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Tribologie und Schmierungstechnik HERAUSGEGEBEN VON ADRIAN RIENÄCKER UND MANFRED JUNGK 5 _ 21 68. JAHRGANG Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Heft 5. Dezember 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. 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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 Editorial 1 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0025 Liebe Leserinnen und Leser, der Herbst begann mit einer erstklassigen 62. Tribologie-Fachtagung, die mehr Teilnehmerinnen und Teilnehmer und ein verbessertes Angebot gegenüber der virtuellen Veranstaltung 2020 hatte. Eine Zusammenfassung finden Sie in dieser Ausgabe, ebenso wie die ersten Veröffentlichungen aus dem vielseitigen Programm. An dieser Stelle bedanke ich mich recht herzlich bei allen Reviewern für die tatkräftige Unterstützung in dem umfangreichen Prozess. Das mittlerweile auf 18 Expertinnen und Experten angestiegene Team prüft 21 über die 62. Tribologie-Fachtagung eingereichte Beiträge im „Single blind“-Verfahren, wobei jeder Beitrag von drei Reviewern bearbeitet wird. Ganz besonders freue ich mich, dass Professor Rienäcker wieder die Verteilung der Beiträge auf die Kolleginnen und Kollegen übernommen hat und neben eigenen Reviews auch als Gastherausgeber maßgeblich zum wissenschaftlichen Anspruch dieser Zeitschrift beiträgt. Schon jetzt verweise ich auf die nächste Ausgabe, in welcher er Ihnen im Gast-Editorial den Überblick zu den tribologischen Erkenntnissen aus der Fachtagung geben wird. Natürlich haben wir alle gehofft, zu Präsenzveranstaltungen zurückzukehren, was in diesem Herbst teilweise gelang. ELGI (European Lubricating Grease Institut) und STLE (Society of Tribologists and Lubrication Engineers) organisierten gemeinsam vom 28.-29.10.2021 den mittlerweile dritten Tribology Exchange Workshop in Amsterdam, welcher nach 2019 als zweite Präsenzveranstaltung viele Diskussionen zwischen Vortragenden und Teilnehmenden erlaubte. Der Themenschwerpunkt lag auf Nachhaltigkeit und Tribologie, sodass die Diskussionsrunden länger als geplant andauerten. Eine Woche später fand vom 3.- 4.11.2021 in Stuttgart das UNITI Mineralöltechnologieforum in Präsenz statt. Parallel veranstaltete die STLE vom 3.- 5.11.2021 erstmalig die „Tribology and Lubrication for E-Mobility Conference“ mit mehr als 300 Teilnehmenden aus über 30 Ländern, wegen verschiedener Reisebeschränkungen als Hybridveranstaltung. Ebenfalls als Hybridveranstaltung war die mehrfach verschobene OilDoc-Konferenz und -Ausstellung vom 17.-19.11.2021 in Rosenheim geplant. Wegen stark steigender Inzidenzen musste dieser Branchentreff leider nur virtuell stattfinden. Das international aufgestellte Programm mit über 70 Vorträgen wurde trotzdem erfolgreich in drei parallelen Zügen durchgeführt. Von einem Ausblick für die kommenden Monate möchte ich absehen, da wir alle trotz der Hoffnung auf mehr Präsenzveranstaltungen zurzeit nur sehr schwierig planen können. Daher ermuntere ich Sie mit dem Lesen der Beiträge in dieser Ausgabe sich etwas Ablenkung zu gönnen. Der Herbst endet mit der Verabschiedung von 3G, was nicht gleichzeitig das von einem Kollegen genannte Motto „gebraut, gezapft, getrunken“ bedeutet. In diesem Sinne bleiben Sie gesund und der Tribologie gewogen, Ihr Manfred Jungk Herausgeber Geschrieben, geprüft, gelesen! TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 1 Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 WEITERBILDUNG IN DER TRIBOLOGIE www.tae.de/ go/ tribo WÄHLEN SIE IHREN QUALIFIZIERUNGSPFAD Ich möchte Experte in allen Feldern der Tribologie sein Ich möchte mich innerhalb der Tribologie spezialisieren Tribology Expert (11 Tage) Tribology Specialist (6 Tage) Basics > Werkstoffe > Oberflächentopographie > Methodik und Anwendung > Geschmierte Systeme unter Gleit-/ Wälzbeanspruchung  2 von 7  Schmierung  Schmierstoffe/ -fette  Analysemethoden und Schadenskunde  Tribometrie  Kunststofftribologie  Dichtungssysteme und Dichtungen  Beschichtungen > Schmierung > Schmierstoffe/ -fette > Analysemethoden und Schadenskunde > Tribometrie > Kunststofftribologie > Dichtungssysteme und Dichtungen > Beschichtungen Advanced Specialist Expert 2 Tage 2 Tage 7 Tage 2 Tage TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 2 Inhalt 3 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 5 Isabel Hahn, Sabine Siebert, Werner Theisen, Sebastian Weber Verbesserte Tribokorrosionsbeständigkeit des martensitischen Stahls X54CrMoVN17-1 durch die Erzeugung von expanded martensite Improved tribocorrosion resistance of the martensitic steel X54CrMoVN17-1 due to expanded martensite 14 Andreas Winkler, Marcel Bartz, Sandro Wartzack Verschleißsimulation grenz- und mischreibungsbehafteter Wälzkontakte Wear Modeling of Mixed and Boundary Lubricated Rolling/ Sliding-Contacts 24 Susanne Hahn, Simon Feldmeth, Frank Bauer Test and evaluation method for greases in grease-sealing rotary shaft seals 32 Yasmin Korth, Susanne Beyer-Faiß Untersuchung von Ionischen Flüssigkeiten unter Stromfluss Examination of Ionic Liquids exposed to current flow 41 Dirk Hilmert, Kevin Krüger, Jian Song Vergleichende Untersuchung der Verschleißbilder von Steckverbindern aus Reibverschleiß- und Vibrationsprüfungen mit unterschiedlichen Prüfrichtungen Comparative study of connector wear patterns from fretting wear and vibration tests with different test directions 1 Editorial Geschrieben, geprüft, gelesen! 4 Veranstaltungen Aus Wissenschaft und Forschung 50 Nachrichten Mitteilungen der GfT Mitteilungen der ÖTG 59 Patentumschau 61 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 5 Dezember 2021 Veröffentlichungen Die Autoren wissenschaftlicher Beiträge werden gebeten, ihre Manuskripte direkt an den Herausgeber, Dr. Jungk, zu senden (Checkliste und Formatvorgaben siehe Umschlagseite hinten). Authors of scientific contributions are requested to submit their manuscripts directly to the editor, Dr. Jungk (see inside back cover for formatting guidelines). IHR ONLINE-ABONNEMENT DER TuS Ab dem Jahrgang 2019 können Sie die aktuellen Hefte der Tribologie und Schmierungstechnik im Online-Abonnement beziehen. Die Hefte der vergangenen Jahrgänge werden kontinuierlich integriert. Unsere eLibrary bietet Ihnen einen qualitativ hochwertigen und benutzerfreundlichen Zugang zum digitalen Buch- und Zeitschriftenprogramm der Verlage expert, Narr Francke Attempto und UVK. Nutzen Sie mit uns die Chancen der Digitalisierung: https: / / elibrary.narr.digital/ journal/ tus Der Online-Zugang ist in Kombination mit dem Print-Abo oder als e-only-Abo erhältlich. Abo-Service: Tel: +49 (0)7071 97 97 10 Fax: +49 (0)7071 97 97 11 eMail: abo@narr.de TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 3 Veranstaltungen 4 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 Veranstaltungen Datum Ort Veranstaltung ► 25.01. - 28.01.22 Ostfildern International Colloquium Tribology Online https: / / www.tae.de/ kolloquien-symposien/ tribologie-reibung-verschleiss-undschmierung/ ► 26.04. - 27.04.24 Stuttgart UNITI Mineral Oil Technology Congress 2022 www.umtf.de ► 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/ ► 26.09. - 28.09.22 Göttingen 63. Tribologie Fachtagung https: / / www.gft-ev.de/ 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_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 4 Einleitung Nach aktuellem Stand der Technik sind Wälzlager, welche in wässrigen oder korrosiven Medien eingesetzt werden, mit einer hermetischen Abdichtung versehen. Die Abdichtung unterbindet den Eintritt des Umgebungsmediums in das Wälzlager, welches dort korrosiv angreifen und zu hohem Materialverlust und verkürzter Lebensdauer des Wälzlagers führen kann. Zudem verhindert die Abdichtung den Austritt von Schmiermitteln aus dem Wälzlager, welches die Umwelt belasten kann. Die Abdichtung führt jedoch zu signifikanten Reibungsverlus- Aus Wissenschaft und Forschung 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0026 Verbesserte Tribokorrosionsbeständigkeit des martensitischen Stahls X54CrMoVN17-1 durch die Erzeugung von expanded martensite Isabel Hahn, Sabine Siebert, Werner Theisen, Sebastian Weber* Eingereicht: 21.09.2021 Nach Begutachtung angenommen: 10.11.2021 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Dichtungslose, mediengeschmierte Wälzlager weisen eine hohe Energieeffizienz auf, da durch den Verzicht auf eine Lagerabdichtung, Reibungsverluste minimiert und hierdurch der Wirkungsgrad der Arbeitsmaschine erhöht wird. Mit dem Verzicht auf die Lagerabdichtung geht der Verzicht auf Schmiermittel einher, wodurch Umweltbelastungen durch Schmierstoffaustritt vermieden werden. Bei Medienschmierung steigt jedoch die tribokorrosive Belastung des Lagerwerkstoffs und neue innovative Werkstoffkonzepte werden erforderlich. Mit einer thermischen Randschichtbehandlung, dem Niedertemperaturplasmanitrieren, kann die Tribokorrosionsbeständigkeit der Lageroberfläche gesteigert werden. Der hier bei Martensiten erzeugte „expanded martensite“ weist eine sehr hohe Härte bei vergleichsweise guter Lochkorrosionsbeständigkeit auf. Tribokorrosionstests in 0,9 % NaCl-Lösung zeigten einen um ca. 70 % geringeren Materialverlust gegenüber dem nicht randschichtbehandelten Ausgangszustand. Schlüsselwörter Wälzlager, Medienschmierung, Tribokorrosion, expanded martensite, Verschleiß, Korrosion, Tribologie, Nitrieren Improved tribocorrosion resistance of the martensitic steel X54CrMoVN17-1 due to expanded martensite Seal-free, media-lubricated rolling bearings have a high-energy efficiency as the absence of the seal minimizes frictional loss and increases the efficiency of the driven machine. In addition, the environment is protected by the absence of hazardous lubricants. However, media-lubrication increases tribocorrosive attack on the bearing surface. Therefore, the tribocorrosion resistance of the bearing surface can be increased by a thermal surface treatment called low-temperature plasma nitriding. The produced “expanded martensite” in martensitic steels features a high hardness with comparatively good corrosion resistance. Tribocorrosion tests in 0.9 % NaCl-solution show that the material loss could be reduced by 70 % due to expanded martensite compared to the initial state of the steel. Keywords Bearing, media-lubrication, tribocorrosion, expanded martensite, wear, corrosion, nitriding, tribology Kurzfassung Abstract * M.Sc. Isabel Hahn Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-4147-5104 Dr.-Ing. Sabine Siebert Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-4259-2940 Prof. Dr.-Ing. Werner Theisen Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-7259-3800 Prof. Dr.-Ing. Sebastian Weber Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-4168-3480 Ruhr-Universität Bochum Lehrstuhl Werkstofftechnik 44780 Bochum TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 5 der Tribokorrosionsbeständigkeit des expanded martensite im Vergleich zum nicht randschichtbehandeltem, niedrig angelassenen (T = 180 °C) sowie sekundärgehärteten Wärmebehandlungszustand. Werkstoff und experimentelle Methoden Die chemische Zusammensetzung des nichtrostenden martensitischen Stahls X54CrMoVN17-1 ist in Tabelle 1 zusammengefasst. Der Stahl wurde unter Normaldruck erschmolzen und elektroschlacke-umgeschmolzen. Für den Niedertemperaturplasmanitrierprozess wurden Proben des Stahls bei T = 1000 °C für t = 30 min unter Umgebungsbedingungen austenitisiert, in Öl gehärtet und bei T = -80 °C für t = 60 min tiefgekühlt, um möglichen Restaustenit zu beseitigen bzw. dessen Gehalte zu reduzieren. Anschließend erfolgte ein Anlassen bei T = 520 °C für 120 min im Sekundärhärtemaximum und ein abschließendes Schleifen auf 1000-er Mesh. Nicht randschichtbehandelte Proben wurden zweimal bei T = 180 °C für jeweils 120 min, für die Vergleichsuntersuchungen zur Tribokorrosion angelassen. Die Niedertemperaturplasmanitrierversuche der sekundärgehärteten Proben (= Ausgangszustand) wurden am Fraunhofer IST am DOC in Dortmund durchgeführt. Es wurde eine Behandlungstemperatur von T < 400 °C bei zwei verschiedenen Behandlungszeiten von t = 8 h und t = 16 h gewählt. Das Prozessgas setzte sich aus N 2 und H 2 in unterschiedlichen Anteilen zusammen. An den behandelten Randschichten wurden mittels Glimmentladungsspektroskopie Tiefenprofile aufgenommen (GDA650-HR, Spectruma Analytik GmbH). Damit ist es möglich den Verlauf sämtlicher Legierungselemente, einschließlich der interstitiellen Legierungselemente, als 1D-Profil senkrecht zur Oberfläche im µm- Bereich aufzuzeichnen. Die Gefügeuntersuchung erfolgte mittels Sekundärelektronenkontrast an einem Rasterelektronenmikroskop vom Typ Mira der Firma Tescan. Die Härtebestimmung erfolgte mittels Nanoindentation durch die Aufzeichnung von Last-Eindringkurven bei einer aufgebrachten Last von 20 mN (HV0,002) (Nanoindenter iMicro, Nanomechanics Inc.). Zur Untersuchung der Lochkorrosionsbeständigkeit wurden potentiodynamische Polarisationstests in Dreielektrodenanordnung durchgeführt. Als Referenzelektrode wur- Aus Wissenschaft und Forschung 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0026 ten in den Wälzlagern und senkt entsprechend den Wirkungsgrad der Arbeitsmaschine [1]. Die Entwicklung dichtungsloser, mediengeschmierter Wälzlager würde zu einer Steigerung der Energieeffizienz führen und gleichzeitig, durch den Verzicht von umweltbelastenden Schmiermitteln, zur Nachhaltigkeit beitragen. Unter Medienschmierung sind die Anforderungen an die Lagerstähle extrem, da die tribologische Komponente durch Überrollung zusätzlich von einer korrosiven Komponente überlagert wird [1, 2]. Der hydrodynamische Zustand kann durch die fehlende Schmierfilmbildung nicht erreicht werden, wodurch die tribologische Belastung nochmals verschärft wird [1]. Für diese Ansprüche ist die Tribokorrosionsbeständigkeit bereits existierender Lagerstähle nicht ausreichend. Bisher wird bei mäßigem korrosiven Angriff z.B. durch Wasser verunreinigtes Schmiermittel, der stickstofflegierte martensitische Stahl X30CrMoN15-1 eingesetzt. Aufgrund der geringen Überrollbeständigkeit ist der Einsatz austenitischer nichtrostender hochharter Cr-Mn-Stähle nicht möglich [3-5]. Da legierungstechnisch die Grenze zur Optimierung dieser Stähle erreicht ist, müssen neue innovative Werkstoffkonzepte entwickelt werden, welche gegenüber der kombinierten Beanspruchung aus Verschleiß und Korrosion ausreichend beständig sind [3, 5]. Mit einer thermischen Randschichtbehandlung, dem Niedertemperaturplasmanitrieren bei T < 450 °C, kann die Tribokorrosionbeständigkeit von (Wälzlager-) Oberflächen erhöht werden [6]. Ziel der Randschichtbehandlung ist die Stickstoffanreicherung im oberflächennahen Bereich. Hierbei befinden sich die Stickstoffatome auf den Zwischengitterplätzen im Kristallgitter in Zwangslösung, was eine starke Gitteraufweitung und -verzerrung hervorruft. Hieraus folgt die Bezeichnung dieser Randschicht bei martensitischen Stählen als „expanded martensite“. Die daraus resultierende Härtesteigerung liegt oberhalb von 1000 HV [2, 7-9]. Die Korrosionsbeständigkeit soll dabei mindestens dem Grundmaterial ebenbürtig sein, da die Diffusion von Chrom bei Behandlungstemperaturen T < 450 °C eingeschränkt ist, sodass die Bildung Cr-reicher Ausscheidungen vermieden werden kann [9]. Für diese Studie wurde der nichtrostende martensitische Stahl X54CrMoVN17-1 niedertemperaturplasmanitriert, um expanded martensite zu erzeugen. Bei verschiedenen Randschichtbehandlungen wurden sowohl das Diffusionsverhalten der interstitiellen Legierungselemente untersucht als auch die mechanischen und chemischen Eigenschaften des expanded martensite analysiert. Der Fokus der Studie liegt auf der Untersuchung C Si Mn Cr Mo V N Fe X54CrMoVN17-1 0,54 0,45 0,41 16,88 1,09 0,11 0,23 Rest Tabelle 1: Chemische Zusammensetzung des Stahls X54CrMoVN17-1 in Ma.-%, Messabweichung <0,9 % TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 6 de eine gesättigte Kalomelelektrode (Hg/ HgCl, +244 mV vs. Standardwasserstoffelektrode), als Gegenelektrode ein Platinblech und als Arbeitselektrode die zu untersuchende Probe eingesetzt. Um einen elektronischen Kontakt zum Potentiostaten herzustellen, wurde die Probe von einer Seite mittels Punktschweißen mit einem Draht kontaktiert und dieser bis zur Hälfte mit einem Plastikschlauch überzogen, um Messartefakte durch den Einfluss des Drahtes zu verhindern. Anschließend wurde die Probe eingebettet und die Lücke zwischen Einbettmasse und Probe als auch Einbettmasse und Draht/ Schlauch lackiert. Die verbleibende Probenoberfläche wurde vermessen, um die Stromdichte berechnen zu können. Als Elektrolyt wurde 0,9 % NaCl-Lösung verwendet (500 ml). Vor der Aufzeichnung der Stromdichte-Potentialkurve wurde der Elektrolyt für t = 30 min mit gasförmigem Stickstoff gespült, um den Sauerstoffgehalt zu reduzieren. Anschließend wurde die Probe bei -1744 mV für t = 60 s kathodisch polarisiert, um die Passivschicht aufzubrechen und für alle Proben einen einheitlichen Ausgangszustand zu gewährleisten. Nach der kathodischen Polarisation erfolgte die Messung des Ruhepotentials (open circuit potential, OCP) für t = 30 min. Ausgehend vom OCP wurde die Stromdichte-Potentialkurve mit einer Anstiegsrate von 600 mV/ h aufgezeichnet und das Durchbruchpotential bei einer dauerhaften Überschreitung einer Stromdichte von 100 µA/ cm 2 bestimmt [10]. Die Messung des Durchbruchpotentials erfolgte am expanded martensite und den unbehandelten Vergleichszuständen. Die Tribokorrosionsuntersuchungen wurden am Tribokorrosionsprüfstand UMT3 der Firma Bruker durchgeführt. Eine schematische Darstellung des Prüfstands ist in Bild 1 abgebildet. Mit dem Prüfstand sind Gleitverschleißuntersuchungen bei Anwesenheit eines Elektrolyten unter gleichzeitiger potentiostatischer Regelung möglich. Als Elektrolyt wurde 0,9 % NaCl-Lösung verwendet (150 ml). Bei den Messungen sind 1,5 cm 2 der Probe dem Elektrolyten ausgesetzt. Für die potentiostatische Regelung wurde auch hier eine Dreielektrodenanordnung verwendet. Vor jeder Messung wurde der Elektrolyt für t = 10 min mit gasförmigem Stickstoff gespült, die Probe bei -1744 mV für t = 60 s kathodisch polarisiert und das OCP für t = 30 min gemessen. Insgesamt wurden vier verschiedene Messungen in Anlehnung an ASTM G119-09 durchgeführt, um das Tribokorrosionsverhalten zu untersuchen [11]: • Gleitverschleißversuche für t = 30 min mit korrosivem Angriff, ohne Polarisation der Probe, um den Einfluss von Korrosion und Verschleiß (Tribokorrosion) zu analysieren. • Gleitverschleißversuche für t = 30 min mit kathodischer Polarisation der Probe um -1 V gegenüber dem OCP, um den Einfluss von Verschleiß ohne korrosiven Angriff zu untersuchen. • Bestimmung der Stromdichte im Ruhepotential ohne Gleitverschleiß (c 0 ) durch TAFEL-Extrapolation. • Bestimmung der Stromdichte im Ruhepotential unter Gleitverschleiß (c w ) durch TAFEL-Extrapolation. Bei den verschleißgestützten Messungen wurde als Gegenkörper eine Si 3 N 4 -Kugel mit einem Durchmesser von 5 mm und dem Gütegrad 10, welcher einer Oberflächenrauheit von 0,02 µm entspricht, verwendet [12]. Die Flächenpressung zwischen Probenoberfläche und Gegenkörper betrug 1920 MPa. Der Verschleißweg war auf 2 mm begrenzt bei einer Verschleißgeschwindigkeit von 4 mm/ s. Zur Reproduzierbarkeit wurden jeweils 3 Messungen durchgeführt. Mittels eines CLSM-Mikroskops wurden sowohl der Volumenverlust aus der Verschleißspur als auch die Verschleißspurtiefe gemessen. Alle Tri- Aus Wissenschaft und Forschung 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0026 Bild 1: Schematische Darstellung des Tribokorrosionsprüfstands mit Dreielektrodenanordnung TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 7 N-Diffusion rückschließen lässt. Aus der Literatur ist bekannt, dass die N-Diffusionsgeschwindigkeit höher ist als die C-Diffusionsgeschwindigkeit und die Kohlenstoffaktivität durch Stickstoff erhöht wird [13-16]. Beim Niedertemperaturplasmanitrieren verdrängen die gelösten N-Atome teilweise die C-Atome, was zu einer C-Bergaufdiffusion und zu einem C-Aufstau im Inneren des Stahls führt (Bild 2 b). Dieser C-Peak behindert die weitere Eindiffusion des Stickstoffs, somit ist die innerhalb einer Zeitspanne erreichbare Stickstoffdiffusionstiefe im Vergleich zu einer C-freien Legierung vermutlich geringer. Während des Randschichtbehandlungsprozesses wird von außen kontinuierlich Stickstoff angeboten, der zunächst nach dem Eintritt ins Kristallgitter durch Diffusionsprozesse weitertransportiert wird. Oberhalb einer kritischen Randschichtbehandlungszeit, nach der Ausbildung des C-Peaks, kann es daher zu einer Übersättigung des oberflächennahen Kristallgitters mit Stick- Aus Wissenschaft und Forschung 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0026 bokorrosionmessungen wurden mit den expanded martensites, dem Ausgangszustand (sekundärgehärtet) und dem niedrig angelassenen Zustand durchgeführt. Ergebnisse und Diskussion In Bild 2 sind die Tiefenprofile für die interstitiellen Legierungselemente Sticktoff (N) und Kohlenstoff (C) der erzeugten expanded martensites (EM) nach einer Randschichtbehandlungszeit von t = 8 h und t = 16 h dargestellt. In Bild 3 sind rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen der Querschnitte der erzeugten expanded martensites zu erkennen. Die N-Diffusionstiefe beträgt 8-10 µm, abhängig von der Randschichtbehandlungszeit (siehe Bild 2 und Bild 3). Sowohl die N-Diffusionstiefe als auch der N-Gehalt nehmen nicht proportional zur Randschichtbehandlungszeit zu, was auf eine begrenzte Bild 3: Rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen: expanded martensite (EM) im Querschliff nach unterschiedlichen Behandlungszeiten Bild 2: a) Tiefenprofile der Legierungselemente N und C im erzeugten expanded martensite nach einer Randschichtbehandlung von t = 8 h und 16 h, (T < 400 °C) und b) vergrößerte Darstellung der Tiefenprofile (5-15 µm) a) b) TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 8 stoff kommen und dadurch zur Bildung Cr-reicher Ausscheidungen im oberflächennahen Bereich [9, 17-18]. Die Bildung Cr-reicher Ausscheidungen führt zu einer verringerten Korrosionsbeständigkeit, da Chrom in den Ausscheidungen abgebunden wird und der Matrix zur Passivschichtbildung nicht mehr ausreichend zur Verfügung steht [2, 19]. Im Vergleich zum Ausgangszustand konnte für den expanded martensite, erzeugt bei einer Randschichtbehandlungszeit von t = 16 h, eine verminderte Lochkorrosionsbeständigkeit in Oberflächennähe (0 -2 µm) festgestellt werden, was auf eine Übersättigung des Kristallgitters mit Stickstoff und der Bildung Cr-reicher Ausscheidungen zurückzuführen sein kann. In Bild 4 ist das Durchbruchpotential in Abhängigkeit von der N-Diffusionstiefe für den nach t = 16 h erzeugten expanded martensite und das Durchbruchpotential des Ausgangszustands und des bei t = 8 h erzeugten expanded martensites dargestellt. In einer N-Diffusionstiefe >2 µm ist die Lochkorrosionsbeständigkeit des nach t = 16 h erzeugten expanded martensite ebenbürtig zu der des Ausgangszustands. Bei einer Randschichtbehandlungszeit von t = 8 h weist der expanded martensite eine verbesserte Lochkorrosionsbeständigkeit gegenüber dem Ausgangszustand auf, was auf den positiven Effekt von Stickstoff auf die Lochkorrosionsbeständigkeit zurückzuführen sein kann [9, 20-24]. Die Härte des Ausgangszustands konnte durch die Randschichtbehandlung und der damit verbundenen Aufweitung und Verzerrung des Kristallgitters durch die hohe Stickstoffaufnahme (bis zu 20 Ma.-%) von 660±8 HV0,002 auf 1010±20 HV0,002 (EM, t = 8 h) und 1040±15 HV0,002 (EM, t = 16 h) im oberflächennahen Bereich gesteigert werden. Dies entspricht einer Härtesteigerung von 30 - 35 %. Die höhere Härte des bei t = 16 h erzeugten expanded martensite ist auf den höheren N-Gehalt im Randbereich zurückzuführen (siehe Bild 2). In Bild 5 sind die Ergebnisse zu den Tribokorrosionsmessungen unter Gleitverschleiß als Volumenverluste dargestellt. Der Volumenverlust aus den Verschleißspuren ist bei den randschichbehandelten Zuständen (expanded martensite) deutlich geringer als bei den unbehandelten Zuständen des X54CrMoVN17-1. Im Vergleich zum Ausgangszustand konnte der Volumenverlust des bei t = 8 h erzeugten expanded martensite um ca. 70 % reduziert werden. Der geringe Volumenverlust ist auf die deutlich erhöhte Härte bei gleichzeitig erhöhter Lochkorrosionsbeständigkeit zurückführen. Bei dem nach t = 16 h erzeugten expanded martensite konnte der Volumenverlust gegenüber dem Ausgangszustand um ca. 55 % reduziert werden. Der, im Vergleich zum expanded martensite von t = 8 h, geringfügig höhere Volumenverlust liegt in der geringeren Lochkorrosionsbeständigkeit der Oberfläche begründet, welche einen erhöhten tribokorrosiven Angriff ermöglicht. Im Verschleißspurquerschliff des nach t = 16 h erzeugten expanded martensite sind unterhalb der Ober- Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0026 Bild 5: Gemessener Volumenverlust aus der Verschleißspur nach den Gleitverschleißversuchen in 0,9 % NaCl-Lösung mit korrosivem Einfluss, ohne Polarisation der Probe Bild 4: Durchbruchpotential gemessenen in 0,9 % NaCl-Lösung in Abhängigkeit der N-Diffusionstiefe des expanded martensite erzeugt bei t = 16 h gegenüber dem Durchbruchpotential des Ausgangszustandes und des expanded martensite erzeugt bei t = 8 h TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 9 um den Faktor 3,5 erhöht (c w = 3,5 · c 0 ). Im Gegensatz wird die Stromdichte durch Gleitverschleiß bei den expanded martensite Varianten nur um den Faktor 1,9 erhöht (c w = 1,9 · c 0 ). Die Korrosionsgeschwindigkeit des expanded martensite ist im Gleitverschleiß deutlich geringer als bei den anderen untersuchten wärmebehandelten Zuständen. Beide erzeugten expanded martensite Varianten weisen insgesamt eine deutlich bessere Tribokorrosionsbeständigkeit auf als der Ausgangszustand und der niedrig angelassene Zustand des Stahls X54CrMoVN17-1. Die tribologischen und tribochemischen Eigenschaften des Ausgangszustands konnten durch die Randschichtbehandlung entsprechend deutlich verbessert werden. In Bild 7 sind die Ergebnisse der Gleitverschleißversuche ohne korrosiven Einfluss, mit kathodischer Polarisation der Probe, als Volumenverluste dargestellt. Der aus der Verschleißspur ermittelte Volumenverlust ist im Gleitverschleißversuch ohne korrosiven Einfluss deutlich geringer als bei den Tribokorrosionsuntersuchungen (vgl. Bilder 5 und 7). Bei dem erzeugten expanded martensite mit einer Randschichtbehandlungsdauer von t = 8 h ergibt sich eine Zunahme des Volumenverlus- Aus Wissenschaft und Forschung 10 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0026 fläche Risse sowie Ausbrüche zu erkennen, welche durch Tribokorrosion hervorgerufen werden (Bild 6). Durch den tribokorrosiven Angriff kommt es zu einem verstärkten Materialabtrag, welcher in einer höheren Verschleißspurtiefe resultiert (Bild 6 b). Bei den untersuchten expanded martensite Zuständen ist nach der Gleitverschleißversuchsdauer von 30 min die Randschicht nicht vollständig abgetragen (vgl. Bilder 2 und 6). Der niedrig angelassene Zustand des X54CrMoVN17-1 weist eine Härte von 680 ±15 HV0,002 (< expanded martensite) auf. Das Durchbruchpotential beträgt 170 mV in 0,9 % NaCl-Lösung und ist deutlich höher als bei den expanded martensite Varianten (vgl. Bild 4). Dennoch weisen die expanded martensite Varianten einen um ca. 50 % (t = 8 h) und ca. 30 % (t = 16 h) geringeren Volumenverlust bei Gleitverschleiß mit korrosivem Einfluss auf. Dies ist zum einen auf die verbesserte Tribokorrosionsbeständigkeit des expanded martensite durch die hohe Härte bei gleichzeitig guter Lochkorrosionsbeständigkeit zurückzuführen, zum anderen weisen die expanded martensite Varianten einen deutlich geringeren Anstieg der Stromdichte unter Gleitverschleiß auf. Die Stromdichte, als Maß für die Korrosionsgeschwindigkeit, wird durch Gleitverschleiß bei dem Ausgangszustand als auch bei dem niedrig angelassenen Zustand Bild 6: a) Rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen der Querschliffe der Verschleißspur des jeweiligen expanded martensite (t = 8 h und 16 h) nach dem Gleitverschleißversuch unter korrosivem Einfluss und b) entsprechende Höhenprofile der Verschleißspuren (CLSM) a) b) TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 10 tes durch angreifende (Tribo-) Korrosion um den Faktor 3,0, bei dem erzeugten expanded martensite bei t = 16 h beträgt der Faktor 4,5. Entsprechend ist der Einfluss der (Tribo-) Korrosion bei Gleitverschleiß signifikant. Im Gleitverschleißversuch ohne korrosiven Einfluss weisen die expanded martensite Varianten, aufgrund der deutlich höheren Härte, einen geringeren Volumenverlust auf als der Ausgangszustand und der niedrig angelassene Zustand. Im Vergleich zum Ausgangszustand konnte der Volumenverlust um ca. 80 % und zum niedrig angelassenen Zustand um ca. 64 % reduziert werden. Der geringfügig niedrigere Volumenverlust des erzeugten expanded martensites bei t = 16 h gegenüber des erzeugten expanded martensite bei t = 8 h ist auf den höheren N-Gehalt bei einer Randschichtbehandlungszeit von t = 16 h und der damit einhergehenden höheren Härte zurückzuführen. In Bild 8 ist die Verschleißspurtiefe der expanded martensite Varianten nach dem Gleitverschleißversuch dargestellt. Hieraus wird der geringere Materialabtrag durch eine reduzierte Verschleißspurtiefe des bei t = 16 h erzeugten expanded martensites ebenfalls ersichtlich. Zusammenfassung und Fazit Durch die Erzeugung von expanded martensite mittels Niedertemperaturplasmanitrieren konnte die Tribokorrosionsbeständigkeit des Stahls X54CrMoVN17-1 deutlich gesteigert werden. Der Volumenverlust aus der Verschleißspur bei tribokorrosivem Einfluss konnte, im Vergleich zum Ausgangszustand, um bis zu 70 % reduziert werden. Dies ist zum einen auf die hohe Härte bei gleichzeitig guter Lochkorrosionsbeständigkeit zurückzuführen, zum anderen ist die Zunahme der Korrosionsgeschwindigkeit durch Gleitverschleiß bei den expanded martensite Varianten deutlich geringer als bei dem Ausgangszustand und dem niedrig angelassenen Zustand. Eine hohe Tribokorrosionsbeständigkeit konnte bei dem bei t = 8 h erzeugten expanded martensite erzielt werden, da dieser sowohl eine hohe Härte als auch eine gesteigerte Lochkorrosionsbeständigkeit aufweist. Durch (Tribo-) Korrosion steigt der Volumenverlust der expanded martensite Varianten um den Faktor 3- 4,5 im Vergleich zum Aus Wissenschaft und Forschung 11 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0026 Bild 7: Gemessener Volumenverlust aus der Verschleißspur nach den Gleitverschleißversuchen in 0,9 % NaCl-Lösung ohne korrosiven Einfluss, mit kathodischer Polarisation der Probe Bild 8: Höhenprofil der Verschleißspuren des expanded martensite (t = 8 h und 16 h) nach dem Gleitverschleißversuch ohne korrosiven Einfluss (CLSM) TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 11 [9] T. Christiansen et al.: Mehr Verschleißschutz - Moderne, hocheffektive Gas-Prozesse für das Oberflächenhärten von Edelstählen. 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Aufgrund der vielversprechenden tribologischen und tribochemischen Eigenschaften des expanded martensites bei Gleitverschleiß ergibt sich ein hohes Potential, die Energieeffizienz und die Nachhaltigkeit von (Wälz-) Lagern durch längere Standzeiten zu erhöhen, da durch die kombinierte, gesteigerte Verschleiß- und Korrosionsbeständigkeit der Stähle die Entwicklung und der Einsatz mediengeschmierter, dichtungsfreier Lager ermöglicht werden kann. Danksagung Die Forschungsergebnisse wurden im Rahmen des Verbundprojekts „Poseidon II: Energieeffizienz durch Standzeiterhöhung von Lagern unter tribokorrosiven Betriebsbedingungen“ erzielt, welches vom Bundesministerium für Wirtschaft und Energie (BMWi) im 6. Energieforschungsprogramm gefördert wird. Für die Förderung und Unterstützung sei an dieser Stelle gedankt. Literatur [1] B. Schlecht: Maschinenelemente 2 Getriebe-Verzahnungen-Lagerungen. Pearson Studium, München, 2010 [2] H. Berns, W. Theisen: Eisenwerkstoffe - Stahl und Gusseisen. 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Somers: Decomposition of expanded austenite with high nitrogen contents. Zeitschrift für Metallkunde, Vol. 97, No. 1 S. 79 -88, 2006 TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 12 Aus Wissenschaft und Forschung 13 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 23 rd International Colloquium Tribology Industrial and Automotive Lubrication 25 - 27 January 2022 in Stuttgart/ Ostfildern, Germany Join the leading event on lubrication, additives and tribology in Europe: 3 intense days with 145 lectures from research, industry and practice in 6 parallel sessions. VIRTUAL EVENT Programme and Registration: www.tae.de/ go/ tribology TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 13 licht sie die Abschätzung von Lebensdauern sowie die Optimierung des Einlaufprozesses. Im Rahmen dieses Beitrags wird ein allgemeingültiges Vorgehensmodell zur Verschleißsimulation misch-, grenz- und trockenreibungsbehafteter Maschinenelemente vorgestellt. Das Mischreibungs-Simulationsmodell basiert auf einer erweiterten EHD-Simulation mit indirekter Kopplung der Makro- und Mikrohydrodynamik wohingegen die Kontaktberechnung im Grenz- und Trockenreibungsgebiet auf einer hinsichtlich des Konvergenzverhaltens robusteren FEM-basierten Berechnung der Pressungen mithilfe des Penalty-Kontaktalgorithmus‘ beruht. Zur Beschleunigung der Rechenzeit werden die Geometrien sowie die mechanischen Eigenschaften von Grund- und Gegenkörper jeweils in einen äquivalenten Ersatzkörper überführt. 2 Stand der Forschung Bei den in der Literatur veröffentlichten Methoden zur Verschleißsimulation, lässt sich zwischen Simulations- Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0027 1 Einleitung Der zunehmende Einsatz niedrigviskoser Schmierstoffe zur Reduzierung der Reibung in Maschinenelementen wie Wälzlagern führt zu einem verstärkten Betrieb im Misch- oder Grenzreibungsgebiet. Der damit einhergehende Verschleiß kann zu einem früheren Ausfall solcher tribologisch hoch beanspruchten Systeme führen. In diesem Zusammenhang bietet die detaillierte Verschleißsimulation ein großes Potenzial für die Auslegung von Maschinenelementen: Zum einen lassen sich mit ihrer Hilfe Betriebsbedingungen mit einer unerwünscht hohen Verschleißrate gezielt vermeiden. Zum anderen ermög- Verschleißsimulation grenz- und mischreibungsbehafteter Wälzkontakte Andreas Winkler, Marcel Bartz, Sandro Wartzack* Eingereicht: 2.9.2021 Nach Begutachtung angenommen: 29.11.2021 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Im Rahmen dieses Beitrags wird ein Vorgehensmodell zur numerischen Verschleißberechnung von Wälzkontakten vorgestellt. Das FEM-basierte Verschleißsimulationsmodell von Winkler [1] wird um die Möglichkeit erweitert, neben mischreibungsbehafteten Kontakten auch grenzreibungsbehaftete Kontakte zu berücksichtigen. Am Beispiel eines Axial-Zylinderrollenlagers und zweier Lastfälle werden Ergebnisse einer Verschleißmodellierung sowohl im Mischreibungsgebiet als auch im Grenzreibungsgebiet präsentiert. Schlüsselwörter Verschleißmodellierung, Kontaktmechanik, Elastohydrodynamik (EHD), Mischreibung, Grenzreibung, Wälzlager Wear Modeling of Mixed and Boundary Lubricated Rolling/ Sliding-Contacts This contribution presents an approach for the numerical wear calculation of rolling/ sliding-contacts. The finite element method based simulation model of Winkler [1] is extended to include contacts subject to boundary lubrication in addition to contacts subject to mixed lubrication. Using the example of an axial cylindrical roller bearing and two load cases, wearmodeling results of the mixed and boundary lubrication regime are illustrated. Keywords wear modeling, contact mechanics, elastohydrodynamic lubrication (EHL), mixed lubrication, boundary lubrication, rolling element bearings Kurzfassung Abstract * Andreas Winkler, M.Sc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-8346-3566 Dr.-Ing. Marcel Bartz Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-9894-600X Prof. Dr.-Ing. Sandro Wartzack Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-0244-5033 Friedrich-Alexander-Universität Erlangen-Nürnberg Lehrstuhl für Konstruktionstechnik (KTmfk) Martensstraße 9, 91058 Erlangen TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 14 modellen differenzieren, die Verschleiß in trockenen Kontakten betrachten und Modellen, die den Verschleiß in geschmierten Tribosystemen analysieren. P ÕDRA [2] entwickelte ein Simulationsmodell zur Berechnung des Verschleißes in trockenen Zylinder/ Ebene- und Kugel/ Ebene-Kontakten auf Grundlage des Verschleißmodells nach A RCHARD [3]. Die Berechnung des Kontaktdrucks basierte auf der W INKLER schen Bettung. Weiterhin veröffentlichte P ÕDRA [4] ein FEM-basiertes Simulationsmodell zur Verschleißberechnung am Beispiel eines Stift/ Scheibe-Tribometers. H EGADEKATTE [5] publizierte eine FEM-basierte Verschleißsimulation sowohl für den trockenen Stift/ Scheibe-Kontakt als auch den trockenen 2-Scheiben- Kontakt. Zur Berücksichtigung der Verschleißtiefe in der Kontaktberechnung nutzte H EGADEKATTE die in der FEM-Software ABAQUS implementierte Subroutine U MESHMOTION . S FANTOS [6] schlug eine Simulation auf Grundlage der Randelementmethode (BEM) für trockenen Gleitverschleiß basierend auf dem Verschleißmodell vonA RCHARD vor, die sowohl auf einen Stift-Scheibe-Kontakt als auch auf ein Verschleißproblem in der Hüftendoprothetik angewendet wurde. A NDERSSON [7] stellte eine numerische Verschleißsimulation für den Kugel/ Ebene-Kontakt auf und setzte zur Kontaktberechnung auf einen Halbraumansatz nach L IU [8], welcher auf diskreter Faltung und Fourier-Transformation (DC-FFT) beruht. M ORALES -E SPEJEL [9] veröffentlichte zuletzt ein Simulationsmodell für das Beispiel eines Axial-Zylinderrollenlagers, welches es ermöglicht, die lokale Verschleißtiefe auf Grundlage einer trockenen Kontaktsimulation und zudem die Ermüdungslebensdauer durch Schadensakkumulation nach P ALMGREN zu berechnen. Die bisher genannten Ansätze erlauben eine Verschleißmodellierung an nicht-geschmierten Kontakten. Im Folgenden wird auf ausgewählte Modelle der Verschleißsimulation geschmierter Tribosysteme eingegangen. Z HU [10] entwickelte einen Ansatz für die numerische Verschleißberechnung in geschmierten Kontakten, der auf einem deterministischen elastohydrodynamischen Mischreibungsmodell basiert. Die Oberflächentopographie wurde direkt in die Schmierfilmhöhengleichung einbezogen und das Verschleißvolumen nach A RCHARD bestimmt. T ERWEY [11, 12] implementierte ein auf der Halbraumtheorie basierendes Kontakt- und Verschleißmodell für grenz- und mischreibungsbehaftete Wälzkontakte unter deterministischer Berücksichtigung der Oberflächenrauheit. Der Kontaktdruck wurde durch eine Kopplung eines elastischen Halbraummodells mit empirischen Schmierfilmhöhengleichungen nach [13] bestimmt. Der Verschleißkoeffizient nach A RCHARD wurde auf Basis schädigungsmechanischer Berechnungen ermittelt. B EHESHTI und K HONSARI [14] stellten einen stochastischen Ansatz zur Verschleißberechnung in thermoelastohydrodynamischen Linienkontakten vor. Der Verschleißkoeffizient nach A RCHARD wurde wiederum durch schädigungsmechanische Berechnungen und der Kontaktdruck durch eine Kopplung empirischer Schmierfilmhöhengleichungen nach [13] mit einem stochastischen Kontaktdruckmodell nach K OGUT und E TSION [15] ermittelt. Z HANG [16] untersuchte die Verschleiß- und Rauheitsentwicklung in einem mischreibungsbehafteten Linienkontakt und koppelte zur Berechnung des Kontaktdrucks das stochastische Kontaktmodell nach K OGUT und E TSION [15] mit einem Finite-Differenzen-basierten EHD-Modell. Weiterhin wurde die verschleißbedingte zeitliche Änderung der Wahrscheinlichkeitsdichtefunktion des Oberflächenprofils anhand des Verschleißmodells nach S UGIMURA und K IMURA [17] berechnet. Der lokale Verschleiß auf makroskopischer Ebene wurde ebenfalls nach dem Verschleißgesetz von A RCHARD bestimmt. Während die Verschleißmodelle von Z HU [10] und T ERWEY [11, 12] auf einer deterministischen Kontaktdruckberechnung beruhen und damit den Festkörperkontaktdruck unter Einbeziehung realer Oberflächen äußerst detailliert berücksichtigen können (direkte Kopplung von Makro- und Mikrohydrodynamik), basieren die Modelle von B EHESHTI und K HONSARI [14] sowie Z HANG [16] auf einer statistischen Beschreibung der Oberflächenrauheit und integralen Festkörperkontaktdruckkurven (indirekte Kopplung von Makro- und Mikrohydrodynamik), welche sich durch einen geringeren Detaillierungsgrad hinsichtlich der berechneten Festkörperkontaktdrücke einerseits, aber auch eine reduzierte Berechnungszeit auszeichnen. Zusammenfassend lässt sich festhalten, dass einerseits Simulationsmodelle zur Verschleißberechnung in trockenen und andererseits in geschmierten Kontakten entwickelt wurden. Dabei mangelt es an ganzheitlichen Methoden zur Verschleißberechnung über alle Reibungsregime hinweg. Aus diesem Grund wird in diesem Beitrag ein Ansatz zur numerischen Verschleißmodellierung vorgestellt, welcher sowohl im Mischreibungsgebiet als auch im Grenz- und Trockenreibungsgebiet angewendet werden kann und auf einer indirekten Kopplung der Makro- und Mikrohydrodynamik im Bereich der Mischreibung beruht. Sofern nicht anderweitig bekannt, kann der Übergang vom Mischreibungszum Grenzreibungsgebiet nach [18] bei einer relativen Schmierfilmhöhe von λ = h min / σ = 1 Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0027 TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 15 3 3 h h h h h h 1 2 1 2 h h Druckterm , , 12 12 , , 2 2 Geschwindigkeitsterm p h x y p h x y p p x p x y p y u u v v p h x y p h x y x y Druckterm 3 3 G h i di k it t y xx 2 y 2 hh , h y 2 h 22 p h unter Erfüllung des Kräftegleichgewichts nach dem Load-Sharing-Konzept [23] durch die Aufteilung des gesamten Kontaktdrucks in einen hydrodynamischen Kontaktdruck und einen Festkörperkontaktdruck (3) und unter Beachtung der Druckabhängigkeit von Schmierstoffdichte und Schmierstoffviskosität zu lösen. Auf die Berücksichtigung der Temperaturabhängigkeit von Dichte und Viskosität durch den Einsatz eines TEHD-Modells wurde zugunsten einer Reduzierung der Simulationszeit verzichtet. Weiterhin kann durch die Einführung von Flussfaktoren in die R EYNOLDS -Differentialgleichung nach P ATIR und C HENG [24, 25] der Einfluss der Oberflächentopographie auf den Schmierstofffluss berücksichtigt werden. Hierfür wird die Kenntnis der Oberflächentopographie im initialen und eingelaufenen Zustand vorausgesetzt. Für weitere Informationen zur Implementierung von Flussfaktoren in die EHD-Simulation im Rahmen der Verschleißberechnung sei auf B ARTEL [26] verwiesen. Zur Lösung des FEM-Modells wird ein Ersatzkörper nach Bild 2 modelliert, welcher äquivalente mechanische Eigenschaften (E-Modul und Querkontraktionszahl) von Grund- und Gegenkörper besitzt: (4) (5) Die klassische EHD-Simulation wird im vorliegenden c c total c h a c , , ( , ) F p x y d p x y p h x y d 2 2 2 2 1 2 2 2 1 1 eq 2 1 2 2 1 1 1 1 1 E E E E E E E 1 2 2 2 1 1 eq 1 2 2 1 1 1 , 1 1 E E E E Aus Wissenschaft und Forschung 16 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0027 angenommen werden. Es sei jedoch darauf hingewiesen, dass der Übergang auch erst bei deutlich geringeren Schmierfilmhöhen auftreten kann [19 - 21]. 3 Verschleißmodellierung im Mischreibungsgebiet Bild 1 zeigt den schematischen Simulationsablauf der numerischen Verschleißmodellierung im Mischreibungsgebiet. Gelb hervorgehoben sind jeweils die implementierten Berechnungsmodelle, welche in den folgenden Abschnitten erläutert werden. Zur Einsparung von Rechenzeit wird anstelle einer transienten Kontaktberechnung zu jedem Zeitschritt ein stationäres EHD-Kontaktmodell gelöst. Die Verschleißtiefe wird somit jeweils, wie in Bild 1 dargestellt, über eine konstante Zeitschrittweite Δt extrapoliert. 3.1 EHD-Modell Die EHD-Simulation wird, basierend auf einem Ansatz von H ABCHI [22] mittels kommerzieller FEM-Software umgesetzt. Hierbei ist die R EYNOLDS -Differentialgleichung (1) gemeinsam mit der Schmierfilmhöhengleichung (2) n 0 n 0 wear n elastic n , , ( ) , , , , , h x y t h t s x y h x y t x y t Bild 1: Simulationsablauf (Mischreibung) TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 46 Seite 16 Fall durch die Kopplung mit einem stochastischen Kontaktdruckmodell um das Mischreibungsgebiet erweitert, sodass der Anteil des Festkörperkontakts am gesamten Kontaktdruck ermittelt und für die Verschleißberechnung herangezogen werden kann. 3.2 Kontaktdruck-Modell Im Rahmen dieses Beitrags wird das G REENWOOD / W ILLIAMSON -Kontaktdruckmodell [27] verwendet, um den integralen Festkörperkontaktdruck p a (h) in Abhängigkeit von der Schmierfilmhöhe zu bestimmen: (6) Darin bezeichnen η s die Asperitendichte, β s den Krümmungsradius der Asperiten, z̅ den Abstand zwischen der Mittelebene des Oberflächenprofils und der Mittelebene der Asperitenhöhen nach B USH [28] und ϕ s die Wahrscheinlichkeitsdichtefunktion der Asperitenhöhen. Eine Umrechnung zwischen der Dichtefunktion der Rauheitsspitzen ϕ s und der Dichtefunktion des Oberflächenprofils ϕ ist über folgende Abschätzung möglich: (7) 1,5 0,5 a s s s s s s 4 ( ) ' d 3 h z p h E z h z z z s s s s s z z wobei σ s die Standardabweichung der Höhen der Rauheitsspitzen und σ die Standardabweichung der Höhen des gesamten Oberflächenprofils darstellen. Durch die Kopplung der integralen Festkörperkontaktdruckkurve p a (h) mit dem EHD-Modell aus Abschnitt 3.1 über das Load-Sharing-Konzept nach Gleichung (3) resultiert die räumliche Verteilung des integralen Festkörperkontaktdrucks p a (h(x,y)). 3.3 Verschleißmodell Die Verschleißtiefe wird anhand des Verschleißmodells nach A RCHARD [3] in lokaler Schreibweise bestimmt: (8) Da zur Verschleißberechnung lediglich der Festkörperkontaktdruck p a herangezogen wird, ist der Verschleißkoeffizient k somit unabhängig von der tatsächlich vorhandenen Schmierfilmhöhe und im Grenzreibungsgebiet zu bestimmen. Weiterhin bezeichnet s(x,y) den von der x- und y-Koordinate abhängigen lokalen Gleitweg. Durch das addieren der lokalen Verschleißtiefe in Gl. (2) wird die verschleißbedingte Profiländerung in der Kontaktberechnung berücksichtigt. wear a , , ( , ) h x y k s x y p h x y Aus Wissenschaft und Forschung 17 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0027 Bild 2: EHD-Modell 3.4 Oberflächentopographiemodell Als Oberflächentopographie- Modell wird das Modell nach S UGIMURA und K IMURA [17] implementiert, welches es erlaubt die zeitliche Änderung der Wahrscheinlichkeitsdichtefunktion des Oberflächenprofils in Abhängigkeit der Verschleißtiefe zu berechnen, siehe Bild 3. Die Berechnung der Dichtefunktion zum Zeitpunkt t + Δt erfolgt anhand von Gl. (9): Bild 3: Qualitative Darstellung der zeitlichen Änderung der Wahrscheinlichkeitsdichtefunktion ϕ TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 17 nach [18] davon ausgegangen, dass kein hydrodynamischer Schmierfilmtraganteil mehr vorhanden ist. Aus diesem Grund wird ein FEM-basiertes Kontaktmodell zu Berechnung der Kontaktdrücke eingesetzt. Hierbei wird - analog zur FEM-basierten EHD-Modellierung nach H ABCHI [22] - ein Ersatzkörper definiert, welcher die äquivalenten mechanischen Eigenschaften von Grund- und Gegenkörper besitzt. Dieser wird mit einer starren Freiformfläche kontaktiert, welche wiederum die äquivalente Geometrie von Grund- und Gegenkörper aufweist, siehe Bild 5. Die Berücksichtigung der verschleißbedingten Profiländerung in der Kontaktsimulation erfolgt schließlich über eine Adaption der Kontaktbedingungen in Form der in Bild 6 dargestellten K ARUSH -K UHN -T UCKER -Bedingungen. Darin bezeichnen g n den Abstand der starren Freiformfläche zum elastischen Ersatzkörper und p c den Kontaktdruck. Die im Rahmen der Verschleißsimulation modifizierten K ARUSH -K UHN -T UCKER -Bedingungen erlauben somit eine Durchdringung beider Körper in Höhe der lokalen Verschleißtiefe h wear wodurch die verschleißbedingte Profiländerung in der Kontaktberechnung berücksichtigt werden kann. 4.2 Verschleiß-Modell Als Verschleißmodell wird - wie auch bei der Verschleißmodellierung im Mischreibungsgebiet - das Modell nach A RCHARD angewendet. Anstelle des Festkörperkontaktdrucks wird jedoch der gesamte, durch das in Abschnitt 4.1 vorgestellte Kontaktmodell, ermittelte Kontaktdruck für die Verschleißberechnung eingesetzt: (10) wear c , , , h x y k s x y p x y Aus Wissenschaft und Forschung 18 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0027 Darin bezeichnet ψ die Dichtefunktion des verschleißbedingten Höhenverlustes. Für weitergehende Ausführungen sei auf [17] verwiesen. Die modifizierte Wahrscheinlichkeitsdichtefunktion des Oberflächenprofils ϕ wird anschließend in die Wahrscheinlichkeitsdichtefunktion der Rauheitsspitzen ϕ s nach Gl. (7) umgerechnet und als Eingangsgröße für das G REENWOOD / W ILLIAMSON -Kontaktmodell im folgenden Berechnungsschritt verwendet. 4 Verschleißmodellierung im Grenzreibungsgebiet Bild 4 zeigt den schematischen Simulationsablauf der numerischen Verschleißmodellierung im Grenzreibungsgebiet. 4.1 Kontaktmodell Im Gegensatz zu dem Load-Sharing-Konzept der Mischreibungs-Simulation wird im Bereich der Grenzreibung 0 h h h h h , , wenn , 0 wenn z z t z t z t t z z t z z t t z z t z ! " # $ " % (9) Bild 4: Simulationsablauf (Grenzreibung) Bild 5: Aufbau des FEM-basierten Kontaktmodells TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 18 5 Ergebnisse In diesem Abschnitt werden exemplarische Simulationsergebnisse für zwei unterschiedliche Betriebsbedingungen des Axial-Zylinderrollenlagers 81212 diskutiert. Eine Übersicht der untersuchten Lastfälle kann Tabelle 1 entnommen werden. Die Kontaktgeometrie orientiert sich an den Maßen des Axial-Zylinderrollenlagers 81212. Es wurden zudem logarithmisch profilierte Rollen nach DIN 26281 [29] angenommen. Als Eingangsgröße für die Verschleißsimulation wurde der Literatur [18] ein Verschleißkoeffizient von k = 6 ·10 -8 mm 3 / Nm für das Grenzreibungsgebiet entnommen. Weiterhin wurden die für das statistische Kontaktdruckmodell von G REENWOOD und W ILLIAMSON erforderlichen Oberflächenkenngrößen durch Messungen an Lagerscheiben und Wälzkörpern des Axial-Zylinderrollenlagers 81212 mithilfe des 3D-Laserscanningmikroskops K EYENCE VK-X200 ermittelt. Mit den gewählten Betriebsparametern resultieren für beide Lastfälle jeweils 2.250.000 Überrollungen pro Lagerscheibe. Für Lastfall 1 ergibt sich ein Schmierfilmdickenparameter von λ ≈ 0,6, bei Lastfall 2 beträgt dieser λ ≈ 0,2. Nach numerischen Untersuchungen von T ERWEY [30] findet der Übergang zwischen Misch- und Grenzreibung für das betrachtete Axial-Zylinderrollenlager etwa bei einem Schmierfilmdickenparameter von λ ≈ 0,35 statt. Bild 7 veranschaulicht den anfänglichen Verlauf von hydrodynamischem Druck und Festkörperkontaktdruck für Lastfall 1 bzw. den Verlauf des gesamten Kontaktdrucks für Lastfall 2 im Kontaktzentrum (y = 0) in Rollrichtung, d.h. entlang der x-Koordinate. Die Verteilung des Gesamtdrucks über dem Kontaktge- Aus Wissenschaft und Forschung 19 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0027 Bild 7: Initialer Druckverlauf (t = 0) Bild 6: Verschleißbedingte Modifikation der K ARUSH -K UHN -T UCKER -Bedingung Lastfall 1 (Mischreibung) Lastfall 2 (Grenzreibung) Betriebsdauer 10 h 50 h Drehzahl 500 min -1 100 min -1 Axiallast 50 kN Betriebstemperatur 40 °C Schmierstoff FVA 1 (newtonsch) Lagerwerkstoff 100Cr6 Tabelle 1: Simulierte Lastfälle TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 19 bungsgebiet bzw. nach 50 Stunden Laufzeit im Falle des Betriebs im Grenzreibungsgebiet ist eine deutliche Drucküberhöhung im Zentrum des Kontakts erkennbar. Diese ist beim grenzreibungsbehafteten Kontakt stärker ausgeprägt als im Bereich der Mischreibung. Der Grund für die Drucküberhöhung liegt in dem in Bild 9 dargestellten Verläufen der Verschleißtiefen. Diese resultieren aus der Überlagerung von Kontaktdruck und Gleitgeschwindigkeit. Während in der Wälz- Aus Wissenschaft und Forschung 20 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0027 biet zeigt Bild 8 jeweils zu Beginn und zum Ende der Simulation. Der initiale Druckverlauf des mischreibungsbehafteten Kontakts (Lastfall 1) unterscheidet sich geringfügig vom Druckverlauf des grenzreibungsbehafteten Kontakts (Lastfall 2), da letzterer sich aus dem reinen Festkörperkontakt ergibt und einen H ERTZ -ähnlichen Verlauf aufweist, wohingegen im Bereich der Mischreibung der für EHD-Kontakte typische steile Druckgradient am Kontaktauslass zu erkennen ist. Nach 10 Stunden Laufzeit im Falle des Betriebs im Mischrei- Bild 8: Gesamtdruck (zu Beginn und am Ende der Simulation) Lastfall 1 Lastfall 2 Verschleißmasse 51 mg 94 mg Tabelle 2: Verschleißmassen am Ende der Simulation körpermitte reines Rollen auftritt, nimmt der Schlupfanteil jeweils nach außen und innen in radialer Richtung linear zu. Die etwas höheren Verschleißtiefen an den inneren Kontakthälften (negative y-Richtung) der Lagerscheiben erklärt sich durch die Aufteilung des Verschleißvolumens Bild 9: Resultierende Verschleißtiefen an Lagerscheiben und Wälzkörpern TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 20 auf einen kleineren Umfang im Vergleich zu den Außenseiten. Insgesamt ergeben sich damit die in Tabelle 2 zusammengefassten Verschleißmassen beider Lagerscheiben und aller 15 Wälzkörper. Anhand von Bild 10 werden abschließend die Ergebnisse des stochastischen Kontaktdruckmodells nach G REEN- WOOD und W ILLIAMSON sowie des Oberflächentopographiemodells nach S UGIMURA und K IMURA verdeutlicht. In Bild 10 a) ist die Wahrscheinlichkeitsdichtefunktion des Oberflächenprofils zu Beginn (blau) und am Ende der Simulation (rot) dargestellt. Die Eignung des Modells von S UGIMURA und K IMURA zur Vorhersage der Wahrscheinlichkeitsdichtefunktion verschlissener Oberflächen wurde bereits durch [17] und [31, 32] experimentell untersucht und bestätigt. Anhand der Dichtefunktionen wurden die in Bild 10 b) dargestellten Festkörperkontaktdruckkurven ermittelt. Hieraus wird ersichtlich, dass sich der Übergang von einem Zustand der Vollschmierung zum Bereich der Mischreibung durch die verschleißbedingte Einglättung der Oberfläche hin zu geringeren Schmierfilmhöhen verschiebt. Weiterhin ist in Bild 10 c) der zeitliche Verlauf des Mittenrauwerts (der äquivalenten rauen Oberfläche) dargestellt. In diesem Fall ist nach etwa 3 Stunden keine Änderung der Oberflächenrauheit bzw. der Dichtefunktion mehr festzustellen. 6 Zusammenfassung und Ausblick Das in diesem Beitrag vorgestellte Simulationsmodell ermöglicht eine detaillierte Verschleißberechnung von Wälzkontakten, welche sowohl im Mischals auch Grenz- oder Trockenreibungsgebiet betrieben werden. Die Kontaktberechnung im Bereich der Mischreibung basiert auf einer EHD-Simulation, welche mit einem statistischen Kontaktdruckmodell über das Load-Sharing- Konzept gekoppelt ist. Im Bereich der Grenz- und Trockenreibung wird der Kontaktdruck über ein FEMbasiertes Kontaktmodell bestimmt. Neben Axial-Zylinderrollenlagern lassen sich ebenso weitere Wälzlagerarten und andere Maschinenelemente, wie beispielsweise Getriebe oder Nocken-Stößel-Kontakte berechnen. Um verlässliche quantitative Aussagen über den Verschleiß treffen zu können, ist die für das jeweilige betrachtete System adäquate experimentelle Bestimmung des Verschleißkoeffizienten k von äußerster Wichtigkeit. Darüber hinaus ist zur Verifizierung der Genauigkeit der Verschleißsimulation ein experimenteller Abgleich mit Versuchen an einem Bauteilprüfstand erforderlich. Beide letztgenannten Aspekte sind Bestandteil aktuell laufender Untersuchungen. Aus Wissenschaft und Forschung 21 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0027 Bild 10: Ergebnisse der Verschleißsimulation im Mischreibungsgebiet: a) Dichtefunktionen, b) Festkörperkontaktdruckkurven, c) Oberflächenrauheit TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 21 Literatur [1] W INKLER , A.; M ARIAN , M.; T REMMEL , S.; W ARTZACK , S.: Numerical Modeling of Wear in a Thrust Roller Bearing under Mixed Elastohydrodynamic Lubrication. Lubricants. Bd. 8 (2020) Nr. 5, S. 58/ 1-58/ 21. 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Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0027 Nomenklatur d Abstand rauer Oberflächen basierend auf der mittleren Asperitenhöhe E Elastizitätsmodul g n Abstand zwischen Grund- und Gegenkörper im FEM-basierten Kontaktmodell h Schmierfilmhöhe h 0 Nullabstand der nicht-deformierten Körper h wear Verschleißtiefe k Verschleißkoeffizient p a Festkörperkontaktdruck p c Kontaktdruck des FEM-basierten Kontaktmodells p h Hydrodynamischer Kontaktdruck p total Gesamter Kontaktdruck s Gleitweg s 0 Funktion der äquivalenten Geometrie von Grund- und Gegenkörper t n Zeit zum n-ten Zeitschritt u 1,2 Geschwindigkeitskomponente von Körper 1 bzw. Körper 2 in x-Richtung v 1,2 Geschwindigkeitskomponente von Körper 1 bzw. Körper 2 in y-Richtung x,y,z Kartesische Koordinaten z̅ Abstand zwischen den Mittelebenen von Oberflächenprofil und Asperitenhöhen z s Profilkoordinate basierend auf der mittleren Asperitenhöhe β s Krümmungsradius der Asperiten δ elastic Elastische Verformung in z-Richtung η Dynamische Viskosität des Schmierstoffs η s Asperitendichte λ Relative Schmierfilmhöhe ν Querkontraktionszahl ρ Dichte des Schmierstoffs σ Standardabweichung der Höhen des Oberflächenprofils σ s Standardabweichung der Höhen der Asperiten ϕ Wahrscheinlichkeitsdichtefunktion der Höhen des Oberflächenprofils ϕ s Wahrscheinlichkeitsdichtefunktion der Höhen der Asperiten ψ Dichtefunktion des verschleißbedingten Höhenverlustes nach S UGIMURA TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 22 [17] S UGIMURA , J.; K IMURA , Y.; A MINO , K.: Analysis of the Topographical Changes Due to Wear - Geometry of the Running-In Process. Journal of Japan Society of Lubrication Engineers. Bd. 31 (1986) Nr. 11, S. 813-820. 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Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0027 TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 23 Aus Wissenschaft und Forschung 24 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0028 Test and evaluation method for greases in grease-sealing rotary shaft seals Susanne Hahn, Simon Feldmeth, Frank Bauer* Eingereicht: 2.9.2021 Nach Begutachtung angenommen: 30.11.2021 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Fettgeschmierte Dichtsysteme zeigen im Vergleich zu ölgeschmierten Dichtsystemen deutlich häufiger Mangelschmierung. Verschiedene Fette zeigen dabei ein unterschiedliches Schmiervermögen im Dichtsystem. Zur Untersuchung dieses Schmiervermögens wurde eine Prüf- und Bewertungsmethodik entwickelt, mit der die Schmierfähigkeit von Fetten bewertet und miteinander verglichen werden kann. Die Test- und Bewertungsmethode besteht aus einem Prüflauf und einer anschließenden Analyse der Testkomponenten. Der Prüflauf umfasst ein 24-stündiges Drehzahlkollektiv und wird auf einem Prüfstand mit einem realen Dichtsystem durchgeführt. Für die Bewertungsmethode werden acht Kriterien analysiert, die für die Bewertung der Mangelschmierung als geeignet eingestuft wurden. Zu den Kriterien gehören sowohl während des Prüflaufs gemessenen Daten, wie Reibung und Temperatur, als auch Kriterien, die bei der anschließenden Untersuchung aller Testkomponenten geprüft werden. Alle Kriterien werden für die einzelnen Prüfläufe bewertet und zu einer Gesamtnote zusammengefasst, die einen direkten Vergleich verschiedener Fette ermöglicht. Die entwickelte Test- und Bewertungsmethode zeigt erhebliche Unterschiede zwischen 23 untersuchten Fetten auf. Sie ist demnach geeignet, die Schmierfähigkeit von Fetten in Dichtsystemen in kurzer Zeit zu analysieren und zu vergleichen. Durch die schnelle Prüfung und gezielte Auswertung der relevanten Kriterien können Schmierfette wesentlich kosten- und ressourceneffizienter als bisher getestet werden. Schlüsselwörter Fett, Radial-Wellendichtring, Fettabdichtung, Mangelschmierung, Prüf- und Bewertungsmethodik, Reibmoment, Fettauswahl Grease-lubricated sealing systems show starved lubrication much more frequently than oil lubricated sealing systems. Different greases provide different lubricity to the sealing system. A test and evaluation method was developed that allows to assess the lubricity of different greases and to compare them with each other. The test and evaluation method consists of a test run and a subsequent analysis of the test components. The test run comprises a 24-hour speed collective and is performed on a test rig using real sealing system components. For the evaluation method, eight criteria are analysed, which are rated suitable for evaluating starved lubrication. The criteria include parameters measured during the test run, such as friction torque and temperature, as well as parameters inspected in the subsequent examination of all test components. All criteria are assessed and combined to an overall score, that allows to directly compare different greases with each other. The test and evaluation method developed reveals significant differences between 23 greases examined. Thus, the lubricity of greases in sealing systems can be analysed and compared much more quickly than in the past. Thanks to the rapid testing and focused evaluation of the relevant criteria, greases can be tested much more costand resource-efficiently than before. Keywords grease, rotary shaft seal, sealing of grease, starved lubrication, test and evaluation method, friction torque, selection of grease Kurzfassung Abstract * Susanne Hahn, geb. Jaekel, M.Sc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-1891-0286 Dipl.-Ing. Simon Feldmeth Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-0018-0710 PD Dr.-Ing. Frank Bauer Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-7799-7628 University of Stuttgart, Institute of Machine Components (IMA) Pfaffenwaldring 9, 70569 Stuttgart, Germany TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 24 Introduction Grease lubrication is often preferred to oil lubrication, because the design effort is lower and a lifetime lubrication can be realised. The sealing of grease on the other hand causes various problems compared to oil sealing. Sealing systems with grease lubrication show starved lubrication much more frequently than oil lubricated systems [1, 2]. Starved lubrication can damage the sealing edge and thus cause a failure of the sealing system and a leakage of the grease. This grease is no longer available for lubricating the machine parts, which can lead to the failure of entire assemblies. Outside the sealing system, wear and leaking grease reveal the damage to the users. The reasons for starved lubrication are multiple and in the focus of current research [3]. Starved lubrication is rather a phenomenon than a parameter that can be evaluated directly. In the field of rolling bearings the lubrication can (e.g.) be estimated by means of the film thickness of the greases [4, 5]. This concept cannot be applied to rotary shaft seals for several reasons. First, the film thickness of rotary shaft seals cannot be measured in operation. Second, the lubrication conditions of seals differ fundamentally from the lubrication conditions in rolling bearings. This concerns e.g.: • the geometry: non-conforming contact (balls) versus conforming contact (angular shape of the sealing edge) • the materials: hard contact (steel on steel) versus soft contact (elastomer on steel) • the replenishment: rollover versus constant position of circumferential sealing edge • the load: Hertzian pressure up to several thousand MPa [6] versus up to a few MPa [7] As starved lubrication in grease-sealing rotary shaft seals cannot be measured directly, it must be studied indirectly through other criteria that indicate the lubrication condition. Narten [8] analysed the influence of the components and environment of a greasesealing system. Test runs were evaluated by means of the temperature of the components of the sealing system, the friction torque, the wear track on the shaft, the seal and the change in the radial load. Sommer [9] analysed the influence of different thickeners and thickener concentrations on grease-lubricated sealing systems. Thereby, he evaluated the friction and the temperature of the sealing system as well as the wear track and the sealing edge. This analysation is well suitable to compare a limited amount of different sealing systems. To analyse and compare the lubrication condition of many different sealing systems, a direct qualitative comparison of different measurement parameters is no more practical. Instead, the most relevant criteria must be identified and the evaluation of the single criteria must be combined in one quantitative and therefore comparable indicator. If the values for this evaluation are gathered with a standardises test run, the lubrication condition of different sealing systems can directly be compared with each other, and the method can be used to select the best lubricating sealing system out of a given selection. This paper presents such a test and evaluation method, that was developed as part of the ‘Fettmangel’-project [3]. The paper focuses specifically on the development of the test and evaluation method. The results obtained by this method were also correlated with various grease properties, e.g. NLGI grade. This correlation is the main topic of a further paper [10]. The test and evaluation method was developed and applied to compare the lubricity of 23 different greases in a sealing system. All greases are commercially available greases with different thickeners, base oils and additives. They have NLGI grades from below the definition (< 000) up to 2-3. In the tests, rotary shaft seals of the form BAU4X2 50x65x8 of the company Freudenberg made of nitrile butadiene rubber (72 NBR 902) were used with needle bearing inner rings of type INA IR45X50X35-EGS as counterfaces. The inner rings have plunge-ground surfaces and their lead-freeness was verified before the tests as described in [11-14]. The rotary shaft seals were named with a continuous number in form of ‘FM123’. As each test run was conducted with a new seal, this number is used to identify the test runs. Test devices The test runs were carried out on a friction torque test rig in Figure 1. The test rig has two independent test units Aus Wissenschaft und Forschung 25 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0028 Figure 1: Friction torque test rig TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 25 that a test run lasts 24 hours. The test runs are carried out without tempering the test rig. Before the test run, approximate 1 ml of the test grease is applied to the shaft by means of a syringe. While the shaft is rotating slowly (Figure 3, left) the grease is put on, until the shaft is completely surrounded by a grease ring (Figure 3, center). The seal is then pushed over this ring as shown in Figure 3 (right), so that the ring is located on the fluid side of the sealing edge. Evaluation criteria Starved lubrication in rotary shaft seals cannot be measured directly but must be assessed indirectly via other criteria. In order to realise a robust evaluation, eight criteria, that proved themselves relevant in the assessment of sealing systems in the past [3], were evaluated for the test runs with the 23 greases. These criteria are described in Table 1 and base on measurements during the test run, a microscopic analysis of the seal and an evaluation of the wear track after the test run. The level of the friction torque and temperature as well as the change in the radial load and the visual impression of the sealing edge do not correlate with the other criteria, therefore these criteria are not further discussed in this work but displayed in [3]. As there are quantitative and qualitative criteria, all criteria are assessed with grades from 1 (very good) to 5 (very bad) so that they can be compared directly with each other. This also allows to finally average all criteria for each test run, so that the test runs can directly be compared with each other. In the following, the evaluation of the single criteria is illustrated on the example of a good and a bad result for each criterion. Figure 4 shows the measurement of the temperature on the air side of the sealing contact for two sealing systems. While Grease 7/ FM048 displays a regular record Aus Wissenschaft und Forschung 26 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0028 whose shafts rotate in opposite directions. The counterface is mounted on a shaft adapter and driven by a servo motor via a belt. The seal in the seal holder is mounted in an aerostatic bearing. Therefore, the friction torque of the sealing system can be evaluated via a load cell on which the seal holder rests. A pyrometer measures the temperature on the air side of the seal, close to the sealing contact. After the test run, the sealing systems are examined for different kinds of damages. The seals are analysed uncleaned and cleaned with a Keyence VHX-1000 digital microscope, using the IMA-Sealobserver ® [15] that not only allows a focused view of the whole sealing lip but also a quantitative measurement of the wear width [16]. The depth and wear width of the wear track on the counterface were investigated with a HOMMEL T8000 roughness measuring device [17]. Test procedure Figure 2 shows the test cycle used for the test runs. The test cycle consists of seven one-hour sections each with ascending circumferential velocities of 0.15...5.5 m/ s and a subsequent standstill period of 1 h. The circumferential velocities were selected on the basis of tests where only wear and no thermal overload was observed [9]. This eight-hour test cycle is repeated three times so 0.15 0.2 0.25 0.5 1.625 2.75 5.5 0 0 1 2 3 4 5 0 1 2 3 4 5 6 7 8 Circumferential velocity [m/ s] Time [h] Figure 2: Test cycle, the eight-hour test cycle is repeated three times during one 24-hour test run Figure 3: Application of the grease ring (left), complete grease ring (center), sliding the seal over the grease ring (right) TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 26 with similar cycles, Grease 17/ FM064 reveals a fluctuating temperature that differs a lot between the single cycles. Figure 5 shows two friction torque curves. The friction torque of Grease 2/ FM035 (top) proceeds as expected: After a short descend of the friction torque at the beginning, it shows only little fluctuation during the first cycle, whereas the second and third cycle have a very smooth friction torque that strongly resembles the first. When the circumferential velocity is increased, the friction torque first rises for a short time until the system has adapted itself on the new conditions. Grease 19/ FM042 (bottom) in contrast shows strong fluctuation with big differences between the single cycles, which indicates changing lubrication conditions during the test run. Aus Wissenschaft und Forschung 27 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0028 Figure 4: Temperature of test runs Criteria Quantitative Qualitative Grade Assessment scale Measurements during the test run Temperature fluctuation x 1 Only small fluctuation, test cycles are similar 5 Strong fluctuation, test cycles differ strongly Friction torque fluctuation x 1 Only small fluctuation, test cycles are similar 5 Strong fluctuation, test cycles differ strongly, outliers Microscopic analysis after the test run Abrasion particles x 1 No abrasion visible on the air side 5 Severe abrasion, sealing lip is not visible under abrasion Grease: visual impression x 1 No discolouration of the grease and no particles are visible in the grease 5 Strong discolouration of the grease, the grease is interspersed with particles, the particles form a solid deposit on the sealing edge Sealing edge: max. wear width x 1 Lowest maximum wear width ( ) 5 Highest maximum wear width ( ) Evaluation of the wear track after the test run Wear track: visual impression x 1 Wear track barely visible without aids 5 Wear track broad and strongly discoloured Wear track: depth x 1 Wear track not recognisable in tactile measurement 2 Wear track recognisable in tactile measurement (roughness smoothing) 3 Minimum measured value ( ) 5 Maximum measured value ( ) Wear track: width x 1 Wear track not recognisable in tactile measurement 2 Wear track recognisable in tactile measurement (roughness smoothing) 3 Minimum measured value ( ) 5 Maximum measured value ( ) Table 1: Evaluated criteria Grease 17 FM064 Criterion Grade Temperature fluctuation 5.0 0 1 2 3 4 5 6 30 40 50 60 70 80 90 100 110 0: 00: 00 8: 00: 00 16: 00: 00 24: 00: 00 Circumferential velocity [m/ s] Temperature [°C] Time [hh: mm: ss] Grease 7 / FM048 Grease 17 / FM064 Circumferential velocity Cycle 1 Cycle 2 Cycle 3 Grease 7 FM048 Criterion Grade Temperature fluctuation 1.0 TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 27 terspersed with particles. It is not clear, if these particles origin from abrasion or/ and from carbonised grease components. A solid deposit layer developed close to the sealing edge. Figure 7 shows the cleaned sealing edge of two systems with a magnification of 200 x. While Grease 2/ FM035 (top) shows only a small sealing edge with a maximum wear width of 0.20 mm, Grease 19/ FM042 (bottom) is broadly worn on a maximum width of 0.71 mm. Aus Wissenschaft und Forschung 28 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0028 Figure 6 shows an optical microscope image at 50x magnification of the sealing edge after the test run in an uncleaned condition. While Grease 2/ FM035 shows no abrasion particles on the air side, a thick layer of abrasion particles on the air side of Grease 19/ FM042 covers parts of the sealing lip. Grease 2/ FM035 (top) has not visibly changed across the test and shows neither discolouration nor particles in the grease, whereas Grease 19/ FM042 (bottom) is in- Figure 5: Friction torque of test runs Criterion Grade Friction torque fluctuation 1.5 Criterion Grade Friction torque fluctuation 4.0 Grease 2 FM035 Grease 19 FM042 Figure 6: Visual impression of the grease after the test run Sealing edge after test run (Magnification 50x) New grease Fluid side Air side Fluid side Air side Abrasion particles Sealing edge Sealing edge Grease Grease 1.00 mm 1.00 mm Grease 2 FM035 Criterion Grade Abrasion particles 1.0 Grease: visual impression 1.0 Grease 19 FM042 Criterion Grade Abrasion particles 4.0 Grease: visual impression 4.0 TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 28 Figure 8 shows a counterface after the test run (top) and a tactile measurement of its surface (bottom). The wear track of Grease 15/ FM061 is barely visible on the counterface and not recognisable in the tactile measurement. Grease 13/ FM053 instead shows a broad and discoloured wear track that is clearly evident in the tactile measurement with a depth of 7.30 µm and width of 0.921 mm. Evaluation of the tested greases Each of the 23 greases was tested in at least one test run in each rotational direction, and the eight criteria were analysed for each test run. The eight grades were then averaged for all test runs, Figure 9. The individual tests (identified by the name of the seal e.g. FM123) were listed in ascending order of mean value. Good grades are highlighted in green whereas bad grades are highlighted in red. The overview over all tests (Figure 9, right) shows significant differences between the single tests. Tests with a good arithmetic mean usually show good results over most criteria whereas greases with a bad arithmetic mean are rated bad in most criteria. As the criteria were evaluated separately from each other, the level of the criteria can differ although the trend of the evaluation remains similar. This is especially visible on the evaluation of criteria 6 (wear track: visual impression) which is rated with rather bad grades. Nonetheless, the rating of the visual impression follows the trend of the Aus Wissenschaft und Forschung 29 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0028 Figure 7: Wear width of the sealing edge after the test run Sealing edge after test run, cleaned (Magnification 200x) Fluid side Air side Fluid side Air side Sealing edge Sealing edge 0,20 mm 1.00 mm 0.71 mm 0.20 mm 1.00 mm Figure 8: Evaluation of the wear track on the counterface after the test run: visual impression (top), tactile measurement (depth and width, bottom) 0 10 20 30 mm µm 0 5 10 Grease 13 Grease 13 Grease 15 Grease 15 Grease 19 FM042 Criterion Grade Sealing edge: max. wear width 4.1 Grease 2 FM035 Criterion Grade Sealing edge: max. wear width 1.3 Grease 15 FM061 Wear track Criterion Grade Visual impression 1.0 Depth 1.0 Width 1.0 Grease 13 FM053 Wear track Criterion Grade Visual impression 5.0 Depth 4.9 Width 5.0 TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 29 sible with a 24-hour test run and the presented test and evaluation method. Nonetheless, at least 2 tests should be run for each grease. Summary and conclusion Starved lubrication is a common problem with grease lubricated rotary shaft seals. As the lubrication condition in seals can’t be measured or evaluated directly with one parameter, an alternative evaluation is needed to compare different greases with each other. Therefore, a test and evaluation method was presented, that helps to evaluate the lubricity of greases and allows to compare different greases with each other. The 24-hour test run and the test components are evaluated on the basis of 8 criteria. A rating of the criteria according to a standardised system allows the direct comparison between qualitative and quantitative criteria and also between the different greases using an overall grease score N. This arithmetic mean of all criteria of all tests per grease provides a Aus Wissenschaft und Forschung 30 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0028 other criteria and the rating of the visual impression of the wear track tends to get worse for a rising arithmetic mean. Tests that were carried out with the same grease usually show similar results, so the results are reproducible. To assess the lubricity of the greases, the arithmetic means of all single grades of all tests with each grease were averaged to the overall grease score N. Figure 10 shows the greases sorted by ascending N. The error bars indicate the lowest and the highest arithmetic mean of the individual test runs. Most greases show reproducible results with only a small fluctuation between the tests, resulting in differences of maximum 0.19 in N. Exceptions are the greases 10, 4 and 17, whose scores differ by 1.4 to 2.9, so that an assessment of starved lubrication is difficult. However, there are clear differences between well lubricating greases with an overall grease score between 1 and 2 and increasingly starved lubricating greases with an overall grease score above 3.5. So, an identification of starved lubricating greases seems pos- Temperature fluctuation Friction torque fluctuation Abrasion particles Grease: visual impression Sealing edge: wear width Wear track: visual impression Wear track: depth Wear track: width Arithmetic mean of grades Seal Grease 1 2 3 4 5 6 7 8 FM063 Grease 16 2.0 2.5 2.0 1.5 1.4 2.0 2.0 2.0 1.9 FM011 Grease 8 3.0 1.8 2.0 1.0 1.1 3.0 2.0 2.0 2.0 FM039 Grease 10 2.5 1.8 3.0 3.0 1.2 3.5 3.0 3.2 2.7 FM017 Grease 10 2.5 2.0 3.0 3.0 1.2 3.5 3.1 3.5 2.7 FM065 Grease 17 4.5 5.0 2.5 2.5 1.8 4.0 2.0 2.0 3.0 FM037 Grease 4 3.5 4.0 3.5 2.0 2.6 3.5 3.2 3.6 3.2 Coloration 5.0 1.0 3.0 ... ... Figure 9: Summary of the grades of all tests 1.1 1.2 1.2 1.3 1.3 1.4 1.4 1.4 1.4 1.4 1.4 1.5 1.5 1.8 1.8 1.9 2.0 3.6 3.8 3.9 4.1 4.5 4.6 1 2 3 4 5 Grease 2** Grease 6 Grease 11 Grease 3 Grease 9 Grease 22 Grease 7 Grease 15 Grease 21 Grease 14 Grease 23 Grease 1 Grease 18 Grease 20 Grease 8** Grease 16 Grease 10** Grease 4** Grease 17 Grease 5* Grease 19 Grease 12 Grease 13 Overall grease score N [-] Min Max Mean * 3 tests averaged instead of 2 ** 4 tests averaged instead of 2 Figure 10: Assessment of the tested greases TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 30 quantitative characteristic of the lubricity of the grease. The evaluation shows considerable differences between the greases and thus allows to differ between well and badly lubricated sealing systems. The presented test and evaluation method allows to analyse and compare the lubricity of greases in sealing systems much faster than it was previously possible. Thanks to the rapid testing and focused evaluation of the relevant criteria, lubricating greases can be tested much more costand resource-efficiently than before. Some of the criteria, e.g. abrasion and condition of the grease or depth and width of the wear track, are not totally independent of each other [18]. Nonetheless, the arithmetic mean value as indicator of the lubrication condition of a sealing system bases on enough different criteria, so that the result is robust against measurement errors or individual outliers. Still, one approach could be to reduce the number of criteria assessed by reducing directly related criteria. It also might be possible to reduce the testing effort with only a minor effect on the overall grease score by dispensing with expensive measurements such as friction torque. Acknowledgements The IGF project 19930 N/ 1 of the Forschungskuratorium Maschinenbau e.V. (FKM) was funded by the AiF as a support of the Industrielle Gemeinschaftsforschung (IGF, Industrial Collective Research) by the Federal Ministry for Economic Affairs and Energy (BMWi) on the basis of a decision by the German Bundestag. References [1] Baart, P.; Lugt, P. M.; Prakash, B.: Review of the lubrication, sealing, and pumping mechanisms in oiland greaselubricated radial lip seals. In: Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part J: Journal of Engineering Tribology, 2009, 223 (3), pp. 347-358. https: / / doi.org/ 10.1243/ 13506501JET473 [2] Narten, M.: Abdichtung von fließfettgeschmierten Getrieben mit Radialwellendichtungen - Reibungsminderung durch Makrostrukturierung der Dichtungsgegenlauffläche. Ph.D. thesis, University of Stuttgart, 2014, ISBN 978-3-936100-53-2. [3] Jaekel, S.; Feldmeth, S.; Bauer, F.: Fettmangel. Vermeidung von Mangelschmierung bei fettabdichtenden Radial-Wellendichtungen. 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Besonders jetzt und in Zukunft, wenn Lager und Getriebe mehr und mehr elektrischen Strömen ausgesetzt sind, müssen Schmierstoffe neue Herausforderungen meistern, um die Bauteile vor diesen neuen Zerstörungsmechanismen zu bewahren. Die Verwendung von Ionischen Flüssigkeiten als elektrisch leitfähige Schmierstoffadditive, um die entstehenden Ströme abzuleiten, wird schon seit längerem intensiv diskutiert und untersucht. Allerdings können die Ionischen Flüssigkeiten durch den vorhandenen Stromfluss chemischen Schaden nehmen, der bisher nicht dokumentiert wurde. Generell bestehen Schmierstoffe in Industrieanwendungen aus einem Grundöl, Additivpaketen und eventuell einem Verdickersystem. Alle diese Bestandteile sind in der Regel Isolatoren und nicht in der Lage entstehende Ströme von Bauteilen abzutransportieren. In diesem Verbundprojekt wurden verschiedene Ionische Flüssigkeiten, mit unterschiedlichen Leitfähigkeiten, definierten elektrischen Strömen ausgesetzt. Hierzu wurde eine neue Bestromungsapparatur entwickelt und aufgebaut, bei der die Ionischen Flüssigkeiten und Modellschmierstoffe verschiedenen Strömen und Temperaturen ausgesetzt werden können. Der Einfluss der unterschiedlichen Bestromungen auf die chemische Zusammensetzung der Ionischen Flüssigkeiten wurde mittels IR-Spektroskopie, Rheologie und Leitfähigkeitsmessungen quantifiziert. Die Ionischen Flüssigkeiten reagieren, je nach chemischem Aufbau, sehr unterschiedlich auf die angelegten Ströme, teilweise werden sie vollkommen zerstört. Schlüsselwörter Ionische Flüssigkeit, Schmierstoffadditive, Bestromung, Leitfähigkeit, Rheologie, IRSpektroskopie Examination of Ionic Liquids exposed to current flow Every year 23 % of the world energy consumption is caused by friction and wear. Especially now and in future bearings and gear boxes will be exposed to electrical currents so lubricants have to prevent the components from new damage mechanism. The usage of Ionic Liquids as conductible lubricant additives is in discussion for a longer period of time, but right now it was not investigated how these liquids could be affect by electrical currents itself. Generally, lubricants in industry are compounded by base oils, additives, and thickeners. All these ingredients are isolators and not able to discharge electrical currents. In these joint research project, different Ionic Liquids with different conductivities have been exposed to defined electrical currents. For that experiments a new current feed setup has been developed, where the liquids and model lubricants were exposed to electrical currents under temperature control. The influence on the liquids by the current feed was chemically quantified by using IR-Spectroscopy, rheology and conductivity measurements. The Ionic Liquids react, depending on their chemical structure, very different on the current feeds, some of them has been destroyed totally. Keywords Ionic Liquid, lubricant additive, current feed, conductivity, Rheology, IR-Spectroscopy Kurzfassung Abstract * Dr. Yasmin Korth, Laborleitung, F&E Susanne Beyer-Faiß, Geschäftsführung, F&E Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-9650-4876 Dr. Tillwich GmbH Werner Stehr Murber Steige 26 72160 Horb-Ahldorf TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 32 Einleitung Im Rahmen des BMBF-Projektes EbiG wurden verschiedene Ionische Flüssigkeiten (IL) auf ihre Fähigkeit als leitfähige Schmierstoffadditive hin untersucht. Um die Leitfähigkeitseigenschaften der ILs und der erstellten Schmierstoffe testen zu können wurden eine eigene Leitfähigkeitsmesszelle und eine Bestromungsapparatur gebaut. Durch die Bestromung konnte eine beschleunigte Alterungsprüfung unter Stromfluss durchgeführt werden. Leitfähigkeitsmesszelle und Bestromungsapparatur Die Leitfähigkeitsmesszelle und die Bestromungsapparatur mit 5 Messplätzen wurden im Unterauftrag des Projektes EbiG durch die Firma inGENIOS entwickelte und aufgebaut. Die Leitfähigkeitsmesszelle hat ein Probenvolumen von 1ml und einen definierten Messbereich von 0-100 µS/ cm, Bild1. Die Bestromung der ILs und Schmierstoffproben erfolgte in einer neu entwickelten Bestromungsapparatur, Bild 2. Der Aufbau der einzelnen Prüftöpfe besteht aus Stahlnäpfchen mit durch PTFE isolierten Edelstahlnetzen als Elektroden, Bild 2. Die Prüfungen können unter Luftsauerstoff und bei verschiedenen Temperaturen durchgeführt werden. Eine konstante Bestromung (Gleichspannung) von 0 -25 V, mit frei wählbarer Polarität, ist einstellbar. Referenzmessungen unter Schutzgas N 2 oder CO 2 sind möglich und sollen in Zukunft erfolgen. Die Prüftöpfe wurden in einen umgebauten Wärmeschrank eingesetzt, bei dem ein konstanter Stromfluss von außen einstellt und gesteuert werden kann, Bild 3. Bestromungsexperimente und chemische Auswertung reiner ILs Mit der in Bild 1 dargestellten Leitfähigkeitsmesszelle wurden die Leitfähigkeiten von verschiedenen ILs, zur Verfügung gestellt vom Projektpartner Iolitec, Ionic Liquids Technologies GmbH, vermessen. Ziel war es, ausgehend von den Leitfähigkeiten und der Verträglichkeit mit den Basisölen und Schmierstoffadditiven, die optimale Zusammensetzung für leitfähige Schmierstoffe zu ermitteln. In Tabelle 1 sind die Leitfähigkeiten der ILs und die unterschiedlichen Viskositäten dargestellt, da sich bei den Bewertungen der Ergebnisse herausgestellt hat, dass beide Eigenschaften im Zusammenspiel einen erheblichen Einfluss haben. Bei den ILs handelte es sich um Flüssigkeiten, die aus phosphor- und stickstoffhaltigen Anionen und Kationen zusammengesetzt sind, teilweise sind fluorierte Gruppen vorhanden. Ausgehend von der Annahme, dass in Lagern, eine Durchschlagsspannung von 10 V zu erwarten ist, wurden die einzelnen Proben bei einen konstanten Stromfluss von 10 V bestromt. Die Temperatur des Ofens wurde auf 40 °C eingestellt, um Umgebungseinflüsse auszuschließen. Aus Wissenschaft und Forschung 33 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0029 Bild 2: Einzelne Bestromungsapparatur und Prüftopf Bild 1: Leifähigkeitsmesszelle entwickelt durch die Firma inGENIOS TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 33 Reaktionen der ionischen Flüssigkeiten auf die Werkstoffe der Bestromungszellen zu erkennen. Durch die Versuche lässt sich sagen, dass die verwendeten Werkstoffe der Prüftöpfe einen erheblichen Einfluss auf die Alterung/ Zersetzungsprodukte der ionischen Flüssigkeiten haben, auch der Einfluss der Polung wird deutlich, Bild 3, 4. Da der stärkste Einfluss der Polung auf die Leitfähigkeit bei der Anordnung Topf Kathode und Netz Anode zu be- Aus Wissenschaft und Forschung 34 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0029 Um die optimalen Einstellungen für die Bestromung zu ermitteln, wurden zunächst die die Prüftöpfe mit den beiden leitfähigsten ILs (4,5) befüllt und die Proben bei unterschiedlicher Polung 24h bei 40 °C und 10 V bestromt. Tabelle 2 zeigt die Auswertung der Leitfähigkeiten vor und nach der Bestromung: Die Abnahme der Leitfähigkeiten ist je nach Polung sehr verschieden, auch optisch sind die unterschiedlichen ! " # $ % Tabelle 1: Leitfähigkeits- und Viskositätswerte der ILs $ & $ % $ % Tabelle 2: Leitfähigkeitswerte der ILs vor und nach Bestromung Bild 3: Prüftöpfe und ILs 4,5 nach der Bestromung (24 h) Polung, Topf Anode und Netz Kathode Bild 4: Prüftöpfe und ILs 4,5 nach der Bestromung (24 h) Polung, Topf Kathode und Netz Anode Bild 5: Prüftopf und IL 5 nach 24 h, 10 V Bestromung und 40 °C obachten ist, wurden im Anschluss Langzeitversuche mit dieser Polung durchgeführt. Aufgrund der rostroten Färbung der ionischen Flüssigkeiten in Bild 4 wurde das Experiment mit der IL5 wiederholt und chemisch bewertet. Nach einer Bestromung mit 10 V für 24 h und bei 40 °C zeigte sich im Prüftopf ein rostroter Belag, Bild 5. Die IL war ebenfalls rötlich verfärbt. Daraufhin wurde der TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 34 Belag mittels ICP-OES spektroskopisch untersucht, Tabelle 3. Die zusätzliche Analyse des Belages mittels EDX bestätigte, dass es sich dabei um Rost handelt. Offensichtlich kann, abhängig von der IL und deren Zersetzungsprodukten, Korrosion an der Prüfzelle erzeugt werden. Die Bildung von Korrosion hängt mutmaßlich mit der chemischen Struktur der ILs zusammen, da nur die fluorhaltigen ILs dieses Ergebnis zeigen. Um die Prozesse während der Bestromung näher zu bestimmen wurden die beiden leitfähigsten ILs (4,5) einem Langzeittest von 288 h Stunden unterzogen. Bild 6 zeigt die Prüftöpfe nach 288 h mit und ohne die ILs. Es ist eine deutliche Verfärbung der Flüssigkeiten und Korrosion in den Prüftöpfen zu erkennen. Zur genaueren Analyse der chemischen Vorgänge wurden IR-Spektren der ILs aufgenommen. Beide ILs haben dasselbe Anion aber unterschiedliche Kationen. Bei der Analyse der IR-Spektren zeigt sich, dass vorwiegend das Anion gespalten wird und sich Aminverbindungen bilden, Bild 7, 8. Bei den IR-Spektren der IL 5 zeigt sich die Zersetzung wesentlich deutlicher, was auch schon an den Bildern in Bild 6 zu erkennen war, Bild 8. Die höhere Leitfähigkeit der ILs 4,5 ist Großteils bedingt durch die fluorierten, polaren Anionen. Durch die geringere Viskosität, Tabelle1, der IL5 im Vergleich zu IL4 ist eine schnellere Ionenwanderung im Stromfeld möglich und dadurch die Zersetzungswirkung und die Korrosion stärker ausgeprägt. Die Bestromungsversuche der IL 1, 2, 3 und 4 zum Vergleich Aus Wissenschaft und Forschung 35 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0029 ! " # ! $ % & " ' # ! ' ( #) * + + ( ( #) * ) ( #) * + + Tabelle 3: Elementgehalte aus der ICP-Messung Bild 7: IR-Spektren IL4 bestromt 288 h Bild 6: Prüftöpfe nach 288 h Bestromung, links IL4, rechts IL5 TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 35 Bild 9 zeigt die Prüftöpfe nach dem Experiment und die dazugehörigen Flüssigkeiten. Aus Wissenschaft und Forschung 36 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0029 für 216 h, 10 V und 40 °C vervollständigen die Experimente mit reinen ILs. Bild 8: IR-Spektren IL5 bestromt 288 h Bild 10: IR-Spektren IL3 unbestromt und bestromt 216 h Bild 9: Prüftöpfe und ILs 1- 4 nach 216 h Bestromung TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 36 Exemplarisch sind in Bild 10 die IR-Spektren der IL3 gezeigt. Wieder ist eine beginnende Zersetzung zu erkennen, die aber wesentlich weniger stark ausgeprägt ist als zuvor. Beim Vergleich der Leitfähigkeiten der ILs 1-4 während des Experiments wird deutlich, dass eine Veränderung der Struktur sehr wahrscheinlich ist, Bild 11, da bei allen ILs eine Verringerung der Leitfähigkeit zu beobachten ist. Dazu passen auch die gemessenen Viskositätswerte, Bild 12. Die Viskositäten aller ILs nehmen über den Bestromungszeitraum ab, diese Abnahme ist nicht auf die rheologischen Eigenschaften der ILs, annähernd Newtonsches Verhalten, Bild 12, zurückzuführen. Offensichtlich findet während des Stromeinflusses eine Umlagerung, bzw. teilweise Zersetzung der ILs statt, die sich durch die gesunkenen Leitfähigkeits- und Viskositätswerte ergänzend zur optischen Begutachtung und den IR-Spektren nachweisen lässt. Bestromungsexperimente und chemische Auswertung an Modellschmierstoffen Als erster Modellschmierstoff wurde die IL4 (5 %) mit einem PAO gemischt. Eine Leitfähigkeit konnte nicht bestimmt werden. Optisch war eine Mischbarkeit zu erkennen. Die Bestromung bis zu 288 h zeigte optisch keine Veränderung, Bild 13. Es sind allerdings Strommarken am Boden des Topfes zu erkennen. Die Viskosität ist innerhalb der Messgenauigkeiten nicht verändert zu der des PAO. Allerdings zeigt sich in den IR-Spektren eine Abnahme der Banden, die der IL4 zugeordnet werden können. Das deutet daraufhin, dass die Aus Wissenschaft und Forschung 37 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0029 Bild 12: Viskositäten der ILs 1-4 nach unterschiedlichen Bestromungszeiten und die gemessenen Scherviskositäten der ILs im Originalzustand Bild 11: Leitfähigkeitswerte der ILs 1-4 nach unterschiedlichen Bestromungszeiten TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 37 Flüssigkeiten sind teilweise türkis verfärbt, was wahrscheinlich auf eine chromophore Wechselwirkung zwischen den spezifischen, chemisch sehr ähnlichen Estern (4,5) und dem stickstoffhaltigen Kation der IL4 zurückzuführen ist, eine konkrete Klärung steht noch aus. In den Töpfen sind eindeutige Bestromungsmarken zu erkennen, Bild 15. Der Vergleich der Viskositäten vor und nach dem Experiment zeigt, dass hier kein Einfluss durch den Strom innerhalb der Toleranzen zu erkennen ist, Bild 16. Aus Wissenschaft und Forschung 38 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0029 IL während des Experiments den Strom abgeleitet hat und dabei „verbraucht“ wurde, Bild 14. Weitere Modellschmierstoffe wurden aus Mischungen verschiedener Ester-Basisöle mit den ILs 4,5 (5 %) hergestellt. Bei diesen polaren Basisölen konnten messbare Leitfähigkeiten ermittelt werden, Tabelle 4. Die erzeugten Leitfähigkeiten hängen offensichtlich stark mit der Viskosität der Basisöle zusammen. Die Bestromung erfolgte für 144 h, 40 °C und 10 V. Die Bild 13: Prüftopf vor und nach 288 h Bestromung, PAO + 5 % IL4 Bild 14: IR-Spektren PAO+5 % IL4 bestromt 288 h ( ' ( ' * ( ' % ! ( ' % ! ( ' $ ! ( ' + ! Tabelle 4: Leitfähigkeiten der Mischungen verschiedener Ester mit IL4/ 5 TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 38 Bei der Auswertung der IR-Spektren der Mischungen aus verschiedenen Estern mit der IL4 kommt es häufig zu einer Überlagerung der Banden, was eine Auswertung erschwert. Eine Abnahme der IL4 ist lediglich bei der Mischung Ester 6 mit IL 4 deutlich zu erkennen, Bild 17. Ergebnisse Die Bewertung der Ergebnisse zeigt, dass die Bestromungsapparatur zuverlässig eine beschleunigte Alterung unter Stromfluss erzeugt. Je nach chemischer Zusammensetzung der ILs ist eine Spaltung der chemischen Struktur, hier vorwiegend der Anionen möglich. Die ent- Aus Wissenschaft und Forschung 39 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0029 Bild 15: Prüftöpfe nach der Bestromung von verschiedenen Mischungen aus Esterölen und IL4, 5 Bild 17: IR-Spektren Ester 6+5 % IL4 bestromt 144 h Bild 16: Viskositätswerte der verschiedenen Mischungen aus Esterölen und IL4, 5, vor und nach der Bestromung TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 39 sind die chemische Struktur der ILs deren Viskosität und vor allem die ausreichende Mischbarkeit limitierende Faktoren für den Einsatz. Danksagung Den Projektpartnern für die gute Zusammenarbeit. Dem BMBF für die Förderung durch das PtJ im Rahmen des Projektes EPiG, Förderkennzeichen 03XP0220A. Literatur 1) Phosphonium-based Ionic Liquids and their application in Separation of dye form aquous solution, ARPN Journal of Engineering and Applied Sciences, VOL. 11, NO. 3, 2016 2) Physicochemical Properties of Long Chain Alkylated Imidazolium Based Chloride and Bis(trifluoromethanesulfonyl)imide Ionic Liquids, J. Chem. Eng. Data, 62, 3084−3094, 2017 3) Vibrational Spectroscopy of Ionic Liquids, Chem. Rev., 117, 7053−7112, 2017 4) Applications of phosphonium-based ionic liquids in chemical processes, Review, Iranian Chemical Society, Springer, 2020 Aus Wissenschaft und Forschung 40 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0029 standenen Reaktionsprodukte können zu Korrosion an Stahloberflächen führen. Dabei ist die Korrosionsneigung stark abhängig von der chemischen Zusammensetzung der ILs. In dem hier gezeigten Bespielen kann nur Korrosion mit fluorhaltigen ILs erzeugt werden. Bei allen bestromten ILs zeigt ein Zusammenhang der Leitfähigkeit und der Viskosität, was auf eine schnellere Ionenwanderung bei niedriger Viskosität zurückzuführen ist, dadurch wird auch die elektrochemische Stabilität in der Anwendung beeinflusst. Die Viskositäten und Leitfähigkeiten der ILs nehmen während der Experimente ab, was auf die Umlagerung und teilweise Zersetzung der ILs zurückzuführen ist. Bei der Zugabe der zweit leitfähigsten IL4 zu PAO zeigt sich, dass die IL trotz nicht messbarer Leitfähigkeit die stromableitende Funktion erfüllt und keine Korrosion bei dieser Konzentration aufweist. Auch bei der Zugabe der ILs 4/ 5 zu verschiedenen Ester-Basisölen zeigt sich ein Stromabfluss durch Bestromungsmarken und aufgrund der höheren Polarität der Basisöle auch eine messbare Leitfähigkeit. Wieder ist keine Korrosion erkennbar. Ganz offensichtlich können ILs zu einer Steigerung der Leitfähigkeit von Schmierstoffen betragen, allerdings TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 40 1 Einleitung Steckverbindungen dienen nach wie vor zur physischen Vernetzung von elektrischen Komponenten und Modulen in Fahrzeugen. Dabei nimmt die Relevanz der Sicherheit dieser Verbindungen im Hinblick auf den zunehmenden Anteil an elektrischen Fahrzeugen im Straßenverkehr Aus Wissenschaft und Forschung 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0030 Vergleichende Untersuchung der Verschleißbilder von Steckverbindern aus Reibverschleiß- und Vibrationsprüfungen mit unterschiedlichen Prüfrichtungen Dirk Hilmert, Kevin Krüger, Jian Song* Eingereicht: 22.9.2021 Nach Begutachtung angenommen: 8.12.2021 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Im Rahmen dieser Studie werden die Verschleißbilder von ausgewählten Prüflingen des gleichen Typs aus Reibverschleiß- und Vibrationsprüfungen miteinander verglichen. Die Anregungsrichtungen sind dabei sowohl bei den Vibrationsprüfungen, als auch bei den Reibverschleißprüfungen nicht nur auf die Steck- und Ziehrichtung begrenzt, sondern werden auch in den dazu orthogonalen Richtungen betrachtet. Anschließend werden verschiedene Messmethoden angewandt, um etwaige Gemeinsamkeiten oder Unterschiede zwischen dem auftretenden Verschleiß der jeweiligen Prüfmethoden festzustellen. Dabei zeigen sich bei den jeweiligen Prüfungstypen grundsätzlich unterschiedliche kritische Richtungen hinsichtlich des Verschleißes. Ebenfalls wird deutlich, dass die von außen induzierte Anregung beim Reibverschleißprüfstand insgesamt ein stärkeres Verschleißbild liefert als die Vibrationsprüfung. Eine Übertragbarkeit zwischen der erzwungenen und der durch Leitungsbewegung angeregten Amplitude ist daher aktuell jedoch nicht direkt möglich, da im realen Anwendungsfall eine Überlagerung von mehreren Bewegungen vorliegt. Schlüsselwörter Reibverschleiß, Vibration, Richtungsabhängigkeit, elektrische Kontakte, Silberbeschichtung, Konfokalmikroskopie Comparative study of connector wear patterns from fretting wear and vibration tests with different test directions In this study a comparison between the wear patterns of electrical connectors resulting from two different test types, namely fretting corrosion test and vibration test, is conducted. In both tests, the excitation directions include the mating direction as well as the orthogonal directions corresponding to the mating direction. Different measurement techniques are used to identify similarities and differences between the wear resulting from these test types. The results show fundamentally different critical directions with regard to wear for the respective test types. Furthermore, it is shown that the induced movement of the fretting tests lead to a higher degree of wear than the vibration tests. Also, it is not adequately possible to establish a direct relationship between the induced movement and the excitation amplitude caused by the attached wires since there is a superposition of several movements in the case of real applications. Keywords Fretting wear, Vibration, Directionality, Electrical Contacts, Silver Coating, Confocal Microscopy Kurzfassung Abstract * Dirk Hilmert, M.Sc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-3918-0788 Kevin Krüger, M.Sc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-9892-5674 Prof. Dr.-Ing. Jian Song Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-7627-9824 Technische Hochschule Ostwestfalen-Lippe, Campusallee 12, 32756 Lemgo TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 41 zum Einsatz kommen, wirken von außen angeregte Schwingungen unterschiedlich auf die Steckverbinder ein. Ebenso ist der Einfluss des Kabels auf die Mikrobewegungen ein relevanter Faktor. Um dies weiterführend zu untersuchen, werden Lebensdauerprüfungen durch Reibverschleiß- und Vibrationstests durchgeführt. Dazu werden Kupferkontakte mit einer Silberschicht in einem Reibverschleißprüfstand sowie auf einem Shaker eingespannt und in je drei Achsen belastet. In Anlehnung an den Technischen Leitfaden 0214 (TLF 0214) des ZVEI, welcher aus Prüfvorschiften für Kfz-Steckverbinder von Automobilherstellern und Zulieferern entstanden ist [2], werden dazu für die Vibrationsprüfung die Richtungen X, Y und Z definiert, wie in Bild 1 dargestellt ist. Die X-Richtung stellt dabei die Belastung in der Steckrichtung dar. Für die Reibverschleißprüfungen werden die Messerseiten der Steckverbinder an einer festen Einspannung fixiert und die Lamellenseiten mit einem Voice-Coil Motor bewegt. Durch eine Einspannung des Leitungscrimps in der Richtung 1, welche identisch mit der X-Richtung der Vibration ist, wird eine Bewegung in der Steckrichtung hervorgerufen. Die Einspannung am elektrischen Leiter, wie im rechten Teil von Bild 2 dargestellt, führt Aus Wissenschaft und Forschung 42 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0030 und das steigende Level an autonomen Fahrerassistenzsystemen stetig zu. Je nach Einbauort treten dabei unterschiedliche thermische Beanspruchungen und Vibrationsbelastungen auf, welchen die Steckverbinder ausgesetzt sind. Daher werden neben den hauptsächlich verwendeten Steckverbindern mit Zinnbeschichtung nun vermehrt Steckverbinder mit einer Edelmetallschicht aus Silber oder Gold verwendet. Diese Beschichtungen schützen bei einer ausreichenden Schichtdicke das Basismaterial sowohl vor dem Kontakt mit der Atmosphäre, als auch vor der Diffusion von Gasen und verhindern somit eine Oxidation des Steckverbinders [1]. Daher ist der Verschleiß der Edelmetallschutzschicht bis hin zum Durchrieb für Steckverbinder mit einer Silberbeschichtung besonders relevant. Zur sicheren Auslegung und Überprüfung der Eigenschaften von Steckverbindern existieren bereits Prüfvorschriften und Normen [2]. In diesen werden für Steckverbinder in Fahrzeugen Vibrationsprüfungen in drei Achsen vorgeschrieben, um die während des Betriebs auftretenden Belastungen abzubilden. Obwohl auch Ausfälle durch pendelnde Bewegungen beobachtet werden können, wird in der Literatur hauptsächlich die eigentliche Steckrichtung betrachtet [3-6]. Zwar sind hierzu bereits erste Studien durchgeführt worden [7], jedoch werden die dazu orthogonal liegenden Richtungen in der Literatur meist vernachlässigt. Daher fehlen hier weitere Erkenntnisse, welche die Effekte der Bewegungsrichtungen auf das Verschleißverhalten beschreiben. Die unterschiedlichen Beschichtungssysteme [4, 8] und die auftretenden Reibregime [3, 9] sind dahingegen bereits vielfach untersucht worden. Auch die Einflüsse von Temperatur [10] und Luftfeuchtigkeit [11] sind bereits analysiert worden, welche für diese Untersuchung jedoch nicht gesondert betrachtet werden. 2 Theorie Reibrichtungen Da Steckverbinder in Fahrzeugen und elektrischen Maschinen in diversen Einbaupositionen und Einbaulagen Bild 1: Darstellung der Anregungsrichtungen X, Y und Z am Shaker nach TLF 0214 [2] Bild 2: Beispielhafte Darstellung der unterschiedlichen Einspannungen an der Lamellenseite am Reibverschleißprüfstand TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 42 zu einer rotatorischen Bewegung der Kontaktpartner zueinander. Dabei wird eine Drehung um die Achse 3, welche der Z-Achse der Vibration gleicht, als Richtung 6 definiert. Eine Rotation um die Achse 2, welche identisch mit der Y-Achse der Vibrationsprüfung ist, wird als Richtung 5 bezeichnet. Relativbewegung Durch die Art der Einspannung ergeben sich verschiedene Relativbewegungen, woraus folglich auch ein unterschiedlicher Verschleiß zu erwarten ist. Um diese Bewegungen näher zu betrachten, sind in Bild 3 theoretische Annahmen dargestellt. Dabei stellt die Richtung 1 das Reibverhalten in der Steck- und Ziehrichtung dar und die Kontaktpartner werden in dieser Ebene translatorisch zueinander bewegt. Die Richtung 6 ist ebenfalls mit einer Bewegung in der 1/ 2-Ebene abgebildet, jedoch werden hier die Kontaktpartner quer zur Kontaktfläche bewegt. Hieraus ergibt sich eine pendelnde, rotatorische Bewegung um den Kontaktpunkt. In der Richtung 5 erfolgt die Bewegung hingegen orthogonal zur 1/ 2-Ebene in der 1/ 3-Ebene und die Kontakte werden auf und ab bewegt. Dabei bleibt das Messer starr, was zu einer Aufweitung der Lamellen und einer Rollbewegung der Kontaktpartner aufeinander führt. Somit werden jeweils unterschiedliche Bewegungen durch die Anregung von außen erzwungen. Dies lässt ein unterschiedliches Gleitverhalten je Richtung erwarten, wodurch auch die Verschleißbilder variieren sollten. Im Gegensatz zu den Reibverschleißprüfungen, bei welchen die Bewegungen gezielt in verschiedenen Richtungen erzwungen werden, ist dies bei der Vibrationsprüfung nicht direkt möglich. Zwar werden die Steckverbinder so auf den Shaker aufgebracht, dass die Vibrationsrichtung jeweils in der entsprechenden Achse liegt, jedoch wird hier erwartet, dass sich eine Überlagerung der Relativbewegungen der Kontaktpartner bildet und nicht unmittelbar nur eine einzelne Relativbewegung erzeugt wird. 3 Testbedingungen Für die Untersuchungen werden Steckverbinder aus einer Kupferlegierung genutzt, welche messerseitig mit Aus Wissenschaft und Forschung 43 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0030 Bild 3: Darstellung der Bewegungsrichtungen der Reibverschleißprüfung TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 43 Die Vibrationsprüfungen entsprechen ebenso den Vorgaben des TLF 0214. Da die Steckverbinder für die Vibrationsklasse V4 freigegeben sind, werden die Prüfungen dementsprechend durchgeführt. So durchlaufen die Prüflinge für 22 h ein Gleitsinusvibrationsprofil von 100 bis 440 Hz mit einer Frequenzänderung von einer Oktave pro Minute. Dabei wird sowohl während der Vibrationsprüfungen, als auch bei den Reibverschleißprüfungen der elektrische Widerstand kontinuierlich gemessen und gespeichert. Die maximale Schwingweite des Shakers beläuft sich bei diesen Prüfungen dabei auf 500 µm vom unteren zum oberen Spitzenwert und tritt bei der niedrigsten Frequenz von 100 Hz auf. Die Relativbewegung der Steckverbinder zueinander unterscheidet sich hier jedoch von der maximalen Schwingweite und ist noch nicht weiterführend in diesem Forschungsprojekt untersucht. Für die Reibverschleißprüfungen wird das Mantelmaterial vom elektrischen Leiter in einem Abstand von 2 mm zum Isolationscrimp abisoliert. In der Richtung 1 werden die Kontaktpartner jeweils am Leitungscrimp fixiert in den Prüfstand eingespannt. Dadurch sind eine direkte Krafteinleitung und somit die Relativbewegung der Kontaktpartner möglich. In den Richtungen 5 und 6 werden hingegen die Steckverbinder an der Lamellenseite am abisolierten elektrischen Leiter eingespannt, wodurch die Flexibilität des Kabelstranges abgebildet werden soll. Bei den Vibrationsprüfungen werden die Steckverbinder in die entsprechenden Gehäuse eingebracht und auf Prüfplatten montiert. Ausgehend vom TLF 0214 werden die elektrischen Leitungen mit einem Abstand von 100 mm nach dem Ende des Steckergehäuses fixiert, sodass auch hier die Leitungen frei schwingen können, wie in Bild 5 dargestellt ist. 4 Ergebnisse der Untersuchung Bei den Reibverschleißprüfungen erreichen alle geprüften Kontakte die geforderte Laufzeit von 100.000 Zyklen ohne elektrischen Ausfall. Ebenso wird bei den Vibrationsprüfungen keine Überschreitung des Grenzwerts von 300 mΩ festgestellt. Zum Vergleich der Schwingungsrichtungen wird daher der gemittelte Anfangswiderstand herangezogen. Für die untersuchten Steckverbinder beträgt dieser 3,0 mΩ. Im „Worst Case“ erhöht sich dieser während der Prüfungen um 1,4 mΩ wodurch ein maximaler Widerstand von 4,4 mΩ vorliegt. Im Anschluss an die jeweiligen Prüfungen wird der Verschleißzustand der Kontakte analysiert. Hierzu werden die Kontakte geöffnet und zunächst optisch mittels digitalem Lichtmikroskop analysiert. Für eine bessere Vergleichbarkeit bei den nachfolgenden Untersuchungen werden für diese Studie jedoch nur die Messerseiten betrachtet. Aus Wissenschaft und Forschung 44 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0030 einer etwa 5,5 µm dicken Silberschicht auf einer ca. 2,2 µm dicken Nickelschicht beschichtet sind. Die Kontakt-/ Messerbreite beträgt dabei 2,8 mm. Auf der Lamellenseite sind die Kontakte mit einer etwa 4 µm Silberschicht beschichtet und der Kontaktradius beträgt 2 mm. Dabei ist der Kontakt mit vier Lamellen pro Seite ausgeführt und die Kontaktkraft beträgt 1 N. Die Einstecktiefe der Kontakte beträgt ca. 6 mm, woraus eine Kontaktüberdeckung von 2 mm resultiert. Die Reibverschleißprüfungen werden auf Prüfständen mit Voice-Coil Motoren durchgeführt, wie in Bild 4 dargestellt, welche einen Hub mit einer Amplitude von 50 µm aufbringen. Die Frequenz beträgt 1 Hz und die Versuche werden bei einer Umgebungstemperatur von 20 bis ca. 23 °C durchgeführt. Diese Parameter orientieren sich dabei an dem Technischen Leitfaden 0214 (TLF 0214) des ZVEI, welcher aus Prüfvorschiften für Kfz-Steckverbinder von Automobilherstellern und Zulieferern entstanden ist [2]. Ebenso ist das Abbruchkriterium der Prüfungen im Leitfaden definiert. So werden die Prüfungen abgebrochen, sobald ein Widerstandswert von 300 mΩ überschritten oder 100.000 Zyklen erreicht worden sind. Bild 5: Fixierung der Steckverbinder in Z-Richtung auf dem Shaker Bild 4: Schematische Einspannung eines Steckverbinders am Reibverschleißprüfstand in Richtung 6 TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 44 In Bild 6 sind exemplarische Verschleißbilder von Messern aus den Reibverschleißprüfungen dargestellt. Hier wird deutlich, dass die Verschleißflächen der Proben der Richtung 1 einen höheren Verschleiß aufweisen als die der Proben aus den Richtungen 5 und 6. Dabei ist die Ausdehnung größer ausgeprägt und stellenweise ist bereits optisch Durchrieb sichtbar. In Richtung 5 und 6 sind bei den Proben ebenfalls Verschleißspuren zu erkennen, jedoch sind hier die eigentlichen Verschleißflächen kleiner ausgeprägt. Darüber hinaus sind hier noch keine Anzeichen eines Durchriebs zu erkennen und die Schichten wirken zunächst intakt. Anschließend an diese erste optische Untersuchung werden Röntgenfluoreszenzanalysen der Steckverbinder durchgeführt. Dabei wird die Oberfläche der Kontaktpunkte mittels primärer Röntgenstrahlung angeregt. Hierdurch lösen sich kernnahe Elektronen der Atome und werden durch Valenzelektronen der äußeren Schalen besetzt. Durch diesen Prozess geben die einrückenden Elektronen einen Teil ihrer Energie in einer elementspezifischen Röntgenfluoreszenzstrahlung ab, welche dann den jeweiligen Elementen spezifisch zugeordnet werden kann. Somit kann das Schichtsystem über die Häufigkeit der auftretenden Fluoreszenzstrahlungswerte analysiert werden. Die Ergebnisse hierzu sind in Tabelle 1 zusammengefasst. Neben dem Mittelwert (Mw) und der Standardabweichung (Stabw) wird hier auch der Minimalwert abgebildet, um eine erste Einschätzung der Tiefe der Kontaktstellen zu erhalten. So ist zu erkennen, dass in der Richtung 1 die Silberschicht der Proben von anfänglichen 5,5 µm auf 1,49 µm im Mittel und auf minimal 1,07 µm reduziert ist. Auch bei den Proben in der Richtung 6 ist ein Verschleiß der Silberschicht zu erkennen. Hier ist der Mittelwert auf 4,21 µm reduziert mit einem Minimalwert von 1,99 µm. In der Richtung 5 ist ebenfalls ein Verschleiß der Silberschichtdicke der Proben zu erkennen, jedoch liegt hier der Minimalwert bei 3,91 µm und der Mittelwert nahezu beim Anfangswert. Somit ist bei der Röntgenfluoreszenzanalyse kein direkter Durchrieb der Silberschicht zu erkennen. Jedoch ist hier zu beachten, dass aufgrund der Kollimatorgröße von 0,1 mm stets ein Mittelwert bei der Messung über den Messpunkt gebildet wird. Somit können einzelne, lokal begrenzte Vertiefungen nicht ermittelt werden. Dennoch gibt die Schichtdickenanalyse bereits Aufschlüsse über den Zustand der Steckverbinder. So kann bereits die Richtung 1 für die Reibverschleißprüfungen als kritischer angesehen werden, als die Richtungen 5 und 6. Im Vergleich hierzu sind in Bild 7 die Kontaktflächen von Steckverbindern aus den Vibrationsprüfungen abgebildet. Hier zeigt sich im Vergleich zu den Steckver- Aus Wissenschaft und Forschung 45 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0030 Bild 6: Exemplarische Kontaktflächen der Messer aus den Reibverschleißprüfungen Schichtdickenmessung Reibverschleißprüfung Richtung 1 Richtung 5 Richtung 6 Neuteil Ag [µm] Mittelwert 1,49 5,11 4,21 5,53 Standardabweichung 0,44 0,55 1,54 0,16 Minimalwert 1,07 3,91 1,99 5,30 Tabelle 1: Schichtdickenwerte der Messer aus den Reibverschleißprüfungen Richtung 1 Richtung 5 Reibverschleißprüfung Richtung 6 Mittelwert Standardabweichung Minimalwert Neuteil 5,53 0,16 5,30 TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 45 skopie durchgeführt. Einige dieser Untersuchungen sind mittels 3-D-Darstellung in Bild 8 dargestellt. Hier zeigt sich, dass bei den Reibverschleißprüfungen ein stärkeres Verschleißbild zu erkennen ist, als bei den Vibrationsprüfungen. Ebenso wird deutlich, dass die Proben der Richtung 1 der Reibverschleißprüfung den stärksten Verschleiß aufweisen, aber auch bei den Proben in der Richtung 6 ist eine eine ausgeprägte Kontaktfläche erkennbar. Dahingegen sind bei den Proben der Richtung 5 die äußeren Abmaße der Kontaktfläche ebenfalls erkennbar, jedoch sind die Kontaktflächen nicht so tief ausgeprägt. Hierzu sind in Tabelle 3 die Messdaten aufgeführt. Auffällig ist, dass bei den Proben der Richtung 1 eine Vertiefung von ca. 7,11 µm im Mittel vorliegt, womit die Silberschicht hier bereits durchgerieben ist und auch die Nickelschicht nahezu gänzlich verschlissen ist. Bei den Proben der Richtung 6 ist, wie bereits in der 3-D-Darstellung zu erkennen, ebenfalls ein gewisser Verschleiß vorhanden, welcher jedoch noch nicht in einem Durchrieb resultiert. Die Proben der Richtung 5 sind im Vergleich hierzu noch weniger verschlissen und die Vertiefung beträgt ca. 1,28 µm im Mittel. Ebenfalls fällt auf, dass die Ausdehnung der Verschleißfläche der Proben in der Richtung 1 in der Länge nahezu doppelt so groß ist, wie in den Richtungen 5 und 6, die Breiten jedoch relativ ähnlich zueinander sind. Bei den Prüflingen der Vibrati- Aus Wissenschaft und Forschung 46 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0030 bindern aus den Reibverschleißprüfungen ein optisch geringerer Verschleiß. Ebenfalls fällt auf, dass hier die Proben der Z-Richtung einen größeren Verschleiß aufweisen als die Proben der X-Richtung und auch die Kontaktflächen der Proben der Y-Richtung erscheinen teilweise deutlicher ausgeprägt, als in der X-Richtung. Die Analyse der Schichtdicken mittels Röntgenfluoreszenzanalyse in Tabelle 2 bestätigt das optisch abgeleitete Verschleißverhalten. So sind die Restschichtdicken der Proben in der X-Richtung im Vergleich zum Neuteil im Mittel nur wenig verändert, was sich mit dem optischen Schadensbild deckt. Auch in der Y-Richtung ist nur eine geringe Änderung bei den Proben zu erkennen, jedoch ist in der Z-Richtung eine deutlichere Änderung der Silberschicht der Proben zu verzeichnen. Hier ist die Schicht im Mittel noch mit 3,7 µm Silber messbar und im Minimalwert bei 2,33 µm. Dies stimmt auch mit dem Verschleißbild der optischen Untersuchung überein. Somit sind für die Vibrationsprüfung eher die Ybzw. die Z-Richtung als kritischer einzustufen, als die X-Richtung. Um diese Verschleißbilder weiterführend auf potenziellen Durchrieb bzw. hinsichtlich des Verschleißes zu untersuchen, werden Messungen mittels Konfokalmikro- Bild 7: Exemplarische Kontaktflächen der Messer aus aus den Vibrationsprüfungen Schichtdickenmessung Vibrationsprüfung X-Richtung Y-Richtung Z-Richtung Neuteil Ag [µm] Mittelwert 5,45 5,41 3,70 5,53 Standardabweichung 0,23 0,29 1,27 0,16 Minimalwert 5,23 5,15 2,33 5,30 Tabelle 2: Schichtdickenwerte der Messer aus den Vibrationsprüfungen X-Richtung Y-Richtung Vibrationsprüfung Z-Richtung Neuteil 5,53 0,16 5,30 TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 46 onsprüfungen ist in der 3-D-Darstellung zu erkennen, dass bei den Proben in der X-Richtung keine eindeutigen Kontaktstellen abgrenzbar sind. In der Y-Richtung sind die Kontaktstellen der Proben hingegen deutlicher ausgeprägt und bei den Proben in der Z-Richtung mit einer wesentlichen Vertiefung zu erkennen. Diese Vertiefung ist dabei ca. 2,7 µm tief ausgeprägt, wobei noch kein Durchrieb der Silberschicht vorliegt. In der Y-Richtung ist dazu bei den Proben ein Tiefenwert von ca. 0,8 µm festgestellt worden, womit sich auch die Ergebnisse der optischen Untersuchung und der Schichtdickenanalyse decken. Bei den Proben in der X-Richtung kann lediglich eine Tiefe von weniger als 0,3 µm festgestellt werden, wobei jedoch die Rauheit der Oberfläche stellen- Aus Wissenschaft und Forschung 47 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0030 Reibverschleißprüfung Vibrationsprüfung Richtung Länge [µm] Breite [µm] Tiefe [µm] Richtung Länge [µm] Breite [µm] Tiefe [µm] 1 Mw 825 267 7,11 X Mw Nicht eindeutig abgrenzbar < 0,3 Stabw 237 47 1,44 Stabw 5 Mw 449 207 1,28 Y Mw 184 101 0,80 Stabw 223 87 0,57 Stabw 76 23 0,37 6 Mw 422 215 2,85 Z Mw 256 123 2,70 Stabw 153 59 1,42 Stabw 147 47 1,99 Ergebnisse der Konfokalmikroskopie Tabelle 3: Ausdehnung von Kontaktstellen der Messeraus den Reibverschleiß- und Vibrationsprüfungen Bild 8: 3-D-Darstellung von Kontaktstellen der Messeraus den Reibverschleiß- und Vibrationsprüfungen Reibverschleißprüfung 1 X 5 Y 6 Z Optischer Vergleich mittels Konfokalmikroskopie Vibrationsprüfung Tiefe [µm] 7,11 1,44 1,28 0,57 2,85 1,42 Tiefe [µm] < 0,3 0,80 0,37 2,70 1,99 TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 47 6 Diskussion Im Zuge der Untersuchung kann sich die Fragestellung ergeben, wie die Erkenntnisse weiterführend genutzt werden können. Hierzu entsteht im Rahmen des Forschungsprojektes StRobA ein Leitfaden für die konstruktive Auslegung von Steckverbindern. Darin kann mit den gewonnenen Ergebnissen bereits ein deutlicher Richtungseinfluss festgestellt und somit eine Empfehlung für die Einbaulage von Steckverbindern gegeben werden. So kann geschlussfolgert werden, dass bei einer hauptsächlichen Vibrationsbelastung die Steckverbinder in der Steckrichtung am besten abgesichert sind und dadurch der geringste Reibverschleiß zu erwarten ist. In den orthogonal dazu liegenden Richtungen wird hingegen ein deutlich erhöhter Verschleiß durch Vibrationsbelastungen verursacht. Somit ist eine gezielte Festlegung der Einbaulage von Steckverbindern notwendig, wenn im Anwendungsfall eine starke Vibrationsbelastung vorliegt. Ebenfalls wird aus den Erkenntnissen deutlich, dass die elektrischen Leitungen einen starken Einfluss auf das Verschleißverhalten bei Vibrationen einnehmen. So kann geschlussfolgert werden, dass durch die schwingende Masse des Leiters in den orthogonalen Richtungen die Reibbewegung verstärkt wird und somit ein höherer Reibverschleiß erzeugt wird. Deswegen ist eine starke Bewegung der Leitung konstruktiv einzuschränken wichtig. Im Gegensatz dazu ist in der Reibverschleißprüfung die Steckrichtung am kritischsten und ergibt den höchsten Verschleiß. Hier wird durch die direkte Bewegung in der Steckrichtung eine rein translatorische Bewegung erzwungen bei der die Reibwerte in der Regel höher sind als bei rotatorischen Bewegungen. Ebenfalls ist die kontaktierende Fläche durch den Einbau vorbestimmt und die Bewegungsamplitude festgelegt. Somit lassen sich auch für eine hauptsächlich durch Wärmeausdehnung erzeugte Bewegung, welche durch die Reibverschleißprüfungen simuliert werden soll, Schlussfolgerungen über das Reibverschleißverhalten ziehen. Daraus kann eine Empfehlung zur Einbaulage der Steckverbinder in diesem Fall hergeleitet werden. Danksagung Diese Studie ist im Rahmen des Forschungsprojekts StRobA (IGF Fördernummer 20139 N) mit dem Thema „Einfluss von Mikrobewegungen auf Steckverbinder und deren Aus Wissenschaft und Forschung 48 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0030 weise tiefere Werte aufweist. Somit können keine direkten Tiefenmesswerte erhoben werden. 5 Fazit Im Rahmen dieser Studie wurden Steckverbinder mit einer Silberschicht in Reibverschleiß- und Vibrationsprüfungen untersucht. Beim Vergleich der Prüflinge eines gleichen Typs zeigte sich, dass deutliche Unterschiede im Verschleißverhalten zwischen den Anregungsformen vorliegen. So ist bei der direkten Reibverschleißprüfung eine Anregung in Steckrichtung, der Richtung 1, am kritischsten zu bewerten. Bei dieser trat stellenweise sogar ein Durchrieb der Silber- und Nickelschicht auf, woraus jedoch bei der durchgeführten Prüfdauer von 100.000 Zyklen kein elektrischer Ausfall resultierte. Die Richtungen 5 und 6 waren gegenüber dieser Form der Anregung unempfindlicher und wiesen sowohl optisch, als auch messtechnisch einen geringeren Verschleiß auf. Im Vergleich hierzu wurde bei der Vibrationsprüfung eine andere Empfindlichkeit hinsichtlich des Verschleißes festgestellt. So zeigte sich, dass die X-Richtung am unkritischsten ist und in Y- und Z-Richtung mehr Verschleiß hervorgerufen wird. Beim direkten Vergleich der beiden Anregungsarten fällt auf, dass der Verschleiß in der Reibverschleißprüfung insgesamt höher ist als bei der Vibrationsprüfung. Dies lässt sich darauf zurückführen, dass bei einer direkten, z.B. mittels Voice-Coil Motor, die Bewegungen erzwungen werden. Bei der Vibrationsprüfung wird hingegen die Bewegungsamplitude der Mikrobewegungen überwiegend durch die Bewegung des Leiters beeinflusst. Somit liegt hier eine vornehmlich durch Leitungsbewegung angeregte Amplitude vor. Ebenfalls wird beim Vergleich der Schädigungsbilder deutlich, dass die Ergebnisse aus der Reibverschleißprüfung und der Vibrationsprüfung nicht direkt aufeinander übertragbar sind. So wird bei der Reibverschleißprüfung hauptsächlich die Verschleißbeständigkeit der jeweiligen Oberfläche bei einer Mikrobewegung in einer Richtung untersucht. Da jedoch im realen Anwendungsfall die hauptsächlichen Belastungen durch Vibrationseinflüsse auf die Steckverbinder einwirken, welche eine Überlagerung von mehreren Bewegungsrichtungen darstellen, müssen hier auch Vibrationsprüfungen zur Vergleichbarkeit durchgeführt werden. Eine direkte Übertragbarkeit zwischen der erzwungenen Bewegung und der durch Leitungsbewegung angeregten Amplitude ist somit nicht möglich. Der generelle Einfluss des Kabels auf die Steckverbinder bei Vibrationsprüfungen und die Verlegung der Leitungen bietet jedoch noch weitreichendes Potenzial für weitere Untersuchungen TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 48 robuste Auslegung“ entstanden und wird durch das Bundesministerium für Wirtschaft und Energie (BMWi) aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages gefördert. Literatur [1] Song, J., Wang, L., Zibart, A., Koch, C.: Corrosion Protection of Electrically Conductive Surfaces. Metals 2012, 2(4): 450-77. doi: 10.3390/ met2040450. [2] N.N.: „Technischer Leitfaden - TLF 0214: Validierung von Automotive-Niedervolt-Steckverbindern“, ZVEI, 2021. [3] Queffelec J.L., Ben Jemaa N., Travers D.: “Materials and contact shape studies for automobile connector development”. In: Thirty-Sixth IEEE Conference on Electrical Contacts, and the Fifteenth International Conference on Electrical Contacts. Montreal,Quebec, Canada: IEEE; 1990. 225-231. [4] Perrinet, O., Laporte, J., Fouvry, S., Alquier, O.: “The electrical contact resistance endurance of heterogeneous Ag/ Sn interfaces subjected to fretting wear”. In: The 27 th International Conference on Electrical Contacts. Dresden,Germany: VDE; 2014. 114-119. [5] Neu, R. W.: Progress in standardization of fretting fatigue terminology and testing. Tribology International 2011, 44(11): 1371-7. doi: 10.1016/ j.triboint.2010.12.001. [6] Yuan, H., Song, J., Schinow, V.: Simulation Methodology for Prediction of the Wear on Silver-Coated Electrical Contacts With a Sphere/ Flat Configuration. IEEE Trans. Compon., Packag. Manufact. Technol. 2018, 8(3): 364- 74. doi: 10.1109/ TCPMT.2017.2776748. [7] Hilmert, D., Yuan, H., Song, J.: „Untersuchung der Korrelation zwischen Verschleißenergie und Verschleißvolumen an Kupferkontakten mit Silberbeschichtung“. In: Elektrische und optische Verbindungstechnik 2021: Tagungsband der GMM-Fachtagung; 8. Symposium Connectors; 2021. S. 118-27. [8] Yuan, H., Song, J., Koch, J., Silbernagel, E., Schinow, V.: “Tribological properties and fretting performance of gold, silver and tin coatings”. In: 30 th International Conference on Surface Modification Technologies (SMT30). Milan, Italy; 2016. [9] Jedrzejczyk, P., Fouvry, S., Alquier, O.: “Quantification of the electrical contact endurance of thin platted silver coatings subjected to fretting wear: influence of coating thickness”. In: 26 th International Conference on Electrical Contacts. Beijing, China: ICEC; 2012. S. 205-12. [10] Yuan, H., Song, J.: “Fretting corrosion behavior of various contact surfaces under diverse operating conditions”. In: Proceedings of the sixty-fifth IEEE Holm Conference on electrical Contacts. Milwaukee, WI, USA: IEEE; 2019. 19-26. [11] Pompanon, F., Fouvry, S., Alquier, O.: “The effects of relative humidity on the fretting wear behavior of silverplated electrical contacts”. In: Proceedings of the Sixty- Fourth IEEE Holm Conference on Electrical Contacts. Albuquerque, NM, USA: IEEE; 2018. 302-309. Aus Wissenschaft und Forschung 49 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0030 TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 49 Nachrichten 50 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 Als die GfT im Herbst 2020 das Call-for-Papers für die 62. Tribologie-Fachtagung vom 27. bis 29. September 2021 verschickte, war sicher noch jeder optimistisch, dass ein Jahr später Covid-19 Vergangenheit sein würde. Wie wir alle wissen, war dem nicht so und die Fachtagung musste 2021 wieder online stattfinden. Dabei hat die GfT erneut mit Fa. Aixzellent zusammengearbeitet, die sie bereits im Vorjahr sehr gut und professionell unterstützt hat, wodurch GfT und Aixzellent viel Lob ernten konnten. Durch diese Erfahrungen ging es bei der Vorbereitung deutlich entspannter zu, und man konnte sich an neue Aufgaben wie eine Fachausstellung und sogar eine Abendveranstaltung heranwagen. Eine Teilnehmerzahl von fast 250 zeigte das gestiegene Interesse und sprach für die Attraktivität der Tagung auch in diesem Format. Mitteilungen der GfT 62. Tribologie-Fachtagung - 2021 mehr Teilnehmer und verbessertes Angebot Neuer Anfangsbildschirm 2021 mit den Zugangsmöglichkeiten zu den einzelnen Sessions, der Poster- und der Fachausstellung Plenarveranstaltung Die Plenarveranstaltung am 27. September begann mit der Begrüßung durch Dr. Christoph Wincierz, dem Vorsitzenden des GfT-Vorstands. Er sprach die Entwicklung eines Impfstoffs gegen Covid-19 in Rekordzeit an, was Anlass zur Hoffnung gebe, dass auch die Herausforderungen durch den Klimawandel gemeistert werden können und Ingenieure wie auch Wissenschaftler die richtigen Ideen haben, um eine klimaneutrale und nachhaltig wirtschaftende Gesellschaft zu entwickeln. Dies war eine gute Überleitung zum Schwerpunktthema „Nachhaltigkeit durch Tribologie“, das den Rahmen für die Plenar- und viele Fachvorträge der Tagung setzte. Der erste Plenarvortrag trug den Titel „Materialeffizienz durch Verschleißschutz - Der Beitrag der Tribologie zur Reduzierung der CO 2 -Emissionen“ und wurde von GfT-Vorstandsmitglied Dr. Mathias Woydt gehalten. Dabei nahm er Bezug auf frühere und aktuelle internationale Studien zu dem Thema und fasste speziell die der GfT mit der Überschrift „Tribologie in Deutschland“ zusammen. In der ersten Studie war durch führende Experten dargelegt worden, dass enorme CO 2 - Einsparungen bereits durch die derzeit verfügbaren Möglichkeiten zur Reibungsminderung möglich wären, wenn sie nur konsequent genutzt würden. Die zweite Studie mit dem Untertitel „Verschleißschutz und Nachhaltigkeit“ bezieht sich auf die Nachhaltigkeitsziele der UN und zeigt u. a. TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 50 Nachrichten 51 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 auf, wieviel CO 2 -Äquivalente durch Rohstoffgewinnung anfallen. Auch hierbei kann die Tribologie ihre Nützlichkeit durch verminderten Verschleiß und damit verlängerte Lebensdauer von Produkten unter Beweis stellen. Beide Studien sind kostenfrei in deutscher und englischer Fassung von der GfT-Webseite herunterzuladen. Die erste steht auch in französischer Sprache zur Verfügung. Traditionsgemäß wurden in der Plenarveranstaltung die GfT-Förderpreise und das Georg-Vogelpohl-Ehrenzeichen verliehen (siehe folgende Absätze). In diesem Jahr gab es als zusätzlichen Programmpunkt die Vorstellung der vielfältigen Aktivitäten des Arbeitskreises „Junge Tribologen“ durch Frau Carina Morstein. Am Nachmittag des ersten Tags gab es zwei weitere Plenarvorträge. Elmar Kühn, Hauptgeschäftsführer der UNITI Bundesverband mittelständischer Mineralölunternehmen e.V. legte in seinem Vortrag „E-Fuels - der Game Changer der Mobilität“ dar, dass auch auf Basis dieser erneuerbaren Kraftstoffe eine nachhaltige Mobilität erreicht werden kann. Der zweite Nachmittagsvortrag ging auf die Chancen und Risiken, die mit der Einführung eines digitalen Produktpasses verbunden sind ein. Gehalten wurde er von Kai Peters, zuständig für Industrie 4.0, Digitalisierung und Forschung im European Office der VDMA in Brüssel. Er betonte, dass dieser durch Fachexperten gestaltete Produktpass Branchenlösungen bieten und vor allen ein für KMUs handhabbares, bezahlbares Instrument werden sollte. GfT-Förderpreise Im Jahr 2021 wurden die Förderpreise der GfT in allen drei Kategorien vergeben. Herr Maximilian Romeser wurde für seine Bachelorarbeit mit dem Titel „Entwicklung eines Messsystems zur Untersuchung schlupfkritischer Betriebszustände bei vollrolligen Zylinderrollenlägern mithilfe einer Auswerteroutine“ ausgezeichnet. Die Arbeit „Ultrasonic Film Thickness and Viscosity measurements in lubricated contacts“ von Herrn Fabio Tazgern erhielt den Förderpreis in der Kategorie der Masterarbeiten. Als beste Dissertation wurde die Arbeit von Herrn Dr. Stefan Makowski mit dem Titel „Superlubricity und tribochemischer Verschleiß: Wechselwirkung von tetraedrisch amorphen Kohlenstoffschichten mit fettsäurebasierten Schmierstoffen“ ausgezeichnet. Kurzfassungen der Arbeiten finden Sie in Heft 3-4/ 2021 der Zeitschrift „Tribologie und Schmierungstechnik“. Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Tribology in Germany Wear protec琀on and sustainability as cross-sec琀onal challenges Die Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Herrn Maximilian Romeser „Entwicklung eines Messsystems zur Untersuchung schlup昀ri琀scher Betriebszustände bei vollrolligen Zylinderrollenlägern mithilfe einer Auswerterou琀ne“ GfT-Förderpreis 2021 Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Der Vorsitzende der Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Die Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Herrn Fabio Tatzgern „Ultrasonic Film Thickness and Viscosity measurements in lubricated contacts“ GfT-Förderpreis 2021 Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Der Vorsitzende der Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Die Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Herrn Dr. Stefan Makowski „Superlubricity und tribochemischer Verschleiß: Wechselwirkung von tetraedrisch amorphen Kohlensto昀schichten mit fe琀säurebasierten Schmiersto昀en“ GfT-Förderpreis 2021 in der Kategorie 1 - Disserta琀on Der Vorsitzende der Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Die Urkunden zu den GfT-Förderpreisen TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 51 Nachrichten 52 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 Georg-Vogelpohl-Ehrenzeichen Das Georg-Vogelpohl-Ehrenzeichen, die höchste deutsche Auszeichnung auf dem Gebiet der Tribologie, wurde 2021 an Prof. Dr.-Ing. Alfons Fischer verliehen. Alfons Fischer war seit 1992 bis zu seiner Pensionierung im Jahr 2019 Professor für das Fachgebiet Werkstofftechnik im Fachbereich Maschinenwesen der Universität Duisburg/ Essen. Er ist jedoch auch heute noch aktiv, z. B. als Gastwissenschaftler am Max-Planck-Institut für Eisenforschung. In seiner Laudatio würdigte Prof. Werner Theisen, Leiter des Lehrstuhls für Werkstofftechnik an der Ruhr-Universität Bochum, Prof. Fischer als einen Wissenschaftler, der sich der Tribologie mit Hingabe widmet und sich eine beachtliche nationale und internationale Sichtbarkeit erarbeitet hat, wobei die Arbeiten in der Biotribologie der letzten Jahre einen großen Anklang nicht nur bei Tribologen, sondern auch bei Medizinern gefunden haben. Abendveranstaltung Ein Highlight der diesjährigen Tagung war eine virtuelle Abendveranstaltung. Vorab war den Teilnehmern ein Päckchen mit einem Sekt-Piccolo und Snacks zugeschickt worden, damit sie sich auch aus der Ferne zuprosten können. Die Bildschirmoberfläche stellte die gewohnte Umgebung der Präsenztagung, nämlich die Orangerie des Hotels Freizeit In dar. Dort konnte man mit seinem Avatar herumlaufen, sich an Tische anderer Teilnehmer stellen und sich nur mit diesen unterhalten. Aufgelockert wurde die Veranstaltung noch durch ein tribologisches Quiz, das sich Werner Stehr ausgedacht hatte und bei dem zu erraten war, ob in dem gezeigten Aufbau ein Körper nur durch Reibung von Elastomer- Kugeln gehalten werden kann. Die Möglichkeit des Austauschs abseits vom eigentlichen Tagungsprogramm wurde von vielen Teilnehmern genutzt und, da auch die technische Umsetzung ohne Probleme funktionierte, gab es sehr positive Rückmeldungen. Spezielle Sessions Fester Programmpunkt, auch im Online-Format, ist inzwischen eine eigene Session zum DFG-Schwerpunktprogramm 2074 „Fluidfreie Schmiersysteme mit hoher mechanischer Belastung“, in der jedes der zwölf Einzelprojekte über seine Fortschritte berichten konnte. Ebenfalls zum wiederholten Mal war das BMWi-Forschungsfeld „Tribologie“ vertreten, mit neun Vorträgen diesmal sogar stärker als im letzten Jahr. Fachvorträge Obwohl die Corona-Pandemie nach wie vor ein Handikap für eine solche Tagung, die sehr vom persönlichen Austausch der Teilnehmer lebt, darstellt, konnte die GfT Bildschirmoberfläche der Abendveranstaltung mit „Tischen“ zum persönlichen Austausch TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 52 Nachrichten 53 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 mit einem Tagungsprogramm, das insgesamt 82 Vorträge in fünf Parallelsitzungen umfasste, wieder sehr zufrieden sein. Wie anfangs erwähnt, konnte auch die Anzahl der Teilnehmer von ca. 200 im letzten Jahr auf knapp 250 gesteigert werden. Zum Schwerpunktthema gab es eine eigene Session, die von einem volkswirtschaftlichen Vortrag mit dem Titel „Nachhaltigkeit und Wirtschaftswachstum - ein Widerspruch? “ eingeleitet wurde. Prof. Binswanger von der FH Nordwestschweiz zeigte darin auf, was die Umstellung auf Stoffkreisläufe und ein sparsamer Umgang mit Ressourcen für unser auf Wachstum ausgelegtes Wirtschaftssystem bedeutet und welche Probleme dabei auch durch sog. Rebound- Effekte auftreten. Vorträge mit tribologischen Themen betrachteten Aspekte zukünftiger Verbrennungsmotoren für Power-to-X-Kraftstoffe und Polymer-Materialien für tribologische Anwendungen in der Wasserstofftechnik. Auch in anderen Sessions war das Thema Nachhaltigkeit vertreten. So hielt beispielsweise Frau Inga Herrmann vom Verband der Schmierstoff-Industrie e.V. (VSI) einen Vortrag mit dem Titel „Nachhaltigkeit von Schmierstoffen“. Wie in jedem Jahr war wieder das Thema „Tribologische Systeme“ am stärksten vertreten, aber auch zur Tribometrie, den Werk- und Schmierstoffen und den Maschinenelementen gab es viele interessante Vorträge. Hervorzuheben ist, dass es wieder Vorträge zur Biotribologie mit Themen zu Beschichtungen und Oberflächenstrukturierung für Implantate und Schmierung für künstliche Kniegelenke gab. Auch der Bereich rund um tribologische Datenbanken hatte wieder Eingang ins Programm gefunden. In diesen Vorträgen ging es um maschinelles Lernen zur Fehlererkennung, Methoden zur Vorhersage der Restlebensdauer von Kugellagern und die Standardisierung von tribologischen Modellversuchen. Abschlussveranstaltung und Preisverleihung „Tribologie ist überall“ Eine liebgewordene Tradition ist, das Tagungsprogramm mit der Verleihung des Preises „Tribologie ist überall“ und einem Vortrag von Werner Stehr abzuschließen. Der Preis ging in diesem Jahr an Roman Pohrt, TU Berlin, für das Thema „Reifenabrieb in der Umwelt“, das in einem Verbundprojekt der Fachgebiete Siedlungswasserwirtschaft, Systemdynamik und Reibungsphysik in Zusammenarbeit mit Industriepartnern untersucht worden war 1 . Nach der Preisverleihung und dem Vortrag des Preisträgers warteten die Teilnehmer mit Spannung auf den Abschlussvortrag von Werner Stehr, diesmal mit dem Titel „Wenn die Stribeck-Kurve auf der Verschleißprobe sichtbar wird“. Natürlich wurden sie nicht enttäuscht, denn es war wieder ein sehr anschaulicher Abriss von den ersten Reibversuchen in Rüböl, über einen Versuchsaufbau, der negative Reibungszahlen ergibt, bis hin zu Verschleißmarken, die die Bereiche der Stribeck- Kurve abbilden. Zum Schluss überraschte er die Zuhörer noch mit einem Maskottchen für Tribologen, dem Pseudotribos robustus. Dabei handelt es sich um ein Tier, das vor 165 Mio. Jahren lebte und heute leider ausgestorben ist. Der Name weist auf die Mahlzähne des Tieres hin, die möglicherweise zu schnell verschlissen, was dann zum Aussterben dieser Tierart geführt hat. Beendet wurde die Tagung durch das Schlusswort von Dr. Wincierz, der ein positives Fazit der Tagung zog, wobei er die Möglichkeit, unter den gegebenen Umständen das Online-Format zu nutzen, ausdrücklich begrüßte. Er dankte allen Beteiligten, die zum Gelingen der Tagung beigetragen haben und beendete die Veranstaltung mit dem Wunsch, die Teilnehmer zur nächsten Fachtagung wieder persönlich zu sehen. Die 63. Tribologie-Fachtagung ist für den 26. bis 28. September 2022 wieder in Göttingen geplant. Wie bei vielen ähnlichen Veranstaltungen inzwischen üblich, verzichtet die GfT auf die Herausgabe von gedruckten Tagungsbänden. Alle Beiträge werden jedoch als pdf-Downloads sowie in einem Gesamt-Tagungsband zur Verfügung gestellt, der für interessierte Nichtteilnehmer bei der Geschäftsstelle der Gesellschaft für Tribologie e.V. (Adolf-Fischer-Str. 34, 52428 Jülich, Tel.: +49 (0)2461 340 79 38, E-Mail: tribologie@gftev.de, Internet: www.gft-ev.de) erhältlich ist. Thomas Gradt 1 Vorhaben „Reifenabrieb in der Umwelt (RAU)”, gefördert durch das Bundesministerium für Bildung und Forschung, Fördernr. 13NKW011A TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 53 Nachrichten 54 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 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 Kommunikation 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 hilologie \ 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_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 54 Nachrichten 55 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 Mit Wirkung vom 1. Oktober 2021 wurde Dr.-Ing. Carsten G ACHOT zum Professor für Tribologie am Institut für Konstruktionswissenschaften und Produktentwicklung an der Technischen Universität Wien berufen. In ihrem „Entwicklungsplan 2025“ vom Dezember 2017 hat die TU Wien eine reguläre Planstelle für einen Professor für Tribologie mit Realisierung im Zeitraum 2018 -2021 festgeschrieben. Nach Ausschreibung, internationaler Begutachtung der Bewerbungen und schließlich einer persönlichen Vorstellung - COVID-bedingt als virtuelle Veranstaltung - der in der Endauswahl stehenden Kandidaten kam die Berufungskommission zur Entscheidung, der Rektorin, O. Univ.-Prof. Dr. Sabine S EIDLER , die Bestellung von Carsten G ACHOT vorzuschlagen. Carsten G ACHOT hat an der Universität des Saarlandes in Saarbrücken Materialwissenschaften studiert und leitete dort die „Lasergruppe“ am Institut für Funktionswerkstoffe (Prof. Frank M ÜCKLICH ), war Gastwissenschaftler in der Tribologie-Gruppe am Imperial College London, bis er 2016 eine vom Land Niederösterreich auf 5 Jahre finanzierte und auf die Kooperation mit dem Exzellenzzentrum für Tribologie (AC2T research GmbH, Wiener Neustadt) ausgerichtete Stiftungsprofessur an der TU Wien übernahm. Prof. G ACHOT gelang es, in dieser Zeit das Fachgebiet an der TU Wien, insbesondere an der Fakultät für Maschinenwesen und Betriebswissenschaften, einzugliedern und an frühere Pionierzeiten in diesem Fachgebiet (Prof. H. D ET- TER , Prof. F. F RANEK ) anzuschließen. Auch bei den Studierenden erzielte er ein positives Echo, was 2018 zur Verleihung des „Best Teaching Awards“ an C. G ACHOT führte. Die nunmehrige Bestellung von Prof. G A- CHOT bietet die Voraussetzungen für eine nachhaltige Präsenz des Fachgebietes Tribologie in der einschlägigen Forschungsgruppe an der TU Wien und eine solide Basis für Forschungskooperationen und Lehre mit den Schwerpunkten Oberflächenmodifikation zur Beeinflussung von Reibung und Verschleiß, Interaktion von Schmierstoffen mit Oberflächen sowie Analyse von oberflächennahen Schädigungen in tribologisch beanspruchten Kontakten. Prof. G ACHOT wirkte auch als Gastprofessor an der Päpstlichen Katholischen Universität in Santiago de Chile und ist Chefredakteur der Fachzeitschrift „Industrial Lubrication and Tribology“ der Emerald Publishing Group Leeds UK. 29.11.2021 Mitteilungen der ÖTG TU Wien: Tribologie als Forschungs- und Lehrgebiet gefestigt Univ.-Prof. Dr.-Ing. Carsten Gachot rachwissenschaft \ tphilologie \ Sport munikationswissenche Sprachwissenment \ Altphilologie d Kommunikations- Historische Sprach- Management \ Altstik \ Bauwesen \ tschaft \ Tourismus gie \ Kulturwissenhichte \ Anglistik \ \ BWL \ Wirtschaft TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 55 Nachrichten 56 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 Mitteilungen der ÖTG 1 Abstract Oil film thickness represents the main tribological parameter in a lubricated tribocontact, however in-situ measurement of film thickness is still not sufficiently solved. In this work we present major advancements for the application of ultrasonic reflectance sensing technology for the condition monitoring of tribo-contacts in modeltribometers and on real components. Ultrasonic waves can travel non-invasively through solids, thus allowing a direct investigation of tribocontacts. A new class of piezoelectric devices is developed to apply this ultrasonic technology to standard tribometers and rolling element bearings. Direct measurements of film thickness are provided together with a correlation to the Hamrock- Dowson analytical solution. Keywords: ultrasonic sensors, film thickness, online measurement, bearing, condition monitoring, tribology. 2 Introduction Sensing devices play a crucial role in the monitoring of tribological contacts. In lubricated contact film thickness and viscosity are of major importance as they correlate to the frictional losses and to the efficiency of the tribosystems. Standard online sensing devices include thermocouples, accelerometers, capacitance-, impedance-, and acoustic sensors. However, none of these sensors provide a direct insight into the lubrication condition in the tribocontact. Rather, a change in the operation of the system is detected when already a (small) damage is measurable. Therefore, costs of maintenance of such components usually are very high, as they necessitate almost immediate action once failure is detected. This is especially critical for assets that are not easily accessible (e.g., offshore wind turbines gear boxes). Ultrasonic waves reflectance-based measurement techniques at high ultrasonic frequencies above 1 MHz hold a great potential for in-line and non-invasive tribological monitoring. Differently from standard acoustic emission sensors, reflectance-based instruments generate an ultrasonic wave at high frequency and detect the attenuation of this wave at the tribological contact [1]. Ultrasonic waves are elastic waves that can travel through metal, liquids, and gases and which are reflected at boundaries. Such reflections correlate to the lubricant’s physical properties in a tribocontact. This method of contact evaluation is well known since the early days of tribology. For example, ultrasonic monitoring techniques based on the reflection of shear waves were developed by Barlow and Lamb in the 1960s [2] to measure viscosity of oils in operating conditions that are typical of bearings. The reflection of longitudinal waves was used by Tattersall [3] to measure the real contact area between two components in dry contact. This concept has been then applied for detecting lubricated contact thickness by Dwyer- Joyce [1]. Taking these advantages into account, why high frequency ultrasonic reflectance sensors are not widely utilized in industry for tribological condition monitoring? Condition monitoring experts could argue the following two aspects of active tribo-acoustics sensors: i) Low reliability and long-term measurement response drift and ii) difficult in the integration with existing industrial operating protocols. This research deals with the solution to the problem i). A method for the selection of piezoelectric materials, the heart of the tribo-acoustic sensor, and the manufacturing of the sensor is outlined. Furthermore, the application of the developed sensor for long-term in-line monitoring of a tapered rolling element bearing is presented. 3 Method and Materials The main problem associated with the practical application of the ultrasonic reflectance method is that the amplitude measured experimentally is subject to an error induced by the thermal response of the piezoelectric material. This issue can be tackled by using lead metaniobate (LM) piezoelectric transducers. The response of LM is linear, and no hysteresis is present throughout tribological testing. Therefore, the use of this material will allow for a long-term stable measurement [4]. To prove this, LM transducers are applied to a rolling element bearing test rig shown in Figure 1 and operated over a large time span. The LM piezoelectric material is bonded on the external cage of a 32008 X SKF bearing used in an axially loaded DIN 51350-6 standard rig “looking” towards the movement of the rolling elements in the centre. To test the sta- Online Tribomonitoring with Advanced Ultrasonic Sensors Michele Schirru, Fabio Tatzgern, Markus Varga* * AC2T research GmbH, Viktor-Kaplan-Straße 2/ C, 2700 Wiener Neustadt, Austria TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 56 Nachrichten 57 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 bility of the ultrasonic sensor, tests are executed in a range of temperatures, loads and rotational speeds on a lithium-based grease with NLGI consistency of 2 in a long duration test of 21 days. Tests are conducted at steps in which speeds and loads are varied. The speed was in the range of 1000 to 2000 rpm, while the load varied from 5 to 15 kN. 4 Results Figure 2a shows the amplitude acquired over the passing of 9 rollers in front of the ultrasonic sensor. The amplitude reduces when the rolling element passes and increases when the sensor measures the bulk grease in between the rollers’ passes. Figure 2b shows the film thickness calculated over time and at different load and speed levels from these measured data. The calculation is based on the reflection coefficient technique [1]. The Hamrock-Dowson (H&D) equation is used for comparison with the experimental data as it is used for the calibration of other instruments for film thickness measurements in rolling element contacts that are based on capacitance and resistance measurements [5]. The average film thickness results measured using the ultrasonic sensor at the different load-rotational speed steps are in good agreement with the H&D analytical film thickness solution. A reduction of the film thickness with both, load and speed is noticed. The decrement of the thickness at higher rotational speeds is thought to be entailed by the increment of temperature (Figure 2b) throughout the experiment. This temperature increase goes conform with a reduction in viscosity and a consequent thinner film thickness. Increased loads naturally lead to higher pressures and thinner films. 5 Conclusion The choice of the correct piezoelectric material allows for long-term precise and repeatable ultrasonic reflectance measurement of film thickness e.g., in bearings. In this work we investigated a rolling element bearing with grease lubrication over hundreds consecutive hours of operation. The test was monitored by a lead metaniobate piezoelectric element targeted from the outside onto the rolling elements passing in the bearing. The calculation of the film thickness is based on the measurement of the ultrasonic reflection coefficient. It was proven, that a long-term stable measurement with the ultrasonic sensor is possible. Further, the measured film thickness was in good agreement with the analytical Hamrock-Dowson equation. The results of this study clearly show that ul- Figure 1: Application of ultrasonic film thickness sensor to bearing test rig Figure 2: a) In-line and real time acquisition of ultrasonic amplitude from rolling element contacts, (b) calculated oil film thickness in the tribocontact for different loads and speeds. TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 57 Nachrichten 58 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 trasonic reflectance sensors have the potential to offer online condition monitoring of lubricant properties for a long-term industrial use. 6 Acknowledgement The work presented was funded by the Austrian COMET program (Project InTribology, no. 872176) and carried out at the “Excellence Centre of Tribology” (AC2T research GmbH). 7 References [1] Drinkwater, B. W., Dwyer-Joyce R.S., and Cawley P. “A study of the interaction between ultrasound and a partially contacting solid - solid inter-face.” Proceedings of the Royal Society of London. Series A: Mathematical, Physical and Engineering Sciences 452.1955 (1996): 2613- 2628. [2] Barlow, A. J., and Lamb J. “The visco-elastic behaviour of lubricating oils under cyclic shearing stress.” Proceedings of the Royal Society of London. Series A. Mathematical and Physical Sciences 253.1272 (1959): 52-69. [3] Tattersall, H. G. “The ultrasonic pulse-echo technique as applied to adhesion testing.” Journal of Physics D: Applied Physics 6.7 (1973): 819. [4] Schirru, M., and Adler M. “An Ultrasonic Rheometer to Measure Gas Absorption in Ionic Liquids: Design, Calibration and Testing.” Sensors 20.12 (2020): 3544. [5] Hamrock, B.J., and Dowson D. “Isothermal elastohydrodynamic lubrication of point contacts: Part 1—Theoretical formulation.” J. of Lubrication Tech. (1976): 223-228. TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 58 Patentumschau 59 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 WO002018041829A1 B23Q 11/ 10 Schmid Fabian, DE; Sigel Sebastian, DE Gebr Heller Maschf Gmbh, 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 V1vorgesehen. 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. EP000003327244A1 E21B 17/ 00 Dias Pedro, DE; Hackl Stefan, DE; Ostermeier Manuel, DE Bauer Deep Drilling Gmbh, DE Vorrichtung und Verfahren zum Reinigen oder Schmieren eines Bohrgestängeele-Mentes sowie Bohranlage Die Erfindung betrifft eine Vorrichtung und ein Verfahren zum Reinigen oder Schmieren zumindest eines Verbindungsabschnitts eines Bohrgestängeelementes, mit einem Gehäuse, einer kanalartigen Ausnehmung und mindestens einer Wascheinrichtung oder einer Schmiereinrichtung, welche entlang der kanalartigen Ausnehmung angeordnet ist. Die kanalartige Ausnehmung ist zum horizontalen Einfahren zumindest eines unteren Verbindungsabschnitts des Bohrgestängeelementes ausgebildet, wenn das Bohrgestängeelement im Wesentlichen vertikal ausgerichtet ist. Die Erfindung betrifft weiterhin eine Bohranlage mit dieser Vorrichtung zum Reinigen oder Schmieren. EP000003358207A1 F16C 33/ 66 Schmidt Valerias, DE Siemens Ag, DE Welle mit einer Abspritzkante zum Abführen entlang der Welle eindringenden Schmiermittels mittels Fliehkraft Die Erfindung betrifft eine Lageranordnung (1) für eine Maschinenanordnung, mit - einer ersten Seite (3), an welcher ein mit einem ersten Schmiermittel (30) schmierbarer erster Maschinenteil (35) anordenbar ist, - einer zweiten Seite (4), an welcher ein mit einem zweiten Schmiermittel (40) schmierbarer zweiter Maschinenteil anordenbar ist, und - einer Welle (10) zur Übertragung einer mechanischen Kraft zwischen der ersten Seite (3) und der zweiten Seite (4). Um den ersten Maschinenteil (35) gegenüber dem Stand der Technik zuverlässiger vor einem Eindringen des zweiten Schmiermittels (40) zu schützen ist vorgesehen, dass die Welle (10) eine Abspritzkante (11) aufweist, die dazu ausgeformt ist, das zweite Schmiermittel (30) beim Eindringen auf die erste Seite (3) in eine Sammeltasche (13) der Lageranordnung (1) zu führen. DE112016006682T5 B61C 9/ 46 Hashimoto, Michinori, Tokyo, JP; Terasawa, Hideo, Tokyo, JP Mitsubishi Electric Corporation, Tokyo, JP Unabhängige Radantriebseinrichtung und Fahrzeug Planetengetriebeeinrichtung (2) mit einem Innenzahnrad (15), einem Planetenrad (16), das mit dem Innenzahnrad (15) kämmt, einem Sonnenrad (31), das in der Mitte des Innenzahnrads (15) angeordnet ist und mit dem Planetenrad (16) kämmt, einem Planetenträger (18) zum rotierbaren Stützen des Planetenräder (16), einem Lagerinnenzylinder (13), das das Innenzahnrad (15) auf der Innenumfangsseite aufweist, einem Lager (12), das auf den Außenumfang des Lagerinnenzylinders (13) gepasst ist, einen Ausgangswellenaußenzylinder (11), der auf den Außenumfang des Lager (12) gepasst ist, und eine Ausgangswellenendplatte (14), die den Planetenträger (18) fest stützt und eine Rotation davon auf den Ausgangswellenaußenzylinder (11) überträgt, wobei das Sonnenrad (31) eine Eingangswelle ist und der Ausgangswellenaußenzylinder (11) eine Ausgangswelle ist. Ein Rad (5) ist auf den Außenumfang des Ausgangswellenaußenzylinders (11) gepasst, um eine Relativrotation zu vermeiden. Der Lagerinnenzylinder (13) ist auf einer Seite eines Stützrahmens (4) befestigt. Ein Antriebsmotor (3) ist koaxial mit Planetengetriebeeinrichtung (2) auf die Seite des Stützrahmens (4) entgegengesetzt zu dem Lagerzylinder (13) befestigt, und eine Rotationswelle (32) ist mit dem Sonnenrad (31) gekoppelt. 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_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 59 60 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 tik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilolo undheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikatio \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Spra \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ A rt \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommu nschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historisc nschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Manage ogie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ B sprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Ku een \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ esen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ 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_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 60 Normen 61 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen Z DIN EN ISO 2719: 2016-11 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren nach Pensky-Martens mit geschlossenem Tiegel (ISO 2719: 2016); Deutsche Fassung EN ISO 2719: 2016 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 2719: 2021- 06 ZE DIN EN ISO 2719/ A1: 2020-04 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren nach Pensky-Martens mit geschlossenem Tiegel - ÄNDERUNG 1: Korrektur des Thermometers (ISO 2719: 2016/ DAM 1: 2020); Deutsche und Englische Fassung EN ISO 2719: 2016/ prA1: 2020 DIN EN ISO 2719: 2021-06 Print: 116,50 EUR/ Download: 96,40 EUR Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren nach Pensky-Martens mit geschlossenem Tiegel (ISO 2719: 2016 + Amd 1: 2021); Deutsche Fassung EN ISO 2719: 2016 + A1: 2021 Determination of flash point - Pensky-Martens closed cup method (ISO 2719: 2016 + Amd 1: 2021); German version EN ISO 2719: 2016 + A1: 2021 Ersatz für DIN EN ISO 2719: 2016-11 Gegenüber DIN EN ISO 2719: 2016-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) in 13.2 und 13.3 wurde jeweils der erste Absatz ersetzt; b) in Abschnitt C.2 wurden zwei Absätze hinzugefügt; c) die Literaturhinweise wurden um [22] und [23] erweitert. Dieses Dokument beschreibt drei Verfahren, A, B und C, um mit Hilfe der Prüfeinrichtung mit geschlossenem Tiegel nach Pensky-Martens den Flammpunkt von brennbaren Flüssigkeiten, von Flüssigkeiten, die suspendierte Feststoffe enthalten, von Flüssigkeiten, die dazu neigen unter den Prüfbedingungen einen Oberflächenfilm auszubilden, von Biodiesel und von anderen Flüssigkeiten im Temperaturbereich von 40 °C bis 370 °C zu bestimmen. Z DIN EN ISO 4259-1: 2020-02 Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 1: Bestimmung der Präzisionsdaten von Prüfverfahren (ISO 4259-1: 2017 + Amd 1: 2019); Deutsche Fassung EN ISO 4259-1: 2017 + A1: 2019 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 4259-1: 2021-05 ZE DIN EN ISO 4259-1/ A2: 2020-06 Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 1: Bestimmung der Präzisionsdaten von Prüfverfahren - ÄNDERUNG 2 (ISO 4259- 1: 2017/ DAM 2: 2020); Deutsche und Englische Fassung EN ISO 4259-1: 2017/ prA2: 2020 DIN EN ISO 4259-1: 2021-05 Print: 210,50 EUR/ Download: 174,30 EUR Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 1: Bestimmung der Präzisionsdaten von Prüfverfahren (ISO 4259-1: 2017 + Amd 1: 2019 + Amd 2: 2020); Deutsche Fassung EN ISO 4259-1: 2017 + A1: 2019 + A2: 2020 Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 1: Determination of precision data in relation to methods of test (ISO 4259-1: 2017 + Amd 1: 2019 + Amd 2: 2020); German version EN ISO 4259-1: 2017 + A1: 2019 + A2: 2020 Ersatz für DIN EN ISO 4259-1: 2020-02 Gegenüber DIN EN ISO 4259-1: 2020-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Begriffe 3.18 und 3.20 wurden aktualisiert; b) Begriffe 3.19 und 3.21 wurden hinzugefügt; c) Absätze X.2 und X.3 in 6.4.1 wurden überarbeitet; d) Norm wurde redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt die Vorgehensweise für die Auslegung von Ringversuchen (ILS) und die Abschätzung von Präzisionsdaten für ein durch den Ringversuch festgelegtes Prüfverfahren festgelegt. Im Besonderen werden die maßgeblichen statistischen Begriffe definiert (Abschnitt 3) und die notwendigen Maßnahmen für die Planung von Ringversuchen zur Bestimmung der Präzision eines Prüfverfahrens (Abschnitt 4) sowie das Verfahren zur Berechnung der Präzision aus den Ergebnissen einer derartigen Studie (Abschnitte 5 und 6) festgelegt. E DIN EN ISO 13503-3: 2021-05 Print: 93,40 EUR/ Download: 77,30 EUR Erdöl- und Erdgasindustrie - Komplettierungsflüssigkeiten und -materialien - Teil 3: Prüfung von schweren Solen (ISO/ DIS 13503-3: 2021); Englische Fassung prEN ISO 13503-3: 2021 Petroleum and natural gas industries - Completion fluids and materials - Part 3: Testing of heavy brines (ISO/ DIS 13503-3: 2021); English version prEN ISO 13503- 3: 2021 Vorgesehen als Ersatz für DIN EN ISO 13503-3: 2006- 05 Erscheinungsdatum: 2021-04-23 Einsprüche bis 2021-06-16 Gegenüber DIN EN ISO 13503-3: 2006-05 wurden folgende Änderungen vorgenommen: Normen ilolo ikatio Spra t \ A mmu orisc nage \ B haft \ \ Ku te \ WL \ TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 61 Normen 62 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 a) strukturelle Neuorganisation des gesamten Dokuments, sodass dieses Dokument eine Ergänzung zu API RP 13J, 5. Ausgabe (2014) ist, deren Anforderungen mit den Ergänzungen und Ausschlüssen nach diesem Dokument gelten; b) Aktualisierung der normativen Verweisungen. Dieses Dokument behandelt die physikalischen Eigenschaften, potenzielle Verunreinigungen und Prüfverfahren für schwere Soleflüssigkeiten, die für die Verwendung in Öl- und Gasbohrungen, Komplettierungen und Workover-Flüssigkeiten hergestellt werden. Dieses Dokument bezieht sich im Allgemeinen auf API RP 13J, 5. Ausgabe (2014) für die Beschreibung von Methoden zur Bewertung der Leistung und der physikalischen Eigenschaften von schweren Soleflüssigkeiten für die Verwendung im Feldbetrieb. Dieses Dokument ergänzt die API RP 13J, 5. Ausgabe (2014), deren Anforderungen mit den in diesem Dokument angegebenen Ausnahmen gelten. Dieses Dokument bietet geeignetere Methodenbeschreibungen für die Bestimmung des pH- Werts und der Kristallisationstemperatur von Formiatsole bei Umgebungsdruck im Vergleich zu den Methoden in API RP 13J, 5. Ausgabe (2014). Dieses Dokument ist für die Verwendung durch Hersteller, Serviceunternehmen und Endverbraucher von schweren Solen bestimmt. 1.1.1.1 Übersetzugen DIN EN 15199-3: 2021-04 Print: 161,40 EUR/ Download: 133,60 EUR Petroleum products - Determination of boiling range distribution by gas chromatography method - Part 3: Crude oil Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 3: Rohöle DIN 51444: 2020-10 Print: 87,10 EUR/ Download: 72,20 EUR Testing of petroleum products - Determination of nitrogen - Oxidative combustion method with chemiluminescence detector Prüfung von Mineralölerzeugnissen - Bestimmung des gebundenen Stickstoffs - Verbrennungsverfahren mit Chemilumineszenz-Detektor 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen ZE EN ISO 2719/ prA1: 2020-04 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren nach Pensky-Martens mit geschlossenem Tiegel - ÄNDERUNG 1: Korrektur des Thermometers (ISO 2719: 2016/ DAM 1: 2020) EN ISO 2719/ A1: 2021-03 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren nach Pensky-Martens mit geschlossenem Tiegel - Änderung 1: Korrektur des Thermometers (ISO 2719: 2016/ Amd 1: 2021) Determination of flash point - Pensky-Martens closed cup method - Amendment 1: Thermometers correction (ISO 2719: 2016/ Amd 1: 2021) Änderung von EN ISO 2719: 2016-07 Z EN ISO 13736: 2013-04 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel (ISO 13736: 2013) Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 13736: 2021-04 ZE FprEN ISO 13736: 2020-12 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel (ISO/ FDIS 13736: 2020) EN ISO 13736: 2021-04 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel (ISO 13736: 2021) Determination of flash point - Abel closed-cup method (ISO 13736: 2021) Ersatz für EN ISO 13736: 2013-04 ZE prEN 15199-4: 2020-07 Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 4: Leichte Fraktionen des Rohöls Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN 15199-4: 2021-03 E FprEN 15199-4: 2021-03 Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 4: Leichte Fraktionen des Rohöls Petroleum products - Determination of boiling range distribution by gas chromatography method - Part 4: Light fractions of crude oil Vorgesehen als Ersatz für EN 15199-4: 2015-09; Ersatz für prEN 15199-4: 2020-07 ZE prEN ISO 22854: 2020-03 Flüssige Mineralölerzeugnisse - Bestimmung der Kohlenwasserstoffgruppen und der sauerstoffhaltigen Verbindungen in Ottokraftstoffen und in Ethanolkraftstoff (E85) - Multidimensionales gaschromatographisches Verfahren (ISO/ DIS 22854: 2020) Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN ISO 22854: 2021- 04 E FprEN ISO 22854: 2021-04 Flüssige Mineralölerzeugnisse - Bestimmung der Kohlenwasserstoffgruppen und der sauerstoffhaltigen Verbindungen in Ottokraftstoffen und in Ethanolkraftstoff (E85) - Multidimensionales gaschromatographisches Verfahren (ISO/ FDIS 22854: 2021) Liquid petroleum products - Determination of hydrocarbon types and oxygenates in automotive-motor gasoline and in ethanol (E85) automotive fuel - Multidimensional gas chromatography method (ISO/ FDIS 22854: 2021) TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 62 Normen 63 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 Vorgesehen als Ersatz für EN ISO 22854: 2016-04; Ersatz für prEN ISO 22854: 2020-03 1.2.2 ISO-Normen ZE ISO 2719 DAM 1: 2020-04 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren nach Pensky-Martens mit geschlossenem Tiegel ISO 2719 AMD 1: 2021-03 19,30 EUR Determination of flash point - Pensky-Martens closed cup method - Amendment 1: Thermometers correction Änderung von ISO 2719: 2016-06 ZE ISO/ FDIS 9038: 2021-01 Bestimmung der Weiterbrennbarkeit von Flüssigkeiten ISO 9038: 2021-04 69,90 EUR Bestimmung der Weiterbrennbarkeit von Flüssigkeiten Determination of sustained combustibility of liquids Ersatz für ISO 9038: 2013-07 ZE ISO/ DIS 12925-3: 2020-10 Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Erzeugnisse (Klasse L) - Familie C (Getriebe) - Teil 3: Anforderungen an die Kategorien CKG und CKL (Schmierstoffe für offene und halb-geschlossene Getriebesysteme) Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 12925-3: 2021-04 E ISO/ FDIS 12925-3: 2021-04 69,90 EUR Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Erzeugnisse (Klasse L) - Familie C (Getriebe) - Teil 3: Anforderungen an die Kategorien CKG und CKL (Schmierstoffe für offene und halb-geschlossene Getriebesysteme) Lubricants, industrial oils and related products (Class L) - Family C (gears) - Part 3: Specifications for greases for enclosed and open gear systems Ersatz für ISO/ DIS 12925-3: 2020-10 E ISO/ DIS 13503-3: 2021-04 69,90 EUR Erdöl- und Erdgasindustrie - Komplettierungsflüssigkeiten und -materialien - Teil 3: Prüfung von schweren Solen Petroleum and natural gas industries - Completion fluids and materials - Part 3: Testing of heavy brines Vorgesehen als Ersatz für ISO 13503-3: 2005-12 Einsprüche bis 2021-07-07 Z ISO 13736: 2013-04 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 13736: 2021-03 ZE ISO/ FDIS 13736: 2020-12 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel ISO 13736: 2021-03 142,20 EUR Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel Determination of flash point - Abel closed-cup method Ersatz für ISO 13736: 2013-04 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen Z DIN 983: 2011-04 Sicherungsringe mit Lappen (Halteringe) für Wellen Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 983: 2021-06 DIN 983: 2021-06 69,90 EUR Sicherungsringe mit Lappen (Halteringe) für Wellen Retaining rings with lugs for shafts (internal circlips) Ersatz für DIN 983: 2011-04 Gegenüber DIN 983: 2011-04 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) normative Verweisungen aktualisiert; b) neuen Abschnitt 3 „Begriffe“ hinzugefügt; c) in Abschnitt 3 „Maßbuchstaben und Formelzeichen“ (neu Abschnitt 4) das Maß a überarbeitet; d) in Tabelle 1 die Angabe der Passung „H13“ für die Nutbreite gestrichen und durch „min.“ ersetzt; e) Tabelle 7 „Annehmbare Qualitätsgrenzlage (AQL)“ gestrichen; f) Abschnitt 9 „Ablösedrehzahl“ (neu Abschnitt 10) und 11.2 „Nutbreite“ (neu 12.2) präzisiert; g) Norm redaktionell überarbeitet. Dieser Norm-Entwurf gilt für Sicherungsringe mit Lappen für Wellen. Die Sicherungsringe sind für das Halten von Maschinenteilen geeignet, die Kantenabstände (Rundungen oder Fasen) besitzen, sowie für einen verdeckten Einbau. Sie sind exzentrisch geformt und besitzen am Umfang gleichmäßig verteilt mehrere Lappen mit gleicher radialer Breite. Z DIN 3992: 1964-03 Profilverschiebung bei Stirnrädern mit Außenverzahnung Zurückgezogen; kein Bedarf mehr. Z DIN 6885-1: 1968-08 Mitnehmerverbindungen ohne Anzug; Paßfedern, Nuten, hohe Form Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 6885-1: 2021-06 DIN 6885-1: 2021-06 Print: 85,20 EUR/ Download: 70,60 EUR Mitnehmerverbindungen ohne Anzug, Passfedern, Nuten - Hohe Form - Teil 1: Maße, Toleranzen, Masse Drive type fastenings without taper action, parallel keys, keyways - Deep pattern - Part 1: Dimensions, tolerances, mass Ersatz für DIN 6885-1: 1968-08 Gegenüber DIN 6885 1: 1968-08 wurden folgende Änderungen vorgenommen: TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 63 Normen 64 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 a) zitierte Normen und Werkstoffbezeichnungen wurden dem derzeitigen Stand angepasst; b) Passfederform AB (rund-geradstirnig) wurde aufgenommen; c) Bestellangaben wurden aktualisiert (siehe 5.2); d) Angaben zur Oberflächenbeschaffenheit wurden aufgenommen (siehe 8); e) die Norm wurde redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt für Passfedern der hohen Form aus blankem Keilstahl nach DIN EN 6880: 2011-06 die Abmessungen sowie die technischen Lieferbedingungen nach DIN EN 10277: 2018-09 fest. DIN 6885-2: 2021-06 Print: 77,40 EUR/ Download: 63,90 EUR Mitnehmerverbindungen ohne Anzug, Passfedern, Nuten - Hohe Form für Werkzeugmaschinen - Teil 2: Maße, Toleranzen, Masse Drive type fastenings without taper action, parallel keys, keyways - Deep pattern for machine tools - Part 2: Dimensions, tolerances, mass Ersatz für die 2008-10 zurückgezogene Norm DIN 6885-2: 1967-12 Gegenüber der 2008-10 zurückgezogenen Norm DIN 6885-2: 1967-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) zitierte Normen und Werkstoffbezeichnungen wurden dem derzeitigen Stand angepasst; b) Bestellangaben wurden aktualisiert (siehe 5.2); c) Angaben zur Oberflächenbeschaffenheit wurden aufgenommen (siehe Abschnitt 8); d) die Norm wurde redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt für Passfedern der hohen Form für Werkzeugmaschinen aus blanken Keilstahl nach DIN EN 6880: 2011-06 die Abmessungen sowie die technischen Lieferbedingungen nach DIN EN 10277: 2018-09 fest. Z DIN 6885-3: 1956-02 Mitnehmerverbindungen ohne Anzug; Paßfedern, niedrige Form, Abmessungen und Anwendung Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 6885-3: 2021-06 DIN 6885-3: 2021-06 Print: 69,70 EUR/ Download: 57,70 EUR Mitnehmerverbindungen ohne Anzug, Passfedern, Nuten - Niedrige Form - Teil 3: Maße, Toleranzen, Masse Drive type fastenings without taper action, parallel keys, keyways - Low pattern - Part 3: Dimensions, tolerances, mass Ersatz für DIN 6885-3: 1956-02 Gegenüber DIN 6885-3: 1956-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Zitierte Normen und Werkstoffbezeichnungen wurden dem derzeitigen Stand angepasst; b) Bestellangaben wurden aktualisiert (siehe 5.2); c) Angaben zur Oberflächenbeschaffenheit wurden aufgenommen (siehe Abschnitt 8); d) die Norm wurde redaktionell überarbeitet; e) Anpassen der Senkungen für Abdrück- und Halteschraubenen. Dieses Dokument legt für Passfedern der niedrigen Form aus blanken Keilstahl nach DIN EN 6880: 2011- 06 die Abmessungen sowie die technischen Lieferbedingungen nach DIN EN 10277: 2018-09 fest. E DIN 8150: 2021-05 Print: 62,00 EUR/ Download: 51,30 EUR Gallketten Gall’s chains Vorgesehen als Ersatz für DIN 8150: 1984-03 Erscheinungsdatum: 2021-04-23 Einsprüche bis 2021-08-16 Gegenüber DIN 8150: 1984-03 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Splinte nach DIN EN ISO 1234 aufgeführt statt nach DIN 94; b) in Tabelle 1 - Kettenhauptabmessungen, Bruchkraft, Messkraft, Gelenkfläche und Gewicht p = 100 Gelenkfläche von 22,95 in 22,40 geändert, p = 110 Gelenkfläche von 25,28 in 25,20 geändert; c) in Tabelle 2 - Maße der Endlasche A und der Endbolzen B und C p = 15 Splintabmessung 2 × 20 in 2,5 × 20, p = 20 Splintabmessung 2,5 × 20 in 3,2 × 20, p = 100 Splintabmessung 10 × 90 in 13 × 90 geändert; d) in Tabelle 3 - Maße der Fangbolzen D und der Verbindungsbolzen mit Buchse E p = 15 Splintabmessung 2 × 20 in 1 × 20, p = 20 Splintabmessung 2 × 20 in 1,6 × 20, p = 25 Splintabmessung 2,5 × 20 in 2 × 20, p = 30 Splintabmessung 3,2 × 18 in 2,5 × 18, p = 40 Splintabmessung 4 × 22 in 3,2 × 22, p = 110 Splintabmessung 8 × 63 wurde spezifiziert und nicht die nach DIN EN ISO 1234 empfohlene Splintabmessung 10 x 63, um die maximal zulässige Bolzenlänge einhalten zu können; e) Scheiben bis Nenngröße 56 nach DIN EN ISO 7089 aufgeführt statt nach DIN 125; f) Scheiben größer als Nenngröße 56 nach DIN EN ISO 887 aufgeführt statt nach DIN 125. Abweichend von dieser Regel wurde in Tabelle 3 für p = 70 die Scheibe 30 nach DIN EN ISO 887 festgelegt, um die maximale Laschenhöhe nicht zu überschreiten. Diese Norm legt die Maße und Mindestbruchkräfte von Gallketten fest. Dieses Dokument ist anzuwenden für Lastketten oder für Antriebe mit geringen Leistungen bei niedrigen Kettengeschwindigkeiten. E DIN 8191: 2021-05 Print: 62,00 EUR/ Download: 51,30 EUR Verzahnung der Kettenräder für Zahnketten nach DIN 8190 - Profilabmessungen Tooth form for chain wheels for inverted tooth chains complying with DIN 8190 - Dimensions of profile Vorgesehen als Ersatz für DIN 8191: 1998-01 Erscheinungsdatum: 2021-04-16 Einsprüche bis 2021-08-09 TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 64 Normen 65 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 Gegenüber DIN 8191: 1998-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Die Gleichung (3) und Gleichung (5) wurden entsprechend DIN 8191 Berichtigung 1: 2006-11 korrigiert; b) in den normativen Verweisungen wurde DIN 3962-1 durch DIN ISO 1328-1 ersetzt; c) in den normativen Verweisungen wurde DIN ISO 286-1 durch DIN EN ISO 286-1 ersetzt; d) in Abschnitt 4 wurde eine Aufstellung der Symbole eingefügt; e) in Tabelle 1 wurde die Verzahnungsbreite bA für b = 60 bis 100 von bA = b - 1 in bA = b - 2,0 korrigiert; f) in Tabelle 3 und in Bild 2 wurde die untere Schlitzbreite f in f1 korrigiert, um eine Verwechselung mit dem Flankenmaß f der Kette (nach DIN 8190) auszuschließen; g) in Tabelle 4 wurde die Hilfsgröße 2c in 2c1 korrigiert, um eine Verwechselung mit der Breite der Einlaufschräge c am Kettenrad (Form A) auszuschließen; h) in Tabelle 4 wurden das Flankenmaß f der Kette nach DIN 8190 für die Kettengröße 24 von f = 15 in f = 14,95 und für die Kettengröße 32 von f = 20 in f = 19,93 korrigiert; i) die Werte für Kopfkreisdurchmesser da und die Zahnweite W wurden neu berechnet und dabei folgende Fehler korrigiert.: Kettentyp 12, z = 75, da = 554,4 wurde in da = 454,5 korrigiert; Kettentyp 16, z = 36, da = 298,8 wurde in da = 289,7 korrigiert; Kettentyp 16, z = 37, da = 279,9 wurde in da = 297,9 korrigiert; Kettentyp 16, z = 98, da = 892,1 wurde in da = 792,0 korrigiert; Kettentyp 32, z = 19, da = 302,7 wurde in da = 301,7 korrigiert; Darüber hinaus gibt es in Einzelfällen unkritische Abweichungen in der letzten Nachkommastelle für da und W. Deshalb wird an dieser Stelle auf die Angabe der Einzelheiten verzichtet. Bedingt durch die unter h) beschriebenen Änderungen ergeben sich für die Kettentypen 24 und 32 auch unkritische Abweichungen für W in beiden Nachkommastellen; j) im englischen Titel wurde das Wort wheel durch sprocket ersetzt. Dieses Dokument ist anzuwenden beim Einsatz von Zahnketten nach DIN 8190 zur Kraftübertragung in allen Fällen, in denen die Zahnkette die Kettenräder umschlingt. Es legt Kopfkreisdurchmesser und Zahnweite von Kettenrädern mit einem Eingriffswinkel von 30° und einer stark negativ profilverschobenen Evolventenverzahnung für Ketten nach DIN 8190 in Abhängigkeit von der Zähnezahl fest. Dieses Dokument ist nicht anzuwenden, wenn eine gestreckte Zahnkette in die Kettenräder eingreift. In diesen Fällen wird eine Sonderverzahnung der Kettenräder benötigt. E DIN 8197: 2021-05 Print: 46,20 EUR/ Download: 38,10 EUR Stahlgelenkketten - Bezugsprofile von Wälzwerkzeugen für Kettenräder für Rollenketten Steel link chains - Reference profiles of hobs for sprockets for roller chains Vorgesehen als Ersatz für DIN 8197: 1980-06 Erscheinungsdatum: 2021-04-16 Einsprüche bis 2021-08-09 Gegenüber DIN 8197: 1980-06 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Die Ketten-Nummern wurden an DIN ISO 606 angepasst; b) Ketten-Nr. H und HE aus DIN ISO 606 wurden neu aufgenommen; c) Profil-Nr. 1: Ketten-Nr. 03 B in 03 korrigiert; d) Profil-Nr. 2: Ketten-Nr. 04 B in 04 korrigiert; e) Profil-Nr. 5: Ketten-Nr. 08 A in 40 korrigiert, Ketten- Nr. 081 bis 084 in 081, 083 und 084 geändert, Ketten-Nr. 085 in 41 korrigiert; f) Profil-Nr. 7: Ketten-Nr. 10 A und 10 B in 50, 10B korrigiert; g) Profil-Nr. 8: Ketten-Nr. 12 A in 60 korrigiert, Ketten- Nr. 60H und 60HE hinzugefügt; h) Profil-Nr. 9: Ketten-Nr. 16 A und 16 B in 80 und 16 B korrigiert, Ketten-Nr. 80H und 80HE hinzugefügt; i) Profil-Nr. 10: Ketten-Nr. 20 A und 20 B in 100 und 20 B korrigiert, Ketten-Nr. 100H und 100HE hinzugefügt; j) Profil-Nr. 11: Ketten-Nr. 24 A in 120 korrigiert, Ketten-Nr. 120H und 120HE hinzugefügt; k) Profil-Nr. 13: Ketten-Nr. 28 A in 140 korrigiert, Ketten-Nr. 140H und 140HE hinzugefügt; l) Profil-Nr. 15: Ketten-Nr. 32 A in 160 korrigiert, Ketten-Nr. 160H und 160HE hinzugefügt; m)Profil-Nr. 17: Ketten-Nr. 40 A in 200 korrigiert, Ketten-Nr. 200H und 200HE hinzugefügt; n) Profil-Nr. 18: Ketten-Nr. 48 A in 240 korrigiert, Ketten-Nr. 240H und 240HE hinzugefügt. Dieses Dokument legt die Bezugsprofile von Wälzwerkzeugen für die Fertigung von Kettenrädern für Ketten nach DIN ISO 606 fest und ordnet dabei Profil-Nummern den jeweiligen Ketten zu. Dieses Dokument legt auch für die Ketten 03 und 04 der zurückgezogenen Norm DIN 8187-1: 1996-03 die entsprechenden Bezugsprofile Z DIN EN 13749: 2011-06 Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Festlegungsverfahren für Festigkeitsanforderungen an Drehgestellrahmen; Deutsche Fassung EN 13749: 2011 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 13749: 2021-05 DIN EN 13749: 2021-05 Print: 154,60 EUR/ Download: 128,00 EUR Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Festlegungsverfahren für Festigkeitsanforderungen an Drehgestellrahmen; Deutsche Fassung EN 13749: 2021 Railway applications - Wheelsets and bogies - Method of specifying the structural requirements of bogie frames; German version EN 13749: 2021 Ersatz für DIN EN 13749: 2011-06 Gegenüber DIN EN 13749: 2011-06 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Formelzeichen (Symbole) und Einheiten im Einklang TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 65 Normen 66 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 mit den CEN-Regularien vom normativen Text in den informativen Anhang A verschoben, da diese lediglich für die anderen informativen Anhänge verwendet werden; b) vorherigen informativen Anhang C gestrichen und dafür auf EN 15663 verwiesen, welche nunmehr Angaben für Fahrzeugmassen abdeckt; c) informativer Anhang E überarbeitet, um rechnerische Festigkeitsnachweise und Freigabeverfahren nach EN 15827 darzustellen; d) im informativen Anhang C einige Fehler in Gleichungen der Lastfall-Beispiele berichtigt; e) im informativen Anhang D Anleitung für Bauteillasten überarbeitet, um die heutige Praxis besser widerzuspiegeln; f) in Anhang C (informativ), Anhang D (informativ) sowie Anhang F (informativ) und Anhang G (informativ) höhere Gewichtung der Einschränkungen zu Angaben der Beispiellastfälle und Hervorhebung, dass die Lasten nur verwendet werden sollten, wenn gezeigt werden kann, dass sie für die spezielle Konstruktion gültig sind; g) Norm redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt das Verfahren fest, das für eine zufriedenstellende Konstruktion von Drehgestellrahmen anzuwenden ist, einschließlich Konstruktionsverfahren, Bewertungsverfahren, Prüfung und Qualitätsanforderungen für die Herstellung. Es beschränkt sich auf die Festigkeitsanforderungen von Drehgestellrahmen einschließlich Traversen und Radsatzlagergehäusen. Für die Anwendung dieses Dokuments beinhalten diese Begriffe alle funktionellen Zusatzeinrichtungen, z. B. Dämpferhalter. V DIN CEN/ TS 15427-1-3: 2021-06 Print: 80,70 EUR/ Download: 66,60 EUR Bahnanwendungen - Reibungsmanagement zwischen Rad und Schiene - Teil 1-3: Vorrichtungen und Anwendung - Kraftschlusserhöhende Materialien; Deutsche Fassung CEN/ TS 15427-1-3: 2021 Railway applications - Wheel/ Rail friction management - Part 1-3: Equipment and Application - Adhesion materials; German version CEN/ TS 15427-1-3: 2021 Dieses Dokument beschränkt sich darauf, die Anforderungen bei der Anwendung von kraftschlusserhöhenden Materialien auf die Kontaktfläche zwischen Radlauffläche und Fahrfläche der Schiene festzulegen, und umfasst sowohl fahrzeugseitige als auch gleisseitige Lösungen. Dieses Dokument deckt nur die Vorrichtungen und Anwendung von kraftschlusserhöhenden Materialien auf die aktive Kontaktfläche ab. Dieses Dokument definiert - die Eigenschaften, die Systeme bei der Applikation von kraftschlusserhöhenden Materialien an der Kontaktfläche zwischen Rad und Schiene erfüllen müssen, zusammen mit geeigneten Inspektions- und Prüfverfahren, die zur Verifikation durchzuführen sind, - alle relevanten Begriffe, die spezifisch für kraftschlusserhöhenden Materialien für 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. Wo andere Technologien als die Anwendung von kraftschlusserhöhenden Materialien zur Beeinflussung der Kontaktfläche zwischen Rad und Schiene verwendet werden, liegen diese nicht im Anwendungsbereich dieses Dokuments, es kann jedoch als Leitlinie verwendet werden. V DIN CEN/ TS 15427-2-3: 2021-06 Print: 80,70 EUR/ Download: 66,60 EUR Bahnanwendungen - Reibungsmanagement zwischen Rad und Schiene - Teil 2-3: Eigenschaften und Merkmale - Kraftschlusserhöhende Materialien; Deutsche Fassung CEN/ TS 15427-2-3: 2021 Railway applications - Wheel/ Rail friction management - Part 2-3: Properties and Characteristics - Adhesion materials; German version CEN/ TS 15427-2-3: 2021 Dieses Dokument legt die Anforderungen an kraftschlusserhöhende Materialien für die Anwendung auf der Kontaktfläche zwischen Radlauffläche und Fahrfläche der Schiene (aktive Kontaktfläche) fest. Diese können 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 Kraftschlussmodifikatoren. Zu Kraftschlussmodifikatoren siehe CEN/ TS 15427-2- 2: 2021. E DIN EN 15437-1/ A1: 2021-06 Print: 46,20 EUR/ Download: 38,10 EUR Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 1: Heißläuferortungsanlagen und Radsatzlagergehäusegestaltung; Deutsche und Englische Fassung EN 15437-1: 2009/ prA1: 2021 Railway applications - Axlebox condition monitoring - Interface and design requirements - Part 1: Track side equipment and rolling stock axlebox; German and English version EN 15437-1: 2009/ prA1: 2021 Vorgesehen als Änderung von DIN EN 15437-1: 2010-06 Erscheinungsdatum: 2021-05-14 Einsprüche bis 2021-07-07 Dieser Teil der EN 15437 legt die Mindesteigenschaften für die Schnittstelle zwischen einer streckenseitigen Heißläuferortungsanlage und einem Schienenfahrzeug fest, welche den Europäischen Richtlinien für Interoperabilität entsprechen, um sicherzustellen, dass die funktionalen Mindestanforderungen dieser Schnittstelle erreicht werden. Die Mindestanforderungen der Schnittstelle gelten für: a) Fahrzeuge, die der europäischen Standardspurweite 1435 mm entsprechen; b) Radsätze, die außengelagert sind; ANMERKUNG Für die Konstruktion innengelagerter Radsätze sollte die Anforderungen der Anmerkung 2 in 5.2 beachtet werden. TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 66 Normen 67 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 c) Fahrzeuge mit einer Maximalgeschwindigkeit von bis zu 250 km/ h einschließlich; ANMERKUNG 1 Das heißt konventioneller Verkehr und Klasse 2 Hochgeschwindigkeitsfahrzeuge, wie in der TSI Fahrzeuge definiert. ANMERKUNG 2 Interoperable Fahrzeuge, die für Geschwindigkeiten oberhalb 250 km/ h konstruiert sind (Klasse 1 Hochgeschwindigkeitsfahrzeuge) müssen zur Überwachung der Radsatzlagerzustände, mit Onboard-Systemen ausgerüstet sein. Die Anforderungen für Onboard-Systeme werden im Teil 2 dieser Norm beschrieben, der sich gegenwärtig in der Entwicklung befindet. ANMERKUNG 3 Interoperable Fahrzeuge, die für Geschwindigkeiten oberhalb 250 km/ h konstruiert sind (Klasse 1 Hochgeschwindigkeitsfahrzeuge), liegen nicht im Anwendungsbereich dieses Teils der Norm. Wenn es jedoch erforderlich ist, dass Klasse 1 Hochgeschwindigkeitsfahrzeuge durch HOA überwacht werden müssen, sollte die Konstruktion den Anforderungen entsprechen, die in dieser Norm definiert sind, falls nicht bereits an anderer Stelle festgelegt. d) streckenseitige HOA, die erforderlich sind, um konventionellen Verkehr und Klasse 2 Hochgeschwindigkeitsfahrzeuge zu überwachen. Die Fahrzeuganforderungen für diese Schnittstelle sind im Abschnitt 5 beschrieben. Die HOA-Anforderungen für diese Schnittstelle sind im Abschnitt 6 angegeben. Mit dieser Änderung soll der informative Anhang ZA überarbeitet werden. E DIN EN 15437-2/ A1: 2021-06 Print: 46,20 EUR/ Download: 38,10 EUR Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 2: Leistungs- und Konstruktionsanforderungen von fahrzeugbasierten Systemen für Temperaturüberwachung; Deutsche und Englische Fassung EN 15437-2: 2012/ prA1: 2021 Railway applications - Axlebox condition monitoring - Interface and design requirements - Part 2: Performance and design requirements of on-board systems for temperature monitoring; German and English version EN 15437-2: 2012/ prA1: 2021 Vorgesehen als Änderung von DIN EN 15437-2: 2012- 12 Erscheinungsdatum: 2021-05-14 Einsprüche bis 2021-07-07 Diese Europäische Norm legt die Mindestanforderungen an fahrzeugbasierte Systeme zur Überwachung von Radsatzlagern durch Temperaturmessungen fest. Diese Europäische Norm bezieht sich auf die Temperaturüberwachung der Radsatzlagerung. Jedoch kann die Konstruktion so erfolgen, dass das Wälzlager selbst direkt überwacht wird. Die Anforderungen dieser Europäischen Norm sind sowohl zur Anwendung bei Basisüberwachungssystemen als auch zur Überwachung der Radsatzlagerungstemperatur durch technisch komplexere Systeme bestimmt, die Mechatronik einsetzen können. Um die Kompatibilität von Überwachungssystemen und den effektiven Überwachungsfunktionen sicherstellen zu können, legt diese Europäische Norm die Anforderungen in den folgenden Bereichen fest: - Ausrüstungsteile und Eigenschaften; - Überwachungsfunktion; - Betrieb und Schnittstellen. Dieser Teil der EN 15437 enthält nicht: - Systeme, die keine Anzeige für den Triebfahrzeugführer bereitstellen; - wie ein fahrzeugbasiertes Überwachungssystem strukturiert ist und wie es die Temperatur misst und die Position der Radsatzlagerung identifiziert. Dies wird als Teil der Konstruktion von Ausrüstungsteilen betrachtet und nicht als Teil der funktionellen Anforderungen, die in dieser Norm festgelegt werden; - betriebliche Anforderungen für das Reagieren auf die durch das fahrzeugbasierte Überwachungssystem übertragenen Informationen; - betriebliche Anforderungen für Konflikte von Informationen zwischen streckenseitigen Überwachungssystemen und fahrzeugbasierten Überwachungssystemen; - Anforderungen an die Wartung von fahrzeugbasierten Temperaturüberwachungssystemen. Mit dieser Änderung soll der informative Anhang ZA überarbeitet werden. DIN ISO 16084: 2021-06 Print: 192,10 EUR/ Download: 158,80 EUR Auswuchten von rotierenden Werkzeugen und Werkzeugsystemen (ISO 16084: 2017) Balancing of rotating tools and tool systems (ISO 16084: 2017) Dieses Dokument legt Anforderungen und Berechnungen zur Ermittlung der zulässigen statischen und dynamischen Restunwuchtung von rotierenden Einzelwerkzeugen und Werkzeugsystemen fest. Es basiert auf der Vorgabe, aufgrund dieser die durch die Drehzahl hervorgerufenen unsymmetrischen Fliehkräfte weder zu Beschädigung der Spindellager noch zur Beeinträchtigungen von Bearbeitungsprozessen, Werkzeugstandzeiten und Werkstückqualität führen dürfen. 2.1.1.1 Übersetzungen DIN 1498: 2020-08 Print: 77,60 EUR/ Download: 64,10 EUR Tension bush for internal application Einspannbuchsen für Lagerungen DIN 1499: 2020-08 Print: 77,60 EUR/ Download: 64,10 EUR Tension bush for external application Aufspannbuchsen für Lagerungen 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen E EN 12080/ prA1: 2021-03 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Wälzlager Railway applications - Axleboxes - Rolling bearings TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 67 Normen 68 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 Vorgesehen als Änderung von EN 12080: 2017-09 Einsprüche bis 2021-06-17 Z EN 13749: 2011-03 Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Festlegungsverfahren für Festigkeitsanforderungen an Drehgestellrahmen Zurückgezogen, ersetzt durch EN 13749: 2021-03 ZE FprEN 13749: 2020-11 Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Festlegungsverfahren für Festigkeitsanforderungen an Drehgestellrahmen 2.2.2 ISO-Normen E ISO/ DIS 4384-2: 2021-03 69,90 EUR Gleitlager - Härteprüfung an Lagermetallen - Teil 2: Massivwerkstoffe Plain bearings - Hardness testing of bearing metals - Part 2: Solid materials Vorgesehen als Ersatz für ISO 4384-2: 2011-05 Einsprüche bis 2021-06-23 ZE ISO/ DIS 5287: 2020-10 Riemenantriebe - Keilriemen für die Kraftfahrzeugindustrie - Ermüdungsprüfung Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 5287: 2021-04 E ISO/ FDIS 5287: 2021-04 69,90 EUR Riemenantriebe - Keilriemen für die Kraftfahrzeugindustrie - Ermüdungsprüfung Belt drives - V-belts for the automotive industry - Fatigue test Vorgesehen als Ersatz für ISO 5287: 2003-08; Ersatz für ISO/ DIS 5287: 2020-10 ZE ISO/ DIS 6195: 2020-08 Fluid power systems and components - Cylinder-rod wiper-ring housings in reciprocating applications - Dimensions and tolerances Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 6195: 2021-04 E ISO/ FDIS 6195: 2021-04 106,10 EUR Fluid power systems and components - Cylinder-rod wiper-ring housings in reciprocating applications - Dimensions and tolerances Vorgesehen als Ersatz für ISO 6195: 2013-02; Ersatz für ISO/ DIS 6195: 2020-08 E ISO/ DIS 6627: 2021-04 69,90 EUR Internal combustion engines - Piston rings - Expander/ segment oil-control rings Vorgesehen als Ersatz für ISO 6627: 2011-08 Einsprüche bis 2021-06-28 Z ISO 7905-1: 1995-02 Gleitlager - Gleitlager-Ermüdung - Teil 1: Gleitlager auf Lager-Prüfständen und in Lager-Anwendungen unter hydrodynamischer Schmierung (ISO 7905-1: 1995) Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 7905-1: 2021-04 ZE ISO/ FDIS 7905-1: 2021-01 Gleitlager - Gleitlager-Ermüdung - Teil 1: Gleitlager auf Lager-Prüfständen und in Lager-Anwendungen unter hydrodynamischer Schmierung ISO 7905-1: 2021-04 106,10 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 Ersatz für ISO 7905-1: 1995-02 ZE ISO/ DIS 7905-4: 2020-01 Gleitlager - Gleitlager-Ermüdung - Teil 4: Prüfung an Lagerschalen aus metallischem Verbund-Lagerwerkstoff Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 7905-4: 2021- 04 E ISO/ FDIS 7905-4: 2021-04 69,90 EUR Gleitlager - Gleitlager-Ermüdung - Teil 4: Prüfung an Lagerschalen aus metallischem Verbund-Lagerwerkstoff Plain bearings - Bearing fatigue - Part 4: Tests on halfbearings of a metallic multilayer bearing material Vorgesehen als Ersatz für ISO 7905-4: 1995-02; Ersatz für ISO/ DIS 7905-4: 2020-01 Z ISO 12130-1: 2001-11 Gleitlager - Hydrodynamische Radial-Gleitlager im stationären Betrieb - Teil 1: Berechnung von Axial-Kippsegmentlagern Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 12130-1: 2021-04 ZE ISO/ FDIS 12130-1: 2020-11 Plain bearings - Hydrodynamic plain tilting pad thrust bearings under steady-state conditions - Part 1: Calculation of tilting pad thrust bearings ISO 12130-1: 2021-04 142,20 EUR Plain bearings - Hydrodynamic plain tilting pad thrust bearings under steady-state conditions - Part 1: Calculation of tilting pad thrust bearings Ersatz für ISO 12130-1: 2001-11 E ISO/ FDIS 14287: 2021-04 69,90 EUR Gleitlager - Werkstoffe für Kippsegmentlager Plain bearings - Pad materials for tilting pad bearings Vorgesehen als Ersatz für ISO 14287: 2018-10; Ersatz für ISO/ DIS 14287: 2020-07 Z ISO 16287: 2005-02 Gleitlager - Buchsen aus thermoplastischen Kunststoffen - Maße und Toleranzen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 16287: 2021-03 TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 68 Normen 69 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 ISO 16287: 2021-03 106,10 EUR Gleitlager - Buchsen aus thermoplastischen Kunststoffen - Maße und Toleranzen Plain bearings - Thermoplastic bushes - Dimensions and tolerances Ersatz für ISO 16287: 2005-02 E ISO/ DIS 16889: 2021-04 69,90 EUR Hydraulic fluid power - Filters - Multi-pass method for evaluating filtration performance of a filter element Vorgesehen als Ersatz für ISO 16889: 2008-06 und ISO 16889 AMD 1: 2018-11 Einsprüche bis 2021-06-18 3 Vorhaben 3.1 DIN-Normenausschuss Fahrweg und Schienenfahrzeuge (FSF) Bahnanwendungen - Messung von vertikalen Rad- und Radsatzkräften - Teil 1: Gleisseitige Messeinrichtungen für fahrende Fahrzeuge; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087-00-02-02 UA <08701470> Der Anwendungsbereich dieser Europäischen Norm ist auf das Messen vertikaler Radkräfte und die Berechnung davon abgeleiteter Größen für Fahrzeuge im betrieblichen Einsatz beschränkt. Messungen eines Zuges in Bewegung werden verwendet, um die statischen Kräfte abzuschätzen. Abgeleitete Größen können sein: - Radsatzlasten; - Lastunterschiede zwischen den beiden Seiten eines Radsatzes, Drehgestells oder Fahrzeugs; - Gesamtmasse eines Fahrzeugs oder Zugverbandes; - mittlere Radsatzlast eines Fahrzeugs oder Zugverbandes. Diese Norm befasst sich nicht mit der Bewertung: - der dynamischen Radkraft oder abgeleiteter Größen; - des Zustandes der Räder (z. B. der Gestalt, dem Profil, Flachstelle); - der Querkraft am Rad; - der Kombination aus vertikalen und Querkräften am Rad. Diese Norm legt Genauigkeitsklassen für durchzuführende Messungen bei Geschwindigkeiten oberhalb von 5 km/ h innerhalb des kalibrierten Bereichs bis zur Streckengeschwindigkeit fest. Das Ziel dieser Norm besteht im Erreichen von Messergebnissen, die repräsentative Werte für die Verteilung der vertikalen Radkräfte eines fahrenden Fahrzeugs erzeugen und die unter idealen Bedingungen denen gleich sind, die bei einem stehenden Fahrzeug erhoben werden können. Diese Norm erhebt keinerlei Beschränkungen dazu, welche Fahrzeugtypen überwacht werden können oder an welchen Netzwerken oder Strecken das Messsystem installiert werden kann. Die Norm legt technische Mindestanforderungen und messtechnische Merkmale für ein System zum Messen und Bewerten zahlreicher Parameter zur Fahrzeugbeanspruchung fest. Ebenfalls definiert werden Genauigkeits-klassen für die gemessenen Parameter und die Vorgehensweise zur Verifizierung der Kalibrierung. Das in dieser Norm vorgeschlagene Messsystem sollte nicht als sicherheitsentscheidend erachtet werden. Falls das Messsystem mit einem Zugsicherungssystem verbunden ist, dann könnten Anforderungen, die nicht Bestandteil dieser Norm sind, zur Anwendung kommen. Messsysteme nach dieser Norm haben das Potential, die Sicherheit im Bereich der Eisenbahn zu verbessern. Dennoch ist nicht diese Norm, sondern die Anwendung der gegenwärtigen betrieblichen und instandhaltungstechnischen Verfahrensweisen obligatorisch, um das Sicherheitsniveau in den Europäischen Eisenbahnnetzen zu gewährleisten. Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Leistungsanforderungen - Teil 2: Leistungs- und Konstruktionsanforderungen von fahrzeugbasierten Systemen für Temperaturüberwachung; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087-00-02 AA <08701471> Diese Europäische Norm legt die Mindestanforderungen an fahrzeugbasierte Systeme zur Überwachung von Radsatzlagern durch Temperaturmessungen fest. Diese Europäische Norm bezieht sich auf die Temperaturüberwachung der Radsatzlagerung. Jedoch kann die Konstruktion so erfolgen, dass das Wälzlager selbst direkt überwacht wird. Die Anforderungen dieser Europäischen Norm sind sowohl zur Anwendung bei Basisüberwachungssystemen als auch zur Überwachung der Radsatzlagerungstemperatur durch technisch komplexere Systeme bestimmt, die Mechatronik einsetzen können. Um die Kompatibilität von Überwachungssystemen und den effektiven Überwachungsfunktionen sicherstellen zu können, legt diese Europäische Norm die Anforderungen in den folgenden Bereichen fest: - Ausrüstungsteile und Eigenschaften; - Überwachungsfunktion; - Betrieb und Schnittstellen. Dieser Teil der EN 15437 enthält nicht: - Systeme, die keine Anzeige für den Triebfahrzeugführer bereitstellen; - wie ein fahrzeugbasiertes Überwachungssystem strukturiert ist und wie es die Temperatur misst und die Position der Radsatzlagerung identifiziert. Dies wird als Teil der Konstruktion von Ausrüstungsteilen betrachtet und nicht als Teil der funktionellen Anforderungen, die in dieser Norm festgelegt werden; - betriebliche Anforderungen für das Reagieren auf die durch das fahrzeugbasierte Überwachungssystem übertragenen Informationen; - betriebliche Anforderungen für Konflikte von Informationen zwischen streckenseitigen Überwachungs-systemen und fahrzeugbasierten Überwachungssystemen; - Anforderungen an die Wartung von fahrzeugbasierten Temperaturüberwachungssystemen. Mit dieser Änderung soll der informative Anhang ZA überarbeitet werden. Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 1: Heißläuferortungsanlagen und Radsatzlagergehäusegestaltung; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087-00-02-04 UA <08701472> Dieser Teil der EN 15437 legt die Mindesteigenschaften für die Schnittstelle zwischen einer streckenseitigen Heißläuferortungsanlage und einem Schienenfahrzeug fest, welche den Europäischen Richtlinien für Interoperabilität entsprechen, um sicherzustellen, dass die funktionalen Mindestanforderungen dieser Schnittstelle er- TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 69 Normen 70 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 reicht werden. Die Mindestanforderungen der Schnittstelle gelten für: a) Fahrzeuge, die der europäischen Standardspurweite 1435 mm entsprechen; b) Radsätze, die außengelagert sind; ANMERKUNG Für die Konstruktion innengelagerter Radsätze sollte die Anforderungen der Anmerkung 2 in 5.2 beachtet werden. c) Fahrzeuge mit einer Maximalgeschwindigkeit von bis zu 250 km/ h einschließlich; ANMERKUNG 1 Das heißt konventioneller Verkehr und Klasse 2 Hochgeschwindigkeitsfahrzeuge, wie in der TSI Fahrzeuge definiert. ANMERKUNG 2 Interoperable Fahrzeuge, die für Geschwindigkeiten oberhalb 250 km/ h konstruiert sind (Klasse 1 Hochgeschwindigkeitsfahrzeuge) müssen zur Überwachung der Radsatzlagerzustände, mit Onboard- Systemen ausgerüstet sein. Die Anforderungen für Onboard-Systeme werden im Teil 2 dieser Norm beschrieben, der sich gegenwärtig in der Entwicklung befindet. ANMERKUNG 3 Interoperable Fahrzeuge, die für Geschwindigkeiten oberhalb 250 km/ h konstruiert sind (Klasse 1 Hochgeschwindigkeitsfahrzeuge), liegen nicht im Anwendungsbereich dieses Teils der Norm. Wenn es jedoch erforderlich ist, dass Klasse 1 Hochgeschwindigkeitsfahrzeuge durch HOA überwacht werden müssen, sollte die Konstruktion den Anforderungen entsprechen, die in dieser Norm definiert sind, falls nicht bereits an anderer Stelle festgelegt. d) streckenseitige HOA, die erforderlich sind, um konventionellen Verkehr und Klasse 2 Hochgeschwindigkeitsfahrzeuge zu überwachen. Die Fahrzeuganforderungen für diese Schnittstelle sind im Abschnitt 5 beschrieben. Die HOA-Anforderungen für diese Schnittstelle sind im Abschnitt 6 angegeben. Mit dieser Änderung soll der informative Anhang ZA überarbeitet werd 3. 2 DIN-Normenausschuss Wälz- und Gleitlager (NAWGL) Wälzlager - Radiallager - Maßplan; NA 118-01-01 AA <11800575> Ziel dieses Dokuments ist die hinreichende Begrenzung der Anzahl der Größen von Radiallagern dahingehend, dass einerseits eine wirtschaftliche Herstellung sichergestellt, andererseits eine ausreichende Anzahl von Größen bereitgestellt werden kann, um mit heutigen und künftigen Anforderungen von Lagerverwendern übereinzustimmen. Diese Anforderungen sind umfassend und differenziert. Daher muss in diesem Dokument eine breite Palette von numerisch festgelegten Größen und Proportionen betrachtet und die Möglichkeit berücksichtigt werden, dass es sogar nach den Richtlinien in Anhang A erweitert werden kann. Nach ISO genormte Kegelrollenlager, Spannlager und einige Arten von Nadelrollenlagern sowie Präzisionslager für Instrumente stimmen mit diesem Dokument nicht überein, da die hier angegebenen Maße für die fraglichen Lager nicht als optimal angesehen werden. In diesem Dokument werden die bevorzugten Grenzmaße von Radiallagern der Durchmesserreihen 7, 8, 9, 0, 1, 2, 3 und 4 festgelegt. Dieses Dokument enthält die deutsche Übersetzung der Internationalen Norm ISO 15: 2017, die im Technischen Komitee ISO/ TC 4 „Rolling bearings“ erarbeitet wurde, dessen Sekretariat von SIS (Schweden) gehalten wird. Das zuständige deutsche Normungsgremium ist der Arbeitsausschuss NA 118-01-01 AA „Grundsatzfragen, Bezeichnungen, Terminologie, Kurzzeichen, Maßpläne“ im DIN Normenausschuss Wälz- und Gleitlager (NAWGL). 4 Erklärung über die technischen Regeln Soweit bekannt sind zu den einzelnen Dokumenten Preise angegeben. Ein Preisnachlass auf DIN-Normen und DIN SPEC wird gewährt für Mitglieder des DIN in Höhe von 15 % und für Angehörige anerkannter Bildungseinrichtungen (Bestellung muss mit Nachweis versehen sein) in Höhe von 50 %. Alle DIN-Normen, DIN-Norm-Entwürfe, DIN SPEC und Beiblätter können ohne Mehrpreis im Monatsabonnement bezogen werden. Bei der Bestellung ist die genaue Bezeichnung des Fachgebietes, möglichst unter Verwendung der ICS-Zahlen, anzugeben (siehe DIN- Mitt. 72. 1993, Nr. 8, S. 443 bis 450). Ein Anschriftenverzeichnis der Stellen im Ausland, bei denen Deutsche Normen eingesehen und bestellt werden können, wird vom Beuth Verlag GmbH, AuslandsNormen-Service, 10772 Berlin, kostenlos abgegeben. Die Ausgabedaten der anderen technischen Regeln sind nicht immer identisch mit ihrem Erscheinungstermin oder mit dem Beginn ihrer Gültigkeit. Um eine möglichst vollständige Information zu geben, werden Entwürfe von anderen technischen Regeln auch bei bereits abgelaufener Einspruchsfrist angezeigt. Voraussetzung für die Aufnahme einer Titelmeldung in die DITR-Datenbanken ist das Vorliegen eines Belegexemplars der technischen Regel. Alle regelerstellenden Organisationen werden daher gebeten, Belegstücke zu Veränderungen ihrer Regelwerke mit Preisangabe an folgende Anschrift zu senden: Deutsches Informationszentrum für technische Regeln (DITR), 10772 Berlin. Erklärung der im DIN-Anzeiger für technische Regeln verwendeten Vorzeichen: V = DIN SPEC (Vornorm) F = DIN SPEC (Fachbericht) P = DIN SPEC (PAS) A = DIN SPEC (CWA) G = Geschäftsplan (GP → einer DIN SPEC (PAS)) E = Entwurf M = Manuskriptverfahren TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 70 Normen 71 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 C = Corrigendum/ Berichtigung Ü = Übersetzung B = Beabsichtigte Zurückziehung (BV → einer Vornorm, BE → eines Entwurfs) Z = Zurückziehung (ZV → einer Vornorm, ZE → eines Entwurfs) 4.1 Europäische und internationale Normungsergebnisse 4.1.1 Europäische Normen Der Druck der vom Europäischen Komitee für Normung (CEN) angenommenen EN als DIN-EN-Norm ist vorgesehen. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) beim Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Der Druck der vom Europäischen Komitee für Elektrotechnische Normung (CENELEC) angenommenen EN und HD als DIN-ENbzw. DIN-EN-Norm mit VDE- Klassifizierung ist in Vorbereitung. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript bei der DKE Deutsche Kommission Elektrotechnik Elektronik Informationstechnik im DIN und VDE, Stresemannallee 15, 60596 Frankfurt, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Die Übernahme der vom Europäischen Institut für Telekommunikationsnormen (ETSI) angenommenen EN in das Deutsche Normenwerk ist in Vorbereitung. Bis zur Übernahme als DIN-Norm kann das Vormanuskript bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. 4.1.2 Europäische Norm-Entwürfe Die spätere Übernahme der von CEN und CENELEC veröffentlichten Norm-Entwürfe (prEN) und der von CENELEC herausgegebenen HD-Entwürfe (prHD) in das Deutsche Normenwerk ist vorgesehen. Hinsichtlich der Schlussentwürfe (prEN) von CEN, die ohne Einspruchsfristen angezeigt werden, können Vormanuskripte in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) zu den angegebenen Preisen bezogen werden. Bei Dokumenten, die im Parallelen Umfrageverfahren bei IEC und CENELEC erschienen sind, ist in Klammern die Nummer des IEC-Dokumentes angegeben. Diese Entwürfe können bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Stellungnahmen sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. Die vom ETSI veröffentlichten Entwürfe für Europäische Normen (prEN) sollen später in das Deutsche Normenwerk übernommen werden. Diese Entwürfe (überwiegend in englischer Sprache) können bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Stellungnahmen sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. 4.1.3 Internationale Normen und Norm-Entwürfe Die Ergebnisse der Arbeit der Internationalen Organisation für Normung (ISO) und der Internationalen Elektrotechnischen Kommission (IEC) sowie der ISO/ IEC- Arbeit können im DIN Deutsches Institut für Normung e. V., Burggrafenstraße 6, 10787 Berlin, IEC-Normen und IEC-Entwürfe zusätzlich bei der DKE eingesehen werden. Die Ergebnisse der ISO- und IEC-Arbeit sind in Englisch und/ oder Französisch erhältlich. Sie liegen in deutscher Übersetzung vor, wenn sie gleichzeitig als Europäische Normen oder DIN-ISO- oder DIN-IEC-Normen übernommen werden. Kopien der ISO-Norm-Entwürfe können beim DIN Deutsches Institut für Normung e. V. (AuslandsNormen- Service), 10772 Berlin, bezogen werden. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen (TS) und Berichte (TR) sowie Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden herausgegeben, wenn ein Norm-Entwurf keine ausreichende Zustimmung zur Veröffentlichung als Norm erreichen konnte oder wenn sich ein zu normender Gegenstand noch in der Entwicklungs- oder Erprobungsphase befindet. Europäische und Internationale Technische Berichte dienen zur Bekanntmachung bestimmter Daten, die für die europäische bzw. internationale Normungsarbeit von Nutzen sind. Europäische Technische Spezifikationen werden in der Regel als DIN SPEC (Vornorm) übernommen. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden spätestens drei Jahre nach ihrer Veröffentlichung mit dem Ziel überprüft, die für die Herausgabe einer Norm erforderliche Einigung anzustreben. Europäische Technische Berichte können bei Bedarf als DIN SPEC (Fachbericht) übernommen werden. Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) können von der ISO herausgegeben werden, wenn sich ein Thema noch in der Entwicklung befindet oder wenn aus einem anderen Grund derzeit noch keine Internationale Norm veröffentlicht werden kann. Eine PAS kann auch ein in Zusammenarbeit mit einer externen Organisation erarbeitetes Dokument sein, das nicht den Anforderungen einer Internationalen Norm entspricht. TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 71 Normen 72 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 5/ 2021 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 Ab dem Jahrgang 2019 können Sie die aktuellen Hefte der Tribologie und Schmierungstechnik im Online-Abonnement beziehen. Die Hefte der vergangenen Jahrgänge werden kontinuierlich integriert. Unsere eLibrary bietet Ihnen einen qualitativ hochwertigen und benutzerfreundlichen Zugang zum digitalen Buch- und Zeitschriftenprogramm der Verlage expert, Narr Francke Attempto und UVK. Nutzen Sie mit uns die Chancen der Digitalisierung: https: / / elibrary.narr.digital/ journal/ tus Der Online-Zugang ist in Kombination mit dem Print-Abo oder als e-only-Abo erhältlich. Abo-Service: Tel: +49 (0)7071 97 97 10 Fax: +49 (0)7071 97 97 11 eMail: abo@narr.de TuS_5_2021.qxp_TuS_5_2021 10.12.21 11: 05 Seite 72 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 Isabel Hahn, Sabine Siebert, Werner Theisen, Sebastian Weber Verbesserte Tribokorrosionsbeständigkeit des martensitischen Stahls X54CrMoVN17-1 durch die Erzeugung von expanded martensite Andreas Winkler, Marcel Bartz, Sandro Wartzack Verschleißsimulation grenz- und mischreibungsbehafteter Wälzkontakte Susanne Hahn, Simon Feldmeth, Frank Bauer Test and evaluation method for greases in grease-sealing rotary shaft seals Yasmin Korth, Susanne Beyer-Faiß Untersuchung von Ionischen Flüssigkeiten unter Stromfluss Dirk Hilmert, Kevin Krüger, Jian Song Vergleichende Untersuchung der Verschleißbilder von Steckverbindern aus Reibverschleiß- und Vibrationsprüfungen mit unterschiedlichen Prüfrichtungen