen Großwälzlagers oder einer sonstigen Drehverbindung, wobei das Dichtelement (24, 25) einen Korpus (35) mit wenigstens einem querschnittlich steg- oder hakenförmigen Fortsatz (33, 34) zur Verankerung des Dichtelements (24, 25) in einer ringförmigen Vertiefung (31, 32) an einem der beiden Anschlusselemente (2, 3) aufweist, sowie wenigstens einen kragenförmigen Ansatz (36, 37) mit einer Dichtlippe (27, 28) zur Anlage an einer ringförmigen Anlauffläche (29, 30) des anderen Anschlusselements (3, 2), wobei der kragenförmige Ansatz (36, 37) im Verlauf seiner Erstreckung von seiner Basis am Korpus (35) des Dichtelements (24, 25) zu seiner Dichtlippe (27, 28) zum Inneren des Spaltes (10) hin geneigt ist, insbesondere entlang einer sich von der Mündung (22, 23) des Spaltes (10) zu dessen Tiefe hin öffnenden, ringförmigen Trichterfläche, deren Mittelpunkt auf der Drehachse der Wälzlagerung (1) liegt, dadurch gekennzeichnet, dass die dem Spalt (10) zugewandte Mantelfläche (39, 38) des die ringförmige Anlauffläche (29, 30) für die Dichtlippe (27, 28) tragenden Anschlusselements (3, 2) in einem Abschnitt (51) auf Höhe des Korpus (35) des Dichtelements (24, 25) oder eines kragenförmigen Ansatzes (36, 37) desselben in einem Schnitt entlang einer vertikalen, zu der Drehachse der Wälzlagerung (1) radial verlaufenden Ebene quer durch die Anschlusselemente (2, 3) einen geneigten Verlauf aufweist, der zu der ringförmigen Anlauffläche (29, 30) hin zurückweicht. DE102016209581A1 H02K 5/ 16 Biskup, Jan-Ulrich, 34560, Fritzlar, DE; Rüdiger, Richard, 34225, Baunatal, DE Volkswagen Aktiengesellschaft, 38440, Wolfsburg, DE Kontaktanordnung für eine elektrische Maschine Bei einer elektrischen Kontaktanordnung (100) für eine elektrische Maschine (200) ist ein mit elektrisch leitendem Patentumschau TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 109 Patentumschau 110 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Material ausgebildetes erstes Element (202) der Maschine beweglich, insbesondere um eine Rotationsachse (201) drehbeweglich, gegenüber wenigstens einem mit elektrisch leitendem Material ausgebildeten zweiten Element (205) der Maschine angeordnet. Die Kontaktanordnung ist vorgesehen zum beweglichen, insbesondere um die Rotationsachse drehbeweglichen, elektrischen Verbinden des elektrisch leitenden Materials des ersten Elements der Maschine mit dem elektrisch leitenden Material des wenigstens einen zweiten Elements der Maschine. Um eine zuverlässige Trennung der Kontaktanordnung von einem Schmiermittelraum (206) der Maschine zu erzielen, bei der kein Schmiermittel in die Kontaktanordnung geraten kann, und mechanische Verluste, insbesondere durch Reibung, verringert, vorzugsweise wenigstens nahezu vollständig vermieden werden, ist die Kontaktanordnung gegenüber dem Schmiermittelraum durch wenigstens eine Schmiermittel-Abfördereinrichtung (108, 109) abgeschlossen, wobei die wenigstens eine Schmiermittel-Abfördereinrichtung dazu ausgebildet ist, vom Schmiermittelraum gegen die Kontaktanordnung vordringendes Schmiermittel in den Schmiermittelraum zurück zu fördern. DE102016209399A1 F16C 19/ 54 Rudin, Benjamin, 90556, Cadolzburg, DE; Stöhr, Thomas, 91315, Höchstadt, DE; Yao, Yuan, 91469, Hagenbüchach, DE Schaeffler Technologies AG &Co. KG, 91074, Herzogenaurach, DE Lageranordnung Eine Lageranordnung umfasst zwei zur Lagerung eines ersten, beweglichen Maschinenteils (2) gegenüber einem zweiten, stehenden Maschinenteil (3) vorgesehene Lager (4, 5), nämlich ein geschmiertes, tragendes Lager (4) und ein ungeschmiertes, einen Stromdurchfluss ermöglichendes Wälzlager (5). DE102016213253A1 D05B 71/ 00 Heckner, Christoph, 32130, Enger, DE; Janzen, Frank, 33619, Bielefeld, DE; Riffel, Andreas, 33689, Bielefeld, DE Dürkopp Adler AG, 33719, Bielefeld, DE Schmiermittel-Zuführeinrichtung für eine Nähmaschine Schmiermittel-Zuführeinrichtung für eine Nähmaschine umfassend mindestens ein Schmiermittelbehälter zur Speicherung eines Schmiermittels, mindestens eine Schmiermittel-Förderleitung zum Fördern des Schmiermittels von einen Schmiermittelbehälter zu mindestens einer Schmierstelle der Nähmaschine und mindestens eine Pump-Einheit zur Förderung des Schmiermittels, wobei zumindest einer Schmiermittel-Förderleitung die mindestens eine Pump-Einheit zugeordnet ist und die mindestens eine Schmiermittel-Förderleitung an ihrem schmierstellenseitigen Ende ein Schmiermittel-Puffer- und Abgabeelement zur Pufferung und Abgabe des Schmiermittels aufweist. DE102016116085A1 F16N 7/ 38 Schmid, Fabian, 73277, Owen, DE; Sigel, Sebastian, 73235, Weilheim, DE Gebr. Heller Maschinenfabrik GmbH, 72622, Nürtingen, DE Drehtischlager-Schmiervorrichtung und Verfahren zur Schmierung eines Drehtisch-Wälzlagers Eine Schmiervorrichtung (18) zur Schmierung fettgeschmierter Lager (17), insbesondere von Drehtischen oder ähnlichen Maschinenteilen, führt dem Lager (17) ein Schmiermittel in Gestalt von Fett vorzugsweise über eine längere Leitung zu, deren Volumen und/ oder Elastizität so groß ist, dass sie zur Lieferung eines Schmiermittelquantums durch Expansion des Schmierfetts und/ oder Kontraktion der Schmiermittelleitung ausreicht. Zur exakten Dosierung des Schmiermittelquantums ist an dem lagerseitigen Ende der Schmiermittelleitung (22) vorzugsweise ein Auf/ Zu-Ventil V1 vorgesehen. Außerdem ist vorzugsweise ein weiteres Ventil V2 vorgesehen, mittels dessen die Schmiermittelleitung (22) in Schmierpausen druckentlastet wird. Ein Drucksensor (27) überwacht den Druck in der Schmiermittelleitung, der mittels einer Schmiermittelpumpe (21) lediglich bedarfsweise aufgebaut wird. Nach Aufbau des Drucks in der Schmiermittelleitung (22) wird das Ventil V1 kurzzeitig geöffnet, um ein Schmiermittelquantum auszulassen. Danach wird das Ventil V2 geöffnet und die Schmiermittelleitung (22) drucklos geschaltet. Dies vermeidet ein Entmischen des Schmierfetts in gegebenenfalls tage- oder wochenlangen Schmierpausen. 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_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 110 Normen 111 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen Z DIN EN ISO 3104: 1999-12 Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität (ISO 3104: 1994 + Cor. 1: 1997); Deutsche Fassung EN ISO 3104: 1996 + AC: 1999 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 3104: 2021- 01 DIN EN ISO 3104: 2021-01 Print: 116,50 EUR/ Download: 96,40 EUR Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität (ISO 3104: 2020); Deutsche Fassung EN ISO 3104: 2020 Petroleum products - Transparent and opaque liquids - Determination of kinematic viscosity and calculation of dynamic viscosity (ISO 3104: 2020); German version EN ISO 3104: 2020 Ersatz für DIN EN ISO 3104: 1999-12 Gegenüber DIN EN ISO 3104: 1999-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Aktualisierung der Präzisionsdaten für alle Brennstoffe auf dem Markt; b) Aufnahme von Biodiesel(FAME)-Mischungen und paraffinischem Dieselkraftstoff in den Anwendungsbereich; c) Ergänzung der Zulässigkeit von automatischen Verfahren; d) Aufnahme von Verfahrensbeschreibungen für automatische Verfahren. Dieses Dokument legt Verfahren A mit manuellen Glas- Viskosimetern und Verfahren B mit Glas-Kapillarviskosimetern in einer automatisierten Apparatur zur Bestimmung der kinematischen Viskosität ν von flüssigen, sowohl durchsichtigen als auch undurchsichtigen Mineralölerzeugnissen fest; dabei wird die Durchflusszeit eines Flüssigkeitsvolumens unter dem Einfluss der Schwerkraft durch ein kalibriertes Glas-Kapillarviskosimeter gemessen. Die dynamische Viskosität η wird erhalten, indem die gemessene kinematische Viskosität mit der Dichte ρ der Flüssigkeit multipliziert wird. Die mit diesem Prüfverfahren abgedeckten kinematischen Viskositäten liegen im Bereich von (0,2 mm2/ s bis 300000) mm 2 / s über den Temperaturbereich (20 bis +150) °C. E DIN EN ISO 4259-4: 2021-02 Print: 141,70 EUR/ Download: 117,20 EUR Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 4: Verwendung von Kontrollkarten zur Validierung des Status der statistischen Kontrolle der Durchführung von genormten Prüfverfahren in einem einzelnen Labor (ISO/ DIS 4259-4: 2021); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 4259-4: 2021 Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 4: Use of Statistical Control Charts to validate ‘in-statistical-control’ status for the execution of a standard test method in a single laboratory (ISO/ DIS 4259-4: 2021); German and English version prEN ISO 4259-4: 2021 Erscheinungsdatum: 2021-01-15 Einsprüche bis 2021-03-08 Dieses Dokument legt die Methodik zur Bestimmung, ob ein Labor bei der Durchführung einer Standardprüfmethode die Kontrolle hat, fest. Durch die Verwendung statistischer Regelkarten und die anschließende Dokumentation wird der Status der statistischen Kontrolle ermittelt und validiert. Z DIN EN 15199-1: 2007-01 Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 1: Mitteldestillate und Grundöle; Deutsche Fassung EN 15199-1: 2006 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 15199-1: 2021- 02 DIN EN 15199-1: 2021-02 Print: 108,60 EUR/ Download: 89,80 EUR Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 1: Mitteldestillate und Grundöle; Deutsche Fassung EN 15199-1: 2020 Petroleum products - Determination of boiling range distribution by gas chromatography method - Part 1: Middle distillates and lubricating base oils; German version EN 15199-1: 2020 Ersatz für DIN EN 15199-1: 2007-01 Gegenüber DIN EN 15199-1: 2007-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Präzision wurde um die Wiederfindungspunkte zwischen 10 % und 50 % erweitert; b) Dokument wurde redaktionell überarbeitet, um den Anwendern eine bessere Prüfanleitung zu geben. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Siedeverlaufes in Mineralölerzeugnissen mit Hilfe der Kapillar-Gaschromatographie mit einem Flammenionisationsdetektor (FID) fest. Dieses Dokument ist anwendbar auf Mineralölerzeugnisse mit einem für die Probenahme bei Umgebungstemperatur ausreichend niedrigen Dampfdruck und mit einem Siedebereich von mindestens 100 °C. Die Norm ist anwendbar auf Destillate mit einem Siedebeginn (IBP) oberhalb von 100 °C und mit einem Siedeende (FBP) unterhalb von 750 °C, wie z. B. Mitteldestillate und Grundöle. Normen TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 111 Normen 112 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Z DIN EN 15199-2: 2007-01 Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 2: Schweröle und Rückstandsöle; Deutsche Fassung EN 15199-2: 2006 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 15199-2: 2021- 02 DIN EN 15199-2: 2021-02 Print: 108,60 EUR/ Download: 89,80 EUR Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 2: Schweröle und Rückstandsöle; Deutsche Fassung EN 15199-2: 2020 Petroleum products - Determination of boiling range distribution by gas chromatography method - Part 2: Heavy distillates and residual fuels; German version EN 15199-2: 2020 Ersatz für DIN EN 15199-2: 2007-01 Gegenüber DIN EN 15199-2: 2007-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Probenvorbereitung erläutert; b) Dokument redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Siedeverlaufes in Mineralölerzeugnissen mit Hilfe der Kapillar-Gaschromatographie mit einem Flammenionisationsdetektor (FID) fest. Dieses Dokument ist anwendbar auf Mineralölerzeugnisse mit einem für die Probenahme bei Umgebungstemperatur ausreichend niedrigen Dampfdruck und mit einem Siedebereich von mindestens 100 °C. Die Norm ist anwendbar auf Destillate mit einem Siedebeginn (IBP, Initial Boiling Point) oberhalb von 100 °C und mit einem Siedeende (FBP, „Final Boiling Point“) oberhalb von 750 °C, wie z. B. Schweröle und Rückstandsöle. Für bitumiöse Proben ist dieses Prüfverfahren nicht geeignet. Z DIN EN 15199-3: 2008-09 Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 3: Rohöle; Deutsche Fassung EN 15199-3: 2008 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 15199-3: 2021- 04 DIN EN 15199-3: 2021-04 Print: 129,20 EUR/ Download: 106,70 EUR Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 3: Rohöle; Deutsche Fassung EN 15199-3: 2020 Petroleum products - Determination of boiling range distribution by gas chromatography method - Part 3: Crude oil; German version EN 15199-3: 2020 Ersatz für DIN EN 15199-3: 2008-09 Gegenüber DIN EN 15199-3: 2008 09 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Algorithmus zum Zusammenführen der Ergebnisse der Light-End-Analyse und der Simdis-Analyse als informativer Anhang hinzugefügt; b) zusätzliche Informationen zur Bestimmung des Siedebeginns (IBP, en: initial boiling point) und des Siedeendes (FBP, en: final boiling point) hinzugefügt. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Siedeverlaufes in Mineralölerzeugnissen mit Hilfe der Kapillar-Gaschromatographie mit einem Flammenionisationsdetektor (FID) fest. Die Norm ist anwendbar auf Rohöle. Die Bestimmung von Siedeverteilung und Wiederfindung kann bis zu C100 oder bis zu C120 vorgenommen werden. E DIN EN 15522-1: 2021-01 Print: 116,50 EUR/ Download: 96,40 EUR Identifizierung von Ölverschmutzungen - Rohöl und Mineralölerzeugnisse - Teil 1: Probenahme; Deutsche und Englische Fassung prEN 15522-1: 2020 Oil spill identification - Petroleum and petroleum related products - Part 1: Sampling; German and English version prEN 15522-1: 2020 Vorgesehen als Ersatz für DIN-Fachbericht CEN/ TR 15522-1: 2007-01 Erscheinungsdatum: 2020-12-18 Einsprüche bis 2021-02-11 Gegenüber DIN CEN/ TR 15522-1: 2007-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) ein weiteres Design für ein Hubschrauber-Probenahmegerät wurde hinzugefügt; b) Designs für Schiffe wurden entfernt, da diese nur für erfahrene Probennehmer relevant sind, die wissen sollten, wo auf einem Schiff Proben genommen werden sollen. Dieses Dokument enthält Anleitungen zur Entnahme und Handhabung von Proben, die im Rahmen einer Untersuchung der wahrscheinlichen Quelle der Verschmutzung von Rohöl oder Erdölprodukten in eine Meeres- oder Wasserumgebung entnommen werden. Es werden Hinweise zur Entnahme von Proben sowohl aus der Verschmutzung als auch aus ihrer potenziellen Quelle gegeben. E DIN EN 15522-2: 2021-01 Print: 377,90 EUR/ Download: 312,70 EUR Identifizierung von Ölverschmutzungen - Rohöl und Mineralölerzeugnisse aus dem Wasser - Teil 2: Analytische Methodik und Interpretation der Ergebnisse, basierend auf GC-FID- und GC-MS-Analysen bei niedriger Auflösung; Deutsche und Englische Fassung prEN 15522-2: 2020 Oil spill identification - Waterborne petroleum and petroleum products - Part 2: Analytical methodology and interpretation of results based on GC-FID and GC-MS low resolution analyses; German and English version prEN 15522-2: 2020 Vorgesehen als Ersatz für DIN CEN/ TR 15522-2 (DIN SPEC 19269): 2012-12 Erscheinungsdatum: 2020-12-18 Einsprüche bis 2021-02-11 Gegenüber DIN CEN/ TR 15522-2 (DIN SPEC 19269): 2012-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) zu analysierende Verbindungen hinzugefügt, um leichte Produkte in den Dieselbereich aufzunehmen; TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 112 Normen 113 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 b) weitere Informationen zum biologischen Abbau hinzugefügt; c) Abschnitt zur Berichterstattung und Qualitätssicherung hinzugefügt; d) Anhang C mit Präzisionsdaten hinzugefügt; e) Anhang D mit Schlussfolgerungen zur Wahrscheinlichkeitsstufe hinzugefügt; f) Einführung der Charakterisierung von FAME in Anhang I; g) Überarbeitung von Anhang H, Anhang I, Anhang J und Anhang K mit neuen Bildern und Chromatogrammen. Dieses Dokument beschreibt eine Methode, um zum einen die Art von in der Umwelt verschütteten Ölen zu identifizieren und zum anderen die chemische Zusammensetzung von Proben aus verschüttetem Öl mit denen von vermuteten Quellen zu vergleichen. E DIN EN 15553: 2021-04 Print: 93,40 EUR/ Download: 77,30 EUR Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der Kohlenwasserstofftypen - Adsorptionsverfahren mit Fluoreszenz-Indikator; Deutsche und Englische Fassung prEN 15553: 2021 Petroleum products and related materials - Determination of hydrocarbon types - Fluorescent indicator adsorption method; German and English version prEN 15553: 2021 Vorgesehen als Ersatz für DIN EN 15553: 2007-07 und DIN EN 15553 Berichtigung 1: 2007-12 Erscheinungsdatum: 2021-03-19 Einsprüche bis 2021-05-12 Gegenüber DIN EN 15553: 2007-07 und DIN EN 15553 Berichtigung 1: 2007-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Klarstellung welches Kieselgel mit Fluoreszenz-Indikator verwendet werden kann, da sich die Verfügbarkeiten geändert haben und die Anwendung mancher Produkte fraglich sind; b) Norm redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt ein Adsorptionsverfahren mit Fluoreszenz Indikator fest für die Bestimmung der nachfolgend genannten Kohlenwasserstofftypen in Mineralölfraktionen, die unterhalb von 315 °C sieden, und zwar für aromatische Kohlenwasserstoffe im Bereich von 5 % (V/ V) bis 99 % (V/ V), für olefinische Kohlenwasserstoffe im Bereich von 0,3 % (V/ V) bis 55 % (V/ V) und für gesättigte Kohlenwasserstoffe im Bereich von 1 % (V/ V) bis 95 % (V/ V). E DIN ISO 23572: 2021-01 Print: 62,00 EUR/ Download: 51,30 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. ZE DIN EN ISO 23581: 2019-03 Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der kinematischen Viskosität - Verfahren mit dem Viskosimeter nach dem Stabinger-Prinzip (ISO/ DIS 23581: 2019); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 23581: 2019 Historisch; Zurückziehung; da die Arbeit am europäischen Projekt EN ISO 23581 eingestellt wurde. Z DIN 51352-2: 1985-08 Prüfung von Schmierstoffen; Bestimmung des Alterungsverhaltens von Schmierölen; Koksrückstand, nach Conradson, nach Alterung mit Durchleiten von Luft in Gegenwart von Eisen(III)-oxid Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 51352-2: 2021-04 DIN 51352-2: 2021-04 Print: 53,80 EUR/ Download: 44,60 EUR Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung des Alterungsverhaltens von Schmierölen - Teil 2: Koksrückstand, nach Conradson, nach Alterung mit Durchleiten von Luft in Gegenwart von Eisen(III)-oxid Testing of lubricants - Determination of ageing characteristics of lubricating oils - Part 2: Conradson carbon residue after ageing by passage of air in the presence of iron(III)oxide Ersatz für DIN 51352-2: 1985-08 Gegenüber DIN 51352-2: 1985-08 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) ein Hinweis zur Verwendung von Chrom-Schwefelsäure auf unbedingt notwendige Ausnahmen wurde ergänzt; b) die Verweisungen wurden aktualisiert; c) das Dokument wurde redaktionell überarbeitet. Die Festlegungen gelten für Schmieröle auf Mineralölbasis Gruppe VDL nach DIN 51506 von denen während der Prüfung nicht mehr als 20 % Massenanteile Öl verdampfen. E DIN 51454: 2021-03 Print: 85,20 EUR/ Download: 70,60 EUR Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung von Kraftstoffanteilen in gebrauchten Motorenölen - Gaschromatographisches Verfahren Testing of lubricants - Determination of low boiling components in used engine oils - Gas chromatography Vorgesehen als Ersatz für DIN 51454: 2015-10 Erscheinungsdatum: 2021-02-12 Einsprüche bis 2021-04-05 Gegenüber DIN 51454: 2015-10 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Anwendungsbereich um B10, B20 und B30 sowie paraffinischen Dieselkraftstoff erweitert; b) Begriffe „Dieselkraftstoff-Anteil“ und „FAME-Anteil“ aktualisiert; TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 113 Normen 114 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 c) Begriffe „Hochsieder-Anteil“ und „Integrationsende“ neu aufgenommen; d) Octan dem Beispiel einer Kalibriermischung hinzugefügt; e) Beispiel-Chromatogramme aktualisiert; f) Prüfbericht ergänzt; g) Verweisungen aktualisiert und Dokument redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung von Kraftstoffanteilen in gebrauchten Motorenölen fest. DIN 51810-4: 2021-04 Print: 85,20 EUR/ Download: 70,60 EUR Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung der Konsistenz von metallverseiften Schmierfetten mit dem Oszillationsrheometer und dem Messsystem Kegel/ Platte Testing of lubricants - Determination of the consistency of metal saponified lubricating greases using an oscillatory rheometer with a cone/ plate system Dieses Dokument legt die Bestimmung der Konsistenz von metallverseiften Schmierfetten mit dem Oszillationsrheometer und dem Messsystem Kegel/ Platte fest. 1.1.1.1 Übersetzugen DIN EN ISO 3104: 2021-01 Print: 145,90 EUR/ Download: 120,50 EUR Petroleum products - Transparent and opaque liquids - Determination of kinematic viscosity and calculation of dynamic viscosity (ISO 3104: 2020) Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität (ISO 3104: 2020) DIN EN 15199-2: 2021-02 Print: 135,80 EUR/ Download: 112,40 EUR Petroleum products - Determination of boiling range distribution by gas chromatography method - Part 2: Heavy distillates and residual fuels Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 2: Schweröle und Rückstandsöle DIN EN 15199-1: 2021-02 Print: 135,80 EUR/ Download: 112,40 EUR Petroleum products - Determination of boiling range distribution by gas chromatography method - Part 1: Middle distillates and lubricating base oils Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 1: Mitteldestillate und Grundöle DIN ISO 15380: 2020-12 Print: 126,00 EUR/ Download: 104,20 EUR Lubricants, industrial oils and related products (class L) - Family H (Hydraulic systems) - Specifications for hydraulic fluids in categories HETG, HEPG, HEES and HEPR (ISO 15380: 2016) Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Produkte (Klasse L) - Familie H (Hydraulische Systeme) - Anforderungen für Hydraulikflüssigkeiten der Kategorien HETG, HEPG, HEES und HEPR (ISO 15380: 2016) 1.1.2 OIML-Empfehlungen Z OIML R 63: 1994 Erdölmeßtabellen (mit Berücksichtigung der Internationalen Norm ISO 91-1-1982 und ISO 91-2-1991) 1.1.3 Technische Lieferbedingungen des BAAINBw Z BAAINBw TL 9150-0066: 2018-04 Technische Lieferbedingungen - Schmierfett, seewasserbeständig; NATO-Kode: G-460; Bw-Kode: GY3090 Zurückgezogen, ersetzt durch BAAINBw TL 9150- 0066: 2021-01 BAAINBw TL 9150-0066: 2021-01 Technische Lieferbedingungen - Schmierfett, seewasserbeständig NATO-Kode: G-460, Bw-Kode: GY3090 Ersatz für BAAINBw TL 9150-0066: 2018-04 Z BAAINBw TL 9150-0105: 2014-11 Technische Lieferbedingungen - Schmieroel, Getriebe - EP, ISO VG: 100, 150, 220, 320, 460 - NATO-Code: O-262, ohne, ohne, ohne, ohne - Bw-Kode: OY1155, OY1195, OY1250, OY1020, OY1025 Zurückgezogen, ersetzt durch BAAINBw TL 9150- 0105: 2021-02 BAAINBw TL 9150-0105: 2021-02 Technische Lieferbedingungen - Schmieröl, Getriebe - EP ISO VG, NATO-Code, Bw-Kode: 100, O-262, OY1155; 150, ohne, OY1195; 220, ohne, OY1250; 320, ohne, OY1020; 460, ohne, OY1025 Ersatz für BAAINBw TL 9150-0105: 2014-11 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen ZE EN ISO 4259-1/ prA2: 2020-06 Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 1: Bestimmung der Präzisionsdaten von Prüfverfahren - ÄNDERUNG 2 (ISO 4259- 1: 2017/ DAM 2: 2020) EN ISO 4259-1/ A2: 2020-12 Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 1: Bestimmung der Präzisionsdaten von Prüfverfahren - ÄNDERUNG 2 (ISO 4259- 1: 2017/ Amd 2: 2020) Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 1: Determination of prec i s i o n d a t a i n r e l a ti o n t o m e t h o d s o f t e s t - TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 114 Normen 115 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 AMENDMENT 2 (ISO 4259-1: 2017/ Amd 2: 2020) Änderung von EN ISO 4259-1: 2017-12 ZE prEN ISO 9038: 2020-03 Bestimmung der Weiterbrennbarkeit von Flüssigkeiten (ISO/ DIS 9038: 2020) Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN ISO 9038: 2021-01 E FprEN ISO 9038: 2021-01 Bestimmung der Weiterbrennbarkeit von Flüssigkeiten (ISO/ FDIS 9038: 2021) Determination of sustained combustibility of liquids (ISO/ FDIS 9038: 2021) Vorgesehen als Ersatz für EN ISO 9038: 2013-07; Ersatz für prEN ISO 9038: 2020-03 ZE prEN ISO 13736: 2020-04 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel (ISO/ DIS 13736: 2020) Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN ISO 13736: 2020-12 E FprEN ISO 13736: 2020-12 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel (ISO/ FDIS 13736: 2020) Determination of flash point - Abel closed-cup method (ISO/ FDIS 13736: 2020) Vorgesehen als Ersatz für EN ISO 13736: 2013-04; Ersatz für prEN ISO 13736: 2020-04 Z EN 15199-1: 2006-10 Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 1: Mitteldestillate und Grundöle Zurückgezogen, ersetzt durch EN 15199-1: 2020-12 ZE FprEN 15199-1: 2020-08 Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 1: Mitteldestillate und Grundöle Z EN 15199-2: 2006-10 Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 2: Schweröle und Rückstandsöle Zurückgezogen, ersetzt durch EN 15199-2: 2020-12 ZE FprEN 15199-2: 2020-08 Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 2: Schweröle und Rückstandsöle Z EN 15199-3: 2008-05 Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 3: Rohöle Zurückgezogen, ersetzt durch EN 15199-3: 2020-12 ZE FprEN 15199-3: 2020-08 Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 3: Rohöle EN 15199-3: 2020-12 Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 3: Rohöle Petroleum products - Determination of boiling range distribution by gas chromatography method - Part 3: Crude oil Ersatz für EN 15199-3: 2008-05 E prEN 15522-1: 2020-12 Identifizierung von Ölverschmutzungen - Rohöl- und Mineralölerzeugnisse - Teil 1: Probenahme Oil spill identification - Petroleum and petroleum related products - Part 1: Sampling Vorgesehen als Ersatz für CEN/ TR 15522-1: 2006-11 Einsprüche bis 2021-03-18 E prEN 15522-2: 2020-12 Identifizierung von Ölverschmutzungen - Rohöl und Mineralölerzeugnisse aus dem Wasser - Teil 2: Analytische Methodik und Interpretation der Ergebnisse, basierend auf GC-FID- und GC-MS-Analysen bei niedriger Auflösung Oil spill identification - Waterborne petroleum and petroleum products - Part 2: Analytical methodology and interpretation of results based on GC-FID and GC-MS low resolution analyses Vorgesehen als Ersatz für CEN/ TR 15522-2: 2012-10 Einsprüche bis 2021-03-18 1.2.2 ISO-Normen E ISO 3837 DAM 1: 2020-12 19,30 EUR Flüssige Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Kohlenwasserstofftypen - FIA-Verfahren - Änderung 1 Liquid petroleum products - Determination of hydrocarbon types - Fluorescent indicator adsorption method; Amendment 1 Vorgesehen als Änderung von ISO 3837: 1993-12 Einsprüche bis 2021-03-22 ZE ISO 4259-1 DAM 2: 2020-06 Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 1: Bestimmung der Präzisionsdaten von Prüfverfahren ISO 4259-1 AMD 2: 2020-12 19,30 EUR Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 1: Bestimmung der Präzisionsdaten von Prüfverfahren Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 1: Determination of precision data in relation to methods of test; Amendment 2 Änderung von ISO 4259-1: 2017-11 E ISO/ DIS 4259-4: 2021-01 69,90 EUR Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 4: Verwendung von Kontrollkarten zur Validierung des Status der statistischen Kontrolle der Durchführung von genormten Prüfverfahren in einem einzelnen Labor TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 115 Normen 116 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 4: Use of Statistical Control Charts to validate 'in-statistical-control' status for the execution of a standard test method in a single laboratory Einsprüche bis 2021-04-06 ZE ISO/ DIS 9038: 2020-03 Bestimmung der Weiterbrennbarkeit von Flüssigkeiten Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 9038: 2021-01 E ISO/ FDIS 9038: 2021-01 69,90 EUR Bestimmung der Weiterbrennbarkeit von Flüssigkeiten Determination of sustained combustibility of liquids Vorgesehen als Ersatz für ISO 9038: 2013-07; Ersatz für ISO/ DIS 9038: 2020-03 E ISO/ DIS 11007-1: 2020-12 69,90 EUR Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung der korrosionsverhindernden Eigenschaften von Schmierfetten - Teil 1: Dynamische feuchte Bedingungen Petroleum products and lubricants - Determination of rust-prevention characteristics of lubricating greases - Part 1: Dynamic wet conditions Vorgesehen als teilweiser Ersatz für ISO 11007: 1997-06 Einsprüche bis 2021-03-01 E ISO/ DIS 11009: 2020-12 69,90 EUR Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung der dynamischen Wasserbeständigkeit von Schmierfetten Petroleum products and lubricants - Determination of water washout characteristics of lubricating greases Vorgesehen als Ersatz für ISO 11009: 2000-03 Einsprüche bis 2021-03-11 ZE ISO/ DIS 13736: 2020-04 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 13736: 2020-12 E ISO/ FDIS 13736: 2020-12 142,20 EUR Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel Determination of flash point - Abel closed-cup method Vorgesehen als Ersatz für ISO 13736: 2013-04; Ersatz für ISO/ DIS 13736: 2020-04 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen Z DIN 268: 1974-09 Tangentkeile und Tangentkeilnuten für stoßartige Wechselbeanspruchungen Zurückgezogen; kein Bedarf mehr. Z DIN 271: 1974-09 Tangentkeile und Tangentkeilnuten für gleichbleibende Beanspruchungen Zurückgezogen; kein Bedarf mehr. E DIN ISO 1328-2: 2021-01 Print: 108,60 EUR/ Download: 89,80 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 Vorgesehen mit DIN ISO 1328-1: 2018-03 als Ersatz für DIN 3963: 1978-08 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 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 ‚àú2 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. B DIN 3992: 1964-03 Profilverschiebung bei Stirnrädern mit Außenverzahnung Zurückziehung beabsichtigt; kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2021-03-31 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 116 Normen 117 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 E DIN EN 12080/ A1: 2021-04 Print: 77,40 EUR/ Download: 63,90 EUR Bahnanwendungen - Radsatzlager - Wälzlager; Deutsche und Englische Fassung EN 12080: 2017/ prA1: 2021 Railway applications - Axleboxes - Rolling bearings; German and English version EN 12080: 2017/ prA1: 2021 Vorgesehen als Änderung von DIN EN 12080: 2017-11 Erscheinungsdatum: 2021-03-12 Einsprüche bis 2021-05-05 Diese Europäische Norm legt die Qualitätsanforderungen für Wälzlager von Radsatzlagern fest, die die Primärlast des Fahrzeugs tragen und für einen zuverlässigen Zugbetrieb auf den europäischen Schienennetzen erforderlich sind. Sie beschreibt metallurgische Eigenschaften und Werkstoffeigenschaften und legt die Maß- und Formgenauigkeit fest. Darüber hinaus legt sie Verfahren der Qualitätssicherung und Freigabebedingungen fest. V DIN CEN/ TS 15427-1-2: 2021-03 Print: 80,70 EUR/ Download: 66,60 EUR Bahnanwendungen - Reibungsmanagement zwischen Rad und Schiene - Teil 1-2: Vorrichtungen und Anwendung - Kraftschlussmodifikatoren; Deutsche Fassung CEN/ TS 15427-1-2: 2021 Railway applications - Wheel/ Rail friction management - Part 1-2: Equipment and Application - Top of Rail materials; German version CEN/ TS 15427-1-2: 2021 Dieses Dokument beschränkt sich darauf, die Anforderungen beim Auftragen von Material auf die aktive Kontaktfläche zwischen Radlauffläche und Fahrfläche der Schiene festzulegen, und umfasst fahrzeugseitige und gleisseitige Vorrichtungen. Dieses Dokument deckt nur die Vorrichtungen und Anwendung von Materialien auf der aktiven Kontaktfläche ab. Dieses Dokument definiert - die Eigenschaften, die Ausrüstungssysteme für Fahrflächenbehandlung für die Kontaktfläche zwischen Rad und Schiene erfüllen müssen, zusammen mit geeigneten Inspektions- und Prüfverfahren, die zur Verifikation durchzuführen sind, - alle relevanten Begriffe, die spezifisch für die Anwendung von Kraftschlussmodifikatoren auf die 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. V DIN CEN/ TS 15427-2-2: 2021-03 Print: 108,00 EUR/ Download: 89,60 EUR Bahnanwendungen - Reibungsmanagement zwischen Rad und Schiene - Teil 2-2: Eigenschaften und Merkmale - Kraftschlussmodifikatoren; Deutsche Fassung CEN/ TS 15427-2-2: 2021 Railway applications - Wheel/ Rail friction management - Part 2-2: Properties and Characteristics - Top of Rail materials; German version CEN/ TS 15427-2-2: 2021 Dieses Dokument legt die Anforderungen an Materialien für die Anwendung auf der Kontaktfläche zwischen der Radlauffläche und der Fahrfläche der Schiene (aktive Kontaktfläche) fest. Sie kann direkt oder indirekt auf die Radlauffläche oder die Schiene angewendet werden. Es beschreibt die erforderlichen Informationen für die meisten Genehmigungsverfahren, das Prüfverfahren und die regelmäßige Kontrolle/ Überwachung des Materials. Dieses Dokument behandelt keine kraftschlusserhöhende Materialien wie etwa: - Sand; - Haftverstärker. 2.1.1.1 Übersetzungen DIN EN 13260: 2020-12 Print: 161,40 EUR/ Download: 133,60 EUR Railway applications - Wheelsets and bogies - Wheelsets - Product requirements Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Radsätze - Produktanforderungen DIN ISO 14168: 2020-12 Print: 77,60 EUR/ Download: 64,10 EUR Metallic powders, excluding hardmetals - Method for testing copper-base infiltrating powders (ISO 14168: 2011) Metallpulver, ausgenommen Hartmetalle - Prüfverfahren für Tränkpulver auf Kupferbasis (ISO 14168: 2011) 2.1.2 VDI-Richtlinien VDI 2121: 2021-02 117,50 EUR Bewegungsübertragung durch viergliedrige ebene Gelenkgetriebe - Maßsynthese für allgemeine Lagenzuordnungen - Getriebebauformen mit zwei Drehgelenken am Koppelglied Motion transmission through four-member plane articulated gearboxes - Dimensional synthesis for general layer assignments - Gear unit designs with two swivel joints at the coupling link E VDI 2122: 2021-04 97,80 EUR Bewegungsübertragung durch viergliedrige ebene Gelenkgetriebe - Maßsynthese für allgemeine Lagenzuordnungen - Getriebebauformen mit einem Drehgelenk und einem Schubgelenk am Koppelglied Motion transmission through four-member plane articulated gearboxes - Dimensional synthesis for general layer assignments - Gear unit designs with one swivel joint and one prismatic joint at the coupling link Einsprüche bis 2021-06-30 Z VDI/ VDE 2610: 2014-05 Format für den Austausch von Verzahnungsdaten - Gear-Data-Exchange-Format (GDE-Format) - Definition Zurückgezogen, ersetzt durch VDI/ VDE 2610: 2021-03 Z VDI/ VDE 2610 Berichtigung 1: 2015-01 Format für den Austausch von Verzahnungsdaten - Gear-Data-Exchange-Format (GDE-Format) - Definition - Berichtigung zur Richtlinie VDI/ VDE 2610: 2014-05 Zurückgezogen, ersetzt durch VDI/ VDE 2610: 2021-03 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 117 Normen 118 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 VDI/ VDE 2610: 2021-03 67,50 EUR Format für den Austausch von Verzahnungsdaten - Gear-Data-Exchange-Format (GDE-Format) - Definition Exchange format for gear data - Gear Data Exchange Format (GDE Format) - Definition Ersatz für VDI/ VDE 2610: 2014-05 und VDI/ VDE 2610 Berichtigung 1: 2015-01 2.1.3 VDMA-Einheitsblätter Z VDMA 24580: 2012-10 Fluidtechnik - Anwendungshinweise zur Optimierung der Energieeffizienz von Hydraulikanlagen 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen ZE EN 12082/ prA1: 2019-02 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Prüfung des Leistungsvermögens Zurückgezogen, ersetzt durch EN 12082/ FprA1: 2021- 02 E EN 12082/ FprA1: 2021-02 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Prüfung des Leistungsvermögens Railway applications - Axleboxes - Performance testing Ersatz für EN 12082/ prA1: 2019-02; vorgesehen als Änderung von EN 12082: 2017-09 ZE EN 13001-3-6/ prA1: 2020-04 Krane - Konstruktion allgemein - Teil 3-6: Grenzzustände und Sicherheitsnachweis von Maschinenbauteilen - Hydraulikzylinder Zurückgezogen, ersetzt durch EN 13001-3-6/ FprA1: 2021-02 E EN 13001-3-6/ FprA1: 2021-02 Krane - Konstruktion allgemein - Teil 3-6: Grenzzustände und Sicherheitsnachweis von Maschinenbauteilen - Hydraulikzylinder Cranes - General design - Part 3-6: Limit states and proof of competence of machinery - Hydraulic cylinders Ersatz für EN 13001-3-6/ prA1: 2020-04; vorgesehen als Änderung von EN 13001-3-6: 2018-02 ZE prEN 13749: 2019-11 Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Festlegungsverfahren für Festigkeitsanforderungen an Drehgestellrahmen Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN 13749: 2020-11 E FprEN 13749: 2020-11 Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Festlegungsverfahren für Festigkeitsanforderungen an Drehgestellrahmen Railway applications - Wheelsets and bogies - Method of specifying the structural requirements of bogie frames Vorgesehen als Ersatz für EN 13749: 2011-03; Ersatz für prEN 13749: 2019-11 ZE FprCEN/ TS 15427-1-2: 2020-07 Bahnanwendungen - Reibungsmanagement zwischen Rad und Schiene - Teil 1-2: Vorrichtungen und Anwendung - Behandlung der Schienenoberfläche ZE FprCEN/ TS 15427-1-3: 2020-09 Bahnanwendungen - Reibungsmanagement zwischen Rad und Schiene - Teil 1-3: Vorrichtungen und Anwendung - Kraftschlussmaterialien V CEN/ TS 15427-1-3: 2021-03 Bahnanwendungen - Reibungsmanagement zwischen Rad und Schiene - Teil 1-3: Vorrichtungen und Anwendung - Kraftschlussmaterialien Railway applications - Wheel/ Rail friction management - Part 1-3: Equipment and Application - Adhesion materials ZE FprCEN/ TS 15427-2-2: 2020-07 Bahnanwendungen - Reibungsmanagement zwischen Rad und Schiene - Teil 2-2: Eigenschaften und Merkmale - Behandlung der Schienenoberfläche V CEN/ TS 15427-2-3: 2021-03 Bahnanwendungen - Reibungsmanagement zwischen Rad und Schiene - Teil 2-3: Eigenschaften und Merkmale - Kraftschlussmaterialien Railway applications - Wheel/ Rail friction management - Part 2-3: Properties and Characteristics - Adhesion materials 2.2.2 ISO-Normen E ISO/ DIS 3548-1: 2021-01 69,90 EUR Gleitlager - Dünnwandige Lagerschalen mit oder ohne Bund - Teil 1: Toleranzen, Konstruktionsmerkmale und Prüfverfahren Plain bearings - Thin-walled half bearings with or without flange - Part 1: Tolerances, design features and methods of test Vorgesehen als Ersatz für ISO 3548-1: 2014-06 Einsprüche bis 2021-04-02 Z ISO 4156-1: 2005-10 Passverzahnungen mit Evolventenflanken - Metrische Module, Flankenzentriert - Teil 1: Grundlagen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 4156-1: 2021-02 ZE ISO/ FDIS 4156-1: 2020-11 Passverzahnungen mit Evolventenflanken — Metrischer Modul, flankenzentriert — Teil 1: Grundlagen ISO 4156-1: 2021-02 214,60 EUR Passverzahnungen mit Evolventenflanken — Metrischer TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 118 Normen 119 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Modul, flankenzentriert — Teil 1: Grundlagen Straight cylindrical involute splines - Metric module, side fit - Part 1: Generalities Ersatz für ISO 4156-1: 2005-10 Z ISO 4156-2: 2005-10 Passverzahnungen mit Evolventenflanken - Metrische Module, Flankenzentriert - Teil 2: Abmessungen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 4156-2: 2021-02 Z ISO 4156-2 Technical Corrigendum 1: 2011-12 Passverzahnungen mit Evolventenflanken - Metrische Module, flankenzentriert - Teil 2: Abmessungen; Korrektur 1 Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 4156-2: 2021-02 ZE ISO/ DIS 4156-2: 2020-04 Passverzahnungen mit Evolventenflanken — Metrischer Modul, flankenzentriert — Teil 2: Abmessungen ISO 4156-2: 2021-02 238,70 EUR Passverzahnungen mit Evolventenflanken — Metrischer Modul, flankenzentriert — Teil 2: Abmessungen Straight cylindrical involute splines - Metric module, side fit - Part 2: Dimensions Ersatz für ISO 4156-2: 2005-10 und ISO 4156-2 Technical Corrigendum 1: 2011-12 Z ISO 4156-3: 2005-10 Passverzahnungen mit Evolventenflanken - Metrische Module, Flankenzentriert - Teil 3: Qualitätsprüfung Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 4156-3: 2021-02 ZE ISO/ FDIS 4156-3: 2020-11 Passverzahnungen mit Evolventenflanken — Metrischer Modul, flankenzentriert — Teil 3: Qualitätsprüfung ISO 4156-3: 2021-02 190,50 EUR Passverzahnungen mit Evolventenflanken — Metrischer Modul, flankenzentriert — Teil 3: Qualitätsprüfung Straight cylindrical involute splines - Metric module, side fit - Part 3: Inspection Ersatz für ISO 4156-3: 2005-10 E ISO/ DIS 4382-1: 2020-11 69,90 EUR Gleitlager - Kupferlegierungen - Teil 1: Kupfer-Gusslegierungen für dickwandige Massiv- und Verbundgleitlager Plain bearings - Copper alloys - Part 1: Cast copper alloys for solid and multilayer thick-walled plain bearings Vorgesehen als Ersatz für ISO 4382-1: 1991-11 Einsprüche bis 2021-02-11 E ISO/ DIS 4382-2: 2020-11 69,90 EUR Gleitlager - Kupferlegierungen - Teil 2: Kupfer-Knetlegierungen für Massivgleitlager Plain bearings - Copper alloys - Part 2: Wrought copper alloys for solid plain bearings Vorgesehen als Ersatz für ISO 4382-2: 1991-11 Einsprüche bis 2021-02-11 ISO/ TR 4808: 2021-02 69,90 EUR Hydraulic fluid power - Interpolation method for particle count and filter test data ISO/ TR 4813: 2021-02 142,20 EUR Hydraulic fluid power - Background, impact and use of ISO 11171: 2020 on particle count and filter test data E ISO/ DIS 5593: 2021-01 142,20 EUR Wälzlager - Begriffe und Definitionen Rolling bearings - Vocabulary Vorgesehen als Ersatz für ISO 5593: 2019-04 Einsprüche bis 2021-03-31 ZE ISO/ DIS 6691: 2020-05 Thermoplastische Polymere für Gleitlager - Klassifizierung und Bezeichnung Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 6691: 2020-12 E ISO/ FDIS 6691: 2020-12 166,30 EUR Thermoplastische Polymere für Gleitlager - Klassifizierung und Bezeichnung Thermoplastic polymers for plain bearings - Classification and designation Vorgesehen als Ersatz für ISO 6691: 2000-05; Ersatz für ISO/ DIS 6691: 2020-05 Z ISO 7425-1: 1988-11 Fluidtechnik, Hydraulik; Einbauräume für gummivorgespannte Kunststoffdichtungen; Maße und Toleranzen; Kolbeneinbauräume; Identisch mit ISO 7425-1: 1988 Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 7425-1: 2021-02 ZE ISO/ DIS 7425-1: 2019-11 Hydraulic fluid power - Housings for elastomer-energized, plastic-faced seals - Dimensions and tolerances - Part 1: Piston seal housings Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 7425-1: 2020- 11 E ISO/ FDIS 7425-1: 2020-11 69,90 EUR Hydraulic fluid power cylinders - Dimensions and tolerances of housings for elastomer-energized, plastic-faced seals - Part 1: Piston seal housings Vorgesehen als Ersatz für ISO 7425-1: 1988-11; Ersatz für ISO/ DIS 7425-1: 2019-11 ISO 7425-1: 2021-02 69,90 EUR Fluidtechnik - Maße und Toleranzen von Einbauräumen für gummivorgespannte Kunststoffdichtungen - Teil 1: Kolbeneinbauräume Hydraulic fluid power cylinders - Dimensions and tolerances of housings for elastomer-energized, plastic-faced seals - Part 1: Piston seal housings Ersatz für ISO 7425-1: 1988-11 Z ISO 7425-2: 1989-12 Fluidtechnik; Einbauräume für gummivorgespannte Kunststoffdichtungen; Maße und Toleranzen; Stangen- TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 119 Normen 120 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 einbauräume; Identisch mit ISO 7425-2: 1989 Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 7425-2: 2021-02 ZE ISO/ DIS 7425-2: 2019-11 Hydraulic fluid power - Housings for elastomer-energized, plastic-faced seals - Dimensions and tolerances - Part 2: Rod seal housings Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 7425-2: 2020- 11 E ISO/ FDIS 7425-2: 2020-11 69,90 EUR Hydraulic fluid power cylinders - Dimensions and tolerances of housings for elastomer-energized, plastic-faced seals - Part 2: Rod seal housings Vorgesehen als Ersatz für ISO 7425-2: 1989-12; Ersatz für ISO/ DIS 7425-2: 2019-11 ZE ISO/ FDIS 7425-2: 2020-12 Fluidtechnik - Maße und Toleranzen von Einbauräumen für gummivorgespannte Kunststoffdichtungen - Teil 2: Stangeneinbauräume ISO 7425-2: 2021-02 69,90 EUR Fluidtechnik - Maße und Toleranzen von Einbauräumen für gummivorgespannte Kunststoffdichtungen - Teil 2: Stangeneinbauräume Hydraulic fluid power cylinders - Dimensions and tolerances of housings for elastomer-energized, plastic-faced seals - Part 2: Rod seal housings Ersatz für ISO 7425-2: 1989-12 ZE ISO/ DIS 7905-1: 2020-04 Gleitlager - Gleitlager-Ermüdung - Teil 1: Gleitlager auf Lager-Prüfständen und in Lager-Anwendungen unter hydrodynamischer Schmierung Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 7905-1: 2021- 01 E ISO/ FDIS 7905-1: 2021-01 106,10 EUR Gleitlager - Gleitlager-Ermüdung - Teil 1: Gleitlager auf Lager-Prüfständen und in Lager-Anwendungen unter hydrodynamischer Schmierung Plain bearings - Bearing fatigue - Part 1: Plain bearings in test rigs and in applications under conditions of hydrodynamic lubrication Vorgesehen als Ersatz für ISO 7905-1: 1995-02; Ersatz für ISO/ DIS 7905-1: 2020-04 E ISO/ DIS 9982: 2021-02 69,90 EUR Riementriebe - Keilrippenriemen für industrielle Anwendungen - Profile PH, PJ, PK, PL und PM: Maße Belt drives - Pulleys and V-ribbed belts for industrial applications - PH, PJ, PK, PL and PM profiles: dimensions Vorgesehen als Ersatz für ISO 9982: 1998-06 Einsprüche bis 2021-05-10 E ISO/ DIS 10825-1: 2021-01 69,90 EUR Gears - Wear and damage to gear teeth - Part 1: Terminology Vorgesehen als Ersatz für ISO 10825: 1995-08 Einsprüche bis 2021-04-15 Z ISO 11171: 2016-10 Fluidtechnik - Kalibrierung automatischer Partikelzählgeräte für Druckflüssigkeiten Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 11171: 2020-11 ZE ISO/ FDIS 11171: 2020-08 Hydraulic fluid power - Calibration of automatic particle counters for liquids ISO 11171: 2020-11 214,60 EUR Hydraulic fluid power - Calibration of automatic particle counters for liquids Ersatz für ISO 11171: 2016-10 ZE ISO/ DIS 11943: 2020-06 Fluidtechnik - Hydraulik - Automatische Online-Partikelzählverfahren für Druckflüssigkeiten zur Kalibrierung und Validation Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 11943: 2021-02 E ISO/ FDIS 11943: 2021-02 166,30 EUR Fluidtechnik - Hydraulik - Automatische Online-Partikelzählverfahren für Druckflüssigkeiten zur Kalibrierung und Validation Hydraulic fluid power - Online automatic particle-counting systems for liquids - Methods of calibration and validation Vorgesehen als Ersatz für ISO 11943: 2018-05; Ersatz für ISO/ DIS 11943: 2020-06 Z ISO 12167-2: 2001-12 Gleitlager - Hydrostatische Radial-Gleitlager im stationären Betrieb - Teil 2: Kenngrößen für die Berechnung von ölgeschmierten Gleitlagern mit Zwischennuten Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 12167-2: 2021-02 ZE ISO/ FDIS 12167-2: 2020-10 Gleitlager - Hydrostatische Radial-Gleitlager im stationären Betrieb - Teil 2: Kenngrößen für die Berechnung von ölgeschmierten Gleitlagern mit Zwischennuten ISO 12167-2: 2021-02 69,90 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 Ersatz für ISO 12167-2: 2001-12 ZE ISO/ DIS 16287: 2020-05 Gleitlager - Buchsen aus thermoplastischen Kunststoffen - Maße und Toleranzen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 16287: 2020-12 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 120 Normen 121 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 E ISO/ FDIS 16287: 2020-12 106,10 EUR Gleitlager - Buchsen aus thermoplastischen Kunststoffen - Maße und Toleranzen Plain bearings - Thermoplastic bushes - Dimensions and tolerances Vorgesehen als Ersatz für ISO 16287: 2005-02; Ersatz für ISO/ DIS 16287: 2020-05 3 Vorhaben 3.1 DIN-Normenausschuss Fahrweg und Schienenfahrzeuge (FSF) Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Teil 2: Konstruktionsleitfaden für innengelagerte Radsatzwellen; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087-00- 12 AA <08701429> Dieses Dokument definiert die Klassifikationsstufen für geschweißte Bauteile und legt die Anforderungen an die Hersteller fest, die zum Nachweis der Konformität erfüllt werden müssen. 3.2 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Prüfung von Schmierstoffen - Tribologische Prüfung im translatorischen Oszillations-Prüfgerät - Teil 5: Quantifizierung der reibungsbedingten Geräuschentwicklung von mit Bremsflüssigkeiten geschmierten Dichtungsmaterialien; NA 062-06-61 AA <06236059> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Quantifizierung der reibungsbedingten Geräuschentwicklung von mit Bremsflüssigkeiten geschmierten Dichtungsmaterialien fest. Prüfung von Mineralölerzeugnissen - Bestimmung des Verdampfungsverlustes - Teil 2: Gaschromatographisches Verfahren; (DIN 51581-2: 1997-05); NA 062-06- 14 AA <06236065> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Verdampfungsverlustes von Mineralölerzeugnissen mittels gaschromatographischem Verfahren fest. Schmierstoffe - Schmierfette K - Einteilung und Anforderungen; (DIN 51825: 2004-06); NA 062-06-52 AA <06236066> In diesem Dokument sind die Bezeichnungen, die Einteilung und die Anforderungen der Schmierfette der NLGI-Klassen 1 bis 4 nach DIN 51818 sowie die Prüfverfahren festgelegt. Schmierstoffe - Bestimmung der aeroben biologischen Abbaubarkeit in wässrigem Medium - Entwickelung und Interlabor Prüfungsrapport der Testmethode basierend auf Ermittlung der CO2-Produktion; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-51 AA <06236097> Dieses Dokument ist ein Bericht mit einer Zusammenfassung der Informationen zur Prüfung des biologischen Abbaus vollständig formulierter Schmierstoffe. Das Dokument enthält allgemeine und fortgeschrittene technische Informationen zur Studie und zu den Ergebnissen in Bezug auf EN 17181. Messsysteme für Mineralölerzeugnisse - Kalibrierung - Volumenmaße, Bezugsmessbehälter und Feldmaße (einschließlich Gleichungen für die Eigenschaften von Flüssigkeiten und Werkstoffen); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-72 AA <06236107> Dieses Dokument legt Multiplikationsfaktoren für die Korrektur der Wassermenge fest, die von einem Primärmaß in einen Tank übertragen wird, um Änderungen aufgrund von Temperaturunterschieden bei der Bestimmung der Kapazität des Tanks bei Referenztemperatur zu berücksichtigen. 3.3 DIN-Normenausschuss Werkstofftechnologie (NWT) Sintermetallwerkstoffe - Anforderungen; (DIN EN ISO 5755: 2013-01); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 145-01-05 AA <14500190> Diese Internationale Norm legt die Anforderungen an die chemische Zusammensetzung sowie die mechanischen und physikalischen Eigenschaften von Sintermetallen für Lager und Formteile fest. 4 Erklärung über die technischen Regeln Soweit bekannt sind zu den einzelnen Dokumenten Preise angegeben. Ein Preisnachlass auf DIN-Normen und DIN SPEC wird gewährt für Mitglieder des DIN in Höhe von 15 % und für Angehörige anerkannter Bildungseinrichtungen (Bestellung muss mit Nachweis versehen sein) in Höhe von 50 %. Alle DIN-Normen, DIN-Norm-Entwürfe, DIN SPEC und Beiblätter können ohne Mehrpreis im Monatsabonnement bezogen werden. Bei der Bestellung ist die genaue Bezeichnung des Fachgebietes, möglichst unter Verwendung der ICS-Zahlen, anzugeben (siehe DIN- Mitt. 72. 1993, Nr. 8, S. 443 bis 450). Ein Anschriftenverzeichnis der Stellen im Ausland, bei denen Deutsche Normen eingesehen und bestellt werden können, wird vom Beuth Verlag GmbH, Auslands- Normen-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 Beleg- TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 121 Normen 122 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 manuskripte 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 exemplars der technischen Regel. Alle regelerstellenden Organisationen werden daher gebeten, Belegstücke zu Veränderungen ihrer Regelwerke mit Preisangabe an folgende Anschrift zu senden: Deutsches Informationszentrum für technische Regeln (DITR), 10772 Berlin. Erklärung der im DIN-Anzeiger für technische Regeln verwendeten Vorzeichen: V = DIN SPEC (Vornorm) F = DIN SPEC (Fachbericht) P = DIN SPEC (PAS) A = DIN SPEC (CWA) G = Geschäftsplan (GP → einer DIN SPEC (PAS)) E = Entwurf M = Manuskriptverfahren C = Corrigendum/ Berichtigung Ü = Übersetzung B = Beabsichtigte Zurückziehung (BV → einer Vornorm, BE → eines Entwurfs) Z = Zurückziehung (ZV → einer Vornorm, ZE → eines Entwurfs) 4.1 Europäische und internationale Normungsergebnisse 4.1.1 Europäische Normen Der Druck der vom Europäischen Komitee für Normung (CEN) angenommenen EN als DIN-EN-Norm ist vorgesehen. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) beim Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Der Druck der vom Europäischen Komitee für Elektrotechnische Normung (CENELEC) angenommenen EN und HD als DIN-ENbzw. DIN-EN-Norm mit VDE- Klassifizierung ist in Vorbereitung. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript bei der DKE Deutsche Kommission Elektrotechnik Elektronik Informationstechnik im DIN und VDE, Stresemannallee 15, 60596 Frankfurt, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Die Übernahme der vom Europäischen Institut für Telekommunikationsnormen (ETSI) angenommenen EN in das Deutsche Normenwerk ist in Vorbereitung. Bis zur Übernahme als DIN-Norm kann das Vormanuskript bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. 4.1.2 Europäische Norm-Entwürfe Die spätere Übernahme der von CEN und CENELEC veröffentlichten Norm-Entwürfe (prEN) und der von CENELEC herausgegebenen HD-Entwürfe (prHD) in das Deutsche Normenwerk ist vorgesehen. Hinsichtlich der Schlussentwürfe (prEN) von CEN, die ohne Einspruchsfristen angezeigt werden, können Vor- TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 122 Normen 123 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Norm erforderliche Einigung anzustreben. Europäische Technische Berichte können bei Bedarf als DIN SPEC (Fachbericht) übernommen werden. Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) können von der ISO herausgegeben werden, wenn sich ein Thema noch in der Entwicklung befindet oder wenn aus einem anderen Grund derzeit noch keine Internationale Norm veröffentlicht werden kann. Eine PAS kann auch ein in Zusammenarbeit mit einer externen Organisation erarbeitetes Dokument sein, das nicht den Anforderungen einer Internationalen Norm entspricht. Europäische und Internationale Workshop Agreements (CWA und IWA) Diese Dokumente sind Ergebnisse von Arbeiten europäischer oder internationaler Expertengruppen (Workshops) im Rahmen von CEN/ CENELEC und ISO/ IEC, jedoch außerhalb der Technischen Komitees. Sie liegen, falls nicht anders angegeben, in englischer Fassung vor. 5 Herausgeber und Bezugsquellen 5.1 Deutsche Normen Herausgeber: DIN Deutsches Institut für Normung e. V., 10772 Berlin Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.2 Europäische Normen Herausgeber: European Committee for Standardization (CEN), 17, Avenue Marnix, 1000 BRUXELLES, BEL- GIEN Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.3 ISO-Normen Herausgeber: International Organization for Standardization, Case postale 56, 1211 GENÈVE 20, SCHWEIZ Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.4 OIML-Empfehlungen Herausgeber: International Organization of Legal Metrology (OIML), 11, rue Turgot, 75009 PARIS, FRANK- REICH Bezug: International Organization of Legal Metrology (OIML), 11, rue Turgot, 75009 PARIS, FRANK- REICH 5.5 Technische Lieferbedingungen des BAAINBw Herausgeber: Bundesamt für Ausrüstung, Informationstechnik und Nutzung der Bundeswehr (BAAINBw), Postfach 30 01 65, 56057 Koblenz Bezug: Bundesamt für Ausrüstung, Informationstechnik und Nutzung der Bundeswehr (BAAINBw), Postfach 30 01 65, 56057. 5.6 VDI-Richtlinien Herausgeber: Verein Deutscher Ingenieure (VDI), Postfach 10 11 39, 40002 Düsseldorf Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.7 VDMA-Einheitsblätter Herausgeber: Verband Deutscher Maschinen- und Anlagenbau e. V. (VDMA), Postfach 71 08 64, 60498 Frankfurt am Main Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 123 124 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 CHMIERUNG Eine Zeitschrift des Verband Schmierstoff-Industrie e. V. Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaf Slawistik \ 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 schaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwiss schaft \ 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 wissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Spra wissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ A philologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourism \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwiss schaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglisti Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtsch SCHMIERSTOFF + SCHMIERUNG Erscheinungsweise: 4 x jährlich Sprache: deutsch Bezug kostenfrei! OpenAccess unter sus.expert Î alle Ausgaben unter sus.expert Î Infos zum Abonnement: abo@narr.de Î Infos zur Anzeigenschaltung: Stefanie Richter Tel.: +49 (0)89 120 224 12, Fax: +49 (0)89 120 224 13, eMail: richter@narr.de Î Infos zu redaktionellen Beiträgen: Ulrich Sandten-Ma 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昀 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昀liche Entwicklungen. SCHMIERSTOFF + SCHMIERUNG richtet sich insbesondere an Leser: innen aus der Praxis. Anwender von Schmiersto昀en und Hersteller von Schmiermi�eln erhalten durch unsere Zeitschri昀 ebenso fundierte Fachinforma�onen wie Dienstleistungsunternehmen im Bereich Öl sowie jene, die in Schmiersto aboren und Industrieservice-Unternehmen tä�g sind. Auch Tä�ge des Handels und des Außendienstes in der Schmiersto ranche 昀nden hier eine aufschlussreiche Lektüre. NEU TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 124 Heft 3-4. September 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-Ma 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 97 97 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 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-Ma 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 Simon Feldmeth, Mario Stoll, Frank Bauer How to measure the radial load of radial lip seals Regine Schmitz, Frank Haupert, Justus Rüthing, Michael Sigrüner, Nicole Strübbe Tribologische Charakterisierung von Polymerfasern unter Trockenreibung, Mischreibung und Hydrodynamik mittels einer optimierten Pin-on-Disc-Prüfmethode Bettina Ronai, Rainer Franz, Franz Novotny-Farkas, Marcella Frauscher A novel method for the evaluation of the contamination dispersing ability of lubricants (CONTA-DISP) Lukas Lechthaler, Felix Pohlkemper, Marie-Isabell Glaubke, Kees Egbers, Thomas Gries, Andreas Schneider, Daniel Kaußen, Marina Lehmann, Karl Müll, Gilvan Barroso Faserschonende Carbonfaserproduktion durch innovatives Galetten-Oberflächen-Design - CarboGerd Dieter Mevissen, Ugur Küpper, Jens Brimmers, Thomas Bergs Wälzfestigkeit erodierter Oberflächen im Zwei- Scheiben-Zahnradanalogieversuch Helmut Hochbein, Sascha Appelt Hartwalzen zur Festigkeitssteigerung wälzbelasteter Funktionsflächen Thomas Fürstner, Matthias Kröger Einfluss einer Reibhysterese auf selbsterregte Schwingungen von Partikel-Festkörper-Systemen Stefanie Haupt, Mathias Kröger, Jörn Krüger Influence of polymer functionalization on adhesion, friction and mold fouling Katrin Alt, Alexander Hüttinger, Markus Wöppermann, Jörg Hermes, Jürgen Braun, Tobias Schürmann Einfluss von Gruppe I Grundölen auf die Elastomerverträglichkeit von Radialwellendichtringen Sebastian Sklenak, Jens Brimmers, Christian Brecher, Bastian Lenz, Andreas Mehner Tribologisches Einsatzverhalten von PVD-Festschmierstoffsystemen im fluidfreien Wälzkontakt Vasilios Bakolas, Philipp Roedel, Oliver Koch, Michael Pausch Eine erste Abschätzung des globalen Energieverbrauchs von Kugellagern