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Tribologie und Schmierungstechnik HERAUSGEGEBEN VON ADRIAN RIENÄCKER UND MANFRED JUNGK 6 _ 21 68. JAHRGANG Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Heft 6. 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. Ansprüche Dritter gegenüber dem Verlag sind, wenn keine besonderen Vereinbarungen getroffen sind, ausgeschlossen. Überarbeitungen und Kürzungen liegen im Ermessen der Redaktion. Die Wiedergabe von Gebrauchsnamen, Warenbezeichnungen und Handelsnamen in dieser Zeitschrift berechtigt nicht zu der Annahme, dass solche Namen ohne Weiteres von jedermann benutzt werden dürfen. Vielmehr handelt es sich häufig um geschützte, eingetragene Warenzeichen. Die Zeitschrift und alle in ihr enthaltenen Beiträge und Abbildungen sind urheberrechtlich geschützt. Mit Ausnahme der gesetzlich zugelassenen Fälle ist eine Verwertung ohne Einwilligung des Verlags strafbar. Dies gilt insbesondere für Vervielfältigungen, Übersetzungen, Mikroverfilmungen und die Einspeicherung und Verarbeitung in elektronischen Systemen. Alle Informationen in dieser Zeitschrift wurden mit großer Sorgfalt erstellt. Fehler können dennoch nicht völlig ausgeschlossen werden. Weder Verlag noch Autoren oder Herausgeber übernehmen deshalb eine Gewährleistung für die Korrektheit des Inhaltes und haften nicht für fehlerhafte Angaben und deren Folgen. Entwurf und Layout: Ludwig-Kirn Layout, 71638 Ludwigsburg expert verlag GmbH Dischingerweg 5, 72070 Tübingen Tel. +49 (0)7071 97 556 0, Fax: +49 (0)7071 97 97 11 eMail: info@verlag.expert Vereinigte Volksbank EG, Sindelfingen BIC GENODES1 BBV, IBAN DE51 6039 0000 0032 9460 07 USt.-IdNr. DE 145162062 Anzeigen: eMail: anzeigen@narr.de Tel.: +49 (0) 7071 97 97 10, Fax: +49 (0)7071 97 97 11 Informationen und Mediadaten senden wir Ihnen gerne zu. Abo-Service: eMail: abo@narr.de Tel.: +49 (0)7071 97 97 10, Fax: +49 (0)7071 97 97 11 Die zweimonatlich erscheinende Zeitschrift kostet im Abonnement print EUR 205,-, Vorzugspreis für private Leser EUR 152,-. Abonnementspreis print + online access: EUR 225,-, Vorzugspreis für private Leser EUR 160,- (alle Preise inkl. MwSt.). Abonnementspreis e-only: EUR 210,- (inkl. 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Hilfreich ist es ferner, wenn die Bilder durchnummeriert und bereits an der richtigen Stelle platziert sowie mit den zugehörigen Bildunterschriften versehen sind. Da wir auf die Einheit von Text und Bild großen Wert legen, bitten wir, im Text an geeigneter Stelle einen sogenannten (fetten) Bildhinweis zu bringen. Das Gleiche gilt für Tabellen. Auch sollten die Tabellen unsere Art des Tabellenkopfes haben. Die Artikel dieses Heftes zeigen Ihnen, wie wir uns den Aufbau Ihres Artikels vorstellen. Vielen Dank. Bitte lesen Sie dazu auch unsere ausführlichen „Hinweise für Autoren“ (Checkliste auf der hinteren Umschlagseite). Aktuelle Informationen über die Fachbücher zum Thema „Tribologie“ und über das Gesamtprogramm des expert verlags finden Sie im Internet unter www.expertverlag.de Ihre Mitarbeit in Tribologie und Schmierungstechnik ist uns sehr willkommen! Impressum Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie | Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft | Organ der Swiss Tribology Editorial 1 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0031 Liebe Leserinnen und Leser, die „International Commission on Glass“, zusammen mit der „Community of Glass Associations“ und dem „International Committee for Museums and Collections of Glass“ erhielten von den Vereinten Nationen die Zustimmung 2022 zum Internationalen Jahr des Glases auszurufen (www.iyog2022.org). Auch wenn Glas und Tribologie auf den ersten Blick wenige Überschneidungen haben, so lohnt es sich doch immer mal wieder aus unserer Blase herauszuschauen. Glasperlen wurden seit der Bronzezeit im Nahen Osten, Indien und China gehandelt, lange bevor der erste Schmierungstechniker beim Transport der ägyptischen Statue agierte. Quellen belegen, dass Glasbehälter bereits sowohl in Ägypten als auch in Mesopotamien benutzt wurden. In der Römerzeit wurde Glas in der Architektur eingesetzt. Archäologen erfahren durch Glas mehr über alte Handelswege und Rohstoffpolitik. Die Verwendung von Glas in der Kunst, wie Glaskünstler auf der ganzen Welt dieses wundervolle Material der Menschheit bewusst gemacht haben, unterscheidet sich hier deutlich von der Tribologie. Der wissenschaftliche Fortschritt wird von der Tribologie und dem Glas begleitet, wenn auch in unterschiedlichen Anwendungen wie die folgenden Beispiele zeigen: - Die Wiederverwendung von Glas wird wahrscheinlich schon am längsten praktiziert. Neben der Verwendung als Pfandflasche lässt sich Glas, ähnlich wie Stahl, einschmelzen und zu neuen Formen verarbeiten. Die Schmelztemperatur von Glas liegt deutlich unter der von Stahl, aber auch hier gibt es Verfahren zur dekarbonisierten Schmelze. - Durch Isolierung spielt Glas mit Doppel-/ Dreifachverglasung, Dämmstoffen und energiesparenden Beschichtungen bei der Reduzierung von Treibhausgasemissionen eine Vielzahl von Rollen. - Die Vermeidung von Treibhausgasen durch erneuerbare Energieerzeugung wird durch den Einsatz von Glas als Verstärkungsmaterial bei Rotorblättern von Windturbinen und als Obermaterial bei Solaranlagen maßgeblich ermöglicht. - Die Informationstechnologie ohne Glas ist nicht vorstellbar. Optische Glasfaserkabel sind das Rückgrat des Internets und berührungsempfindliche Hüllen für unsere Mobiltelefone haben die Art und Weise, wie wir kommunizieren, revolutioniert. - Glas ist das chemisch beständige Behältermaterial für viele der heutigen lebensrettenden Medikamente. Ferner ermöglichen Bioglas-Zusammensetzungen den Einsatz als Knochenteilersatz, die Unterstützung von Geweberegeneration und die Verbesserung von Lösungen bei Hör- und Zahnproblemen. - Um die Entwicklung von Glasoptik und Optoelektronik etwas näher zu verstehen, kann ich einen Besuch beim Zeiss ® Museum der Optik in Oberkochen empfehlen. Bei uns spielen die „Glas ähnlichen“ Triboschichten ebenso wie Glasscheiben oder -Zylinder von Tribometern eine Rolle. Möge der kleine Ausflug ins Glas Sie für die kommenden Aufgaben inspirieren, bleiben Sie gesund und der Tribologie gewogen, Ihr Manfred Jungk Herausgeber 2022 ist das Internationale Jahr des Glases TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 1 Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 Veranstaltungen Datum Ort Veranstaltung ► 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/ ► 15.09.22 Wiener Neustadt ÖTG Symposium https: / / www.oetg.at/ de/ symposium/ ► 26.09. - 28.09.22 Göttingen 63. Tribologie Fachtagung https: / / www.gft-ev.de/ ► 24.10. - 27.10.22 Amsterdam, Niederlande ELGI Autumn Events www.elgi.org ► 14.11. - 16.11.22 Cleveland, USA Tribology Frontiers Conference https: / / www.stle.org/ tribologyfrontiers 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_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 2 Inhalt 3 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 5 Christoph Bienefeld, Andreas Vogt, Marian Kacmar, Eckhard Kirchner Feature-Engineering für die Zustandsüberwachung von Wälzlagern mittels maschinellen Lernens Feature engineering for condition monitoring of rolling bearings using machine learning 12 Tim Langner, Frank Schönberg, Marc Knapp Gleitlagerprüfstand mit erweiterter Sensorik zur Bestimmung der tribologischen Verschleißcharakteristik von Werkstoffen Plain Bearing Test Rig with Advanced Sensor Technology for Determining the Tribological Wear Characteristics of Materials 20 Niklas Bauer, Susanne Hahn, Simon Feldmeth, Frank Bauer, Katharina Schmitz Rheological Characterization and EHL Simulation of a Grease in a Lubricated Sealing Contact 29 Thomas Geike, Marc Hieke Kavitationsdynamik in geschmierten Kontakten - Weiterentwicklung eines Modells mit Blasendynamik Cavitation in lubricated contacts - revisiting a model with bubble dynamics 36 Dennis Liebmann, Volker Lagemann, Michael Bargende Öltransport und Reibungsbewertung innerhalb der Kolbenbolzenlagerung Oil transport and friction evaluation inside the piston pin bearing 1 Editorial 2022 ist das Internationale Jahr des Glases 2 Veranstaltungen Aus Wissenschaft und Forschung 45 Nachrichten Mitteilungen der GfT Mitteilungen der ÖTG 52 Patentumschau 53 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 6 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_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 3 Anzeige 4 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 inguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaf lawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sp Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und 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 \ Altphilolog 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 auwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtsch BUCHTIPP Josef Kolerus, Edwin Becker Condition Monitoring und Instandhaltungsmanagement 1. Auflage 2022, ca. 900 Seiten €[D] 118,00 ISBN 978-3-8169-3489-9 eISBN 978-3-8169-8489-4 erscheint: 3/ 2022 expert verlag GmbH \ Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Tel. +49 (0)7071 97 97 0 \ Fax +49 (0)7071 97 97 11 \ info@verlag.expert \ www.expertverlag.de Stand: Juni 2021 · Änderungen und Irrtümer vorbehalten! Das Buch ist angelegt als Lehr- und Nachschlagewerk zu den Themen - Zustandsüberwachung von Maschinen und Anlagen - Schwingungsdiagnose und Schwingungsanalyse - Instandhaltungs- und Reliabilitymanagement. Thematisch deckt es die Anforderungen der DIN ISO 18436 Teil 2 vollständig ab. Über den Zertifizierungsstoff deutlich hinausgehend werden auch Konzepte für eine ganzheitliche Überwachung behandelt, wie sie vor allem im Zusammenhang mit Industrie 4.0 und Smart Data mehr und mehr erforderlich sein wird. Prof. Dr. Josef Kolerus, Studium der Technischen Physik und Promotion zum Dr. techn. an der TU Wien, langjährige Praxistätigkeit und heute Honorarprofessor an der Technischen Universität Wien. Dr. Edwin Becker ist Leiter ServiceCenter der Prüftechnik Condition Monitoring GmbH, ISO 18436-2 zertifizierter Schwingungsspezialist und hat besondere Erfahrungen mit Getrieben und Antriebstechnik. TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 4 Aus Wissenschaft und Forschung 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0032 rachwissenschaft \ tphilologie \ Sport munikationswissenche Sprachwissenment \ Altphilologie Kommunikations- Historische Sprach- Management \ Altstik \ Bauwesen \ tschaft \ Tourismus gie \ Kulturwissenhichte \ Anglistik \ \ BWL \ Wirtschaft Feature-Engineering für die Zustandsüberwachung von Wälzlagern mittels maschinellen Lernens Christoph Bienefeld, Andreas Vogt, Marian Kacmar, Eckhard Kirchner* Eingereicht: 29.10.2021 Nach Begutachtung angenommen: 22.12.2021 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. In Maschinen mit rotierenden Komponenten sind häufig Wälzlager ausschlaggebend für die Lebensdauer. Bei fortgeschrittenem Verschleiß der Lager sind Wartungen notwendig, um unvorhergesehene Stillstände zu vermeiden. Aus Gründen der Sicherheit und Kostenoptimierung wird dabei immer häufiger die zustandsbasierte Wartung eingesetzt. Essenziell für diesen Wartungsansatz ist es, den Zustand der verschleißkritischen Komponenten zu kennen. Dies wird mittels geeigneter Messgrößen erreicht, welche durch den Einsatz maschinellen Lernens genutzt werden können, um den Zustand der Komponenten automatisch zu erkennen. Die Güte der Zustandserkennung ist dabei stark von den verfügbaren Messdaten und deren Vorverarbeitung abhängig. Zur Zustandserkennung von Wälzlagern können Körperschallsignale verwendet werden. Dabei ist entscheidend, aus den hochfrequent abgetasteten Körperschallsignalen sogenannte Features zu ermitteln. Diese Features sollen die charakteristischen Eigenschaften der Messsignale widerspiegeln, wobei die Datenmenge der Features gegenüber der Messdatenmenge erheblich reduziert ist. In diesem Beitrag werden verschiedene Methoden des Feature-Engineerings auf Basis von Körperschallmessungen untersucht. Dazu wird der Verschleiß von Wälzlagern im Rahmen von Dauerlaufversuchen betrachtet. Es wird eine neue Methode der Feature-Generierung vorgestellt und mit gängigen Methoden aus der Literatur verglichen. Schlüsselwörter Wälzlager, Zustandsüberwachung, Künstliche Intelligenz, Maschinelles Lernen, Datenvorverarbeitung, Körperschall, Frequenzspektrum Feature engineering for condition monitoring of rolling bearings using machine learning In rotating machinery, rolling bearings are often the components limiting service life. To avoid unforeseen downtimes, they have to be maintained. For reasons of safety and cost optimization, condition-based maintenance is increasingly being used. Knowing the condition of the components that are critical to wear is essential for this maintenance approach. The insight about the condition is achieved by means of suitable measurement variables, which can be used to automatically detect the condition of the components using machine learning. The quality of the condition monitoring is strongly dependent on the available measurement data and its preprocessing. For condition monitoring of rolling bearings, structure-borne sound signals can be used. The decisive factor here is to determine so-called features from the high-frequency sampled structure-borne sound signals. These features are supposed to reflect the characteristic properties of the measured signals. At the same time, the amount of data is considerably reduced. In this article, different methods of feature engineering based on structure-borne sound are investigated. For this purpose, the wear of rolling bearings is considered in the context of endurance tests. A new feature generation method is presented and compared to common methods from literature. Keywords Rolling bearings, condition monitoring, artificial intelligence, machine learning, data preprocessing, structure-borne sound, frequency spectrum Kurzfassung Abstract * Christoph Bienefeld, M.Sc. 1,2 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-7989-1293 Dr. Andreas Vogt 1 Dr. Marian Kacmar 1 Prof. Dr.-Ing. Eckhard Kirchner 2 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-7663-8073 1 Robert Bosch GmbH, Corporate Research Robert-Bosch-Campus 1 71272 Renningen, Germany 2 Technische Universität Darmstadt Institut für Produktentwicklung und Maschinenelemente Otto-Berndt-Straße 2, 64287 Darmstadt, Germany TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 5 überwachte Lernen die Voraussetzung, dass für den Trainingsdatensatz die Zuordnung zwischen Ein- und Ausgangsdaten bekannt ist. Die Eingangsvariablen werden dabei als Features X und die Ausgangsvariablen als Labels y bezeichnet. Das prinzipielle Vorgehen dazu ist in Bild 1 skizziert. Nachdem die Vorhersagefunktion F in Schritt 1 mit Hilfe des überwachten Lernens bestimmt wurde, kann sie in Schritt 2 verwendet werden, um Vorhersagen für das Label y auf der Grundlage von Features X zu ermitteln. Dabei entspricht die Zuordnung zu diskreten Labelwerten y einer Klassifikation. Wird das Label y hingegen als kontinuierlich angenommen, spricht man von einer Regression [4]. Nachdem nun der Begriff des Features erklärt ist, kann das Ziel der vorliegenden Arbeit formuliert werden: Im Folgenden sollen verschiedene Feature-Sätze untersucht und im Rahmen der Zustandsüberwachung von Wälzlagern miteinander verglichen werden. In diesem Kontext wird ein neues Verfahren zur Feature-Generierung vorgestellt. Aus Wissenschaft und Forschung 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0032 1 Einleitung und Grundlagen Wälzlager werden in einer Vielzahl von Maschinen verwendet und sind dabei meist hohen Beanspruchungen ausgesetzt. Diese Beanspruchungen können in Form mechanischer Kräfte oder anderer Umgebungseinflüsse auftreten. Die Beanspruchungskollektive führen über kurz oder lang zu Wälzlagerschäden. Der Ausfall eines Lagers innerhalb eines Systems kann die Funktionalität des gesamten Systems verhindern. Daher ist ein solcher Ausfall nicht zuletzt aus Sicherheits- und Kostenaspekten zu vermeiden. 1.1 Zustandsbasierte Wartung Um Lagerversagen und die damit verbundenen Folgeschäden zu vermeiden, müssen die Komponenten bei vorliegenden Lagerschäden gewartet werden. Unter den verschiedenen Wartungsansätzen gewinnt die sogenannte zustandsbasierte Wartung immer mehr an Bedeutung. Sie bietet die Möglichkeit, die Summe der Kosten, welche mit Wartungen und Maschinenstillstand zusammenhängen, zu minimieren, und wird deshalb immer häufiger in der Industrie eingesetzt. Basis für die zustandsbasierte Wartung ist die Kenntnis über den aktuellen Zustand der zu betrachtenden Komponente. Die Zustandsüberwachung kann dabei mithilfe geeigneter Messgrößen erfolgen. Im Zusammenhang mit rotierenden Maschinenelementen hat sich insbesondere die Messung des Körperschalls bewährt, um einen Rückschluss auf den Zustand der Komponente zu ziehen [1]. Welche Messsignale zur Zustandsüberwachung verwendet werden und wie die gemessenen Daten vorverarbeitet werden, hat einen großen Einfluss auf die erreichbare Genauigkeit der Zustandsüberwachung [2]. Aus diesem Grund sollen im Rahmen der vorliegenden Veröffentlichung verschiedene Methoden des Feature- Engineerings untersucht werden. Feature-Engineering ist dabei ein Teilgebiet der Datenvorverarbeitung für maschinelles Lernen. 1.2 Überwachtes Lernen Maschinelles Lernen (ML) wird als Teilbereich der Künstlichen Intelligenz in der jüngeren Vergangenheit immer häufiger dafür verwendet, komplexe Zusammenhänge abzubilden. Da im weiteren Verlauf dieser Arbeit Methoden des maschinellen Lernens zum Einsatz kommen, werden hier zunächst einige Begriffe eingeführt. Im Hinblick auf die später zu erreichenden Ziele wird der Fokus auf das sogenannte überwachte Lernen gelegt, welches ein Teilgebiet des maschinellen Lernens darstellt [3]. Überwachtes Lernen bietet die Möglichkeit, eine Funktion F auf der Grundlage von Eingangsdaten und Ausgangsdaten zu approximieren. Dabei gilt für das 2 Daten und Methoden Um ausschließlich den Einfluss unterschiedlicher Feature-Generierungsmethoden zu bewerten, ist eine Methodik zu nutzen, bei der alle anderen Modellparameter als Randbedingungen konstant bleiben. Die dazu verwendete Methodik ist in Bild 2 als Übersicht dargestellt. Im weiteren Verlauf dieses Beitrags werden die dargestellten Teilaspekte tiefergehend erläutert. 2.1 Versuche Ziel der Versuche ist es, Körperschallsignale von verschiedenen Kugellagern bei fortschreitendem Lagerverschleiß aufzuzeichnen. Zu diesem Zweck wird ein FE9- Prüfstand verwendet. Bild 3 zeigt die Schnittansicht des verwendeten Prüfkopfes. Das Konzept des FE9-Prüfstands ist ursprünglich für die Untersuchung von Wälzlagerschmierfetten ausgelegt. Bild 1: Schematische Darstellung des überwachten Lernens TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 6 det, welche radial zum Lager ausgerichtet ist. Die Daten werden mit einer Abtastrate von 20 kHz erfasst. In der Messkette werden ein imc CRONOSflex Universal- Messverstärker und ein Anti-Aliasing-Filter (Cauer- Tiefpass, 8. Ordnung) mit einer Grenzfrequenz von 8 kHz eingesetzt. Die Amplitude wird mit 24 Bit aufgelöst. Die Messdaten werden in Intervallen von 1 s mit Aus Wissenschaft und Forschung 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0032 Ein Elektromotor treibt dazu über einen Riemen die Prüfkopfwelle an. Auf der einen Seite der Welle befindet sich das Hilfslager, welches mit einer Ölumlaufschmierung versehen ist. Auf der anderen Seite befindet sich das fettgeschmierte Prüflager, dessen Verschleiß zu untersuchen ist. Um die Fettalterung und somit den Verschleiß zu beschleunigen, wird das Prüflager beheizt. Die axiale Belastung wird mithilfe einer Federvorspannung realisiert. Im Falle der in dieser Arbeit ausgewerteten Versuche sind die verwendeten Prüflager vom Typ 6206-C-C3 und mit dem Schmierfett Isoflex Topas L32 von Klüber Lubrication geschmiert. Das Fett wird aufgrund der thermischen Belastung jenseits der Grenzen seiner Spezifikation eingesetzt, weshalb die Lebensdauer stark reduziert ist. An der Prüfkopfwelle liegt eine konstante Drehzahl von 6000 U/ min vor. Die Axiallast liegt bei 1500 N und die Temperatur der Heizung am Prüflager wird auf 140 °C eingestellt. Als Sensor wird ein 3-Achs-Piezo- Beschleunigungssensor (Modell PCB-356A15) verwendet. Der Sensor ist, wie in Bild 4 zu sehen, nahe des Prüflagers montiert. Für die hier durchgeführten Untersuchungen werden ausschließlich Daten der X-Achse des Sensors verwen- Bild 2: Übersicht der verwendeten Methodik Bild 4: Platzierung des Beschleunigungssensors am Prüfstand Bild 3: Prüfkopf des FE9-Prüfstands [5] TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 7 Das Label wird hierbei so gewählt, dass es während der Versuchslaufzeit linear von 0 auf 1 ansteigt. Der Wert 0 steht dabei für ein neuwertiges Lager, während 1 eine starke Beschädigung des Lagers kennzeichnet. Aus mathematischer Sicht lässt sich das so festgelegte Label als normierte Versuchsdauer beschreiben. 2.3 Feature-Engineering Um die Zustandserkennung zu ermöglichen, werden die Körperschallsignale vorverarbeitet. Aufgrund der gewählten Abtastfrequenz (20 kHz) und Messdauer (1 s) enthalten die Rohdaten 20.000 Werte für jede Minute des Versuchs. Eine direkte Anwendung maschinellen Lernens auf Basis der Rohdaten wäre wegen der großen Datenmenge sehr ineffizient. Dieses Problem kann durch sogenannte Feature-Generierungsmethoden gelöst werden, die Teil des Feature-Engineerings sind. Ein wichtiges Ziel der Feature-Generierungsmethoden ist es, möglichst die gesamten, relevanten Informationen der rohen Messdaten in einer reduzierten Datenmenge wiederzugeben. Die generierten Features können für ein effizientes Training von ML-Algorithmen verwendet werden. Die Wahl der einzelnen Feature-Formulierungen hat dabei einen sehr großen Einfluss auf die erreichbare Genauigkeit der Zustandserkennung [6]. Aus diesem Grund soll hier der Einfluss unterschiedlicher Feature-Generierungsmethoden untersucht werden. In der Literatur sind bereits verschiedene Features dokumentiert, welche aus Körperschallsignalen generiert und zur Erkennung von Wälzlagerschäden genutzt werden können. Generell kann hierbei zwischen Features im Zeit-, Frequenz- und Zeit-Frequenz-Bereich unterschieden werden [7]. Im Folgenden werden zwei verschiedene Feature-Sätze vorgestellt, welche im späteren Verlauf dieses Beitrags miteinander verglichen werden sollen. Zum einen wird mit den Features von Lei et al. [8] ein Feature-Satz präsentiert, welcher aus der Literatur bekannt ist. Zum anderen wird mit den Frequenzband- Mittelwert-Features ein im Rahmen der vorliegenden Arbeit neu entwickelter Feature-Satz vorgestellt. 2.3.1 Lei-Features Lei et al. schlagen eine Sammlung von 24 Features zur Schadenserkennung auf der Grundlage von Körperschallsignalen vor [8]. In dem vorgeschlagenen Feature-Satz werden Features sowohl im Zeitals auch im Frequenzbereich berechnet. Beispiele für die 11 im Zeitbereich ermittelten Features sind die statistischen Kenngrößen Mittelwert, Standardabweichung, quadratisches Mittel, Spitzenwert, Schiefe und Kur- Aus Wissenschaft und Forschung 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0032 dazwischenliegenden Pausen von 59 s aufgezeichnet. Insgesamt werden 9 Dauerläufe untersucht. Als Abbruchkriterium der Versuche wird ein Schwellwert in der Leistungsaufnahme des antreibenden Elektromotors definiert. Die Versuchsläufe stoppen, wenn diese Leistungsaufnahme im Vergleich zu Versuchsbeginn um den Faktor 2,5 angestiegen ist. Dies führt zu Versuchslaufzeiten zwischen 10 und 20 Stunden. Am Ende der Versuche zeigen die Prüflager sehr ähnliche Schadensbilder in Form von Pittings auf. Bild 5 zeigt beispielhaft den Innenring eines Lagers nach erfolgtem Dauerlaufversuch. 2.2 Messdaten und Label Um den Zustand des Wälzlagers mithilfe von überwachtem Lernen vorhersagen zu können, muss vor Beginn des maschinellen Lernens ein Label definiert werden, das den Zustand des Lagers zum jeweiligen Zeitpunkt beschreibt. Ziel ist es, eine Regression des Schadensverlaufs auf Basis der gemessenen Beschleunigungsdaten durchzuführen. Daher ist ein sich stetig veränderndes Label erforderlich. In Bild 6 sind die aufgezeichneten Körperschallsignale eines Dauerlaufversuchs und das zugeordnete Label zu sehen. Bild 5: Pittings am Innenring eines Prüflagers nach Dauerlaufversuch Bild 6: Zuordnung des Labels zu den Messdaten anhand eines Versuchslaufs TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 8 tosis. Weiterhin sind 13 Features dokumentiert, die im Frequenzbereich gebildet werden. Für ausführlichere Informationen zu diesen Features sei an dieser Stelle auf Lei et al. [8] verwiesen. Die 24 nach Lei et al. gebildeten Features werden im später folgenden Ergebnisvergleich als Referenz herangezogen. 2.3.2 Frequenzband-Mittelwert-Features In diesem Abschnitt wird nun ein neuer Satz von Features vorgestellt, der mathematisch mit einem einfachen Vorgehen zu berechnen ist. Die neu vorgeschlagenen Features, welche im Zeit-Frequenz-Bereich gebildet werden, sind im Folgenden als Frequenzband-Mittelwert-Features bezeichnet. Um diese zu berechnen, werden die einzelnen Messintervalle (jeweils 1 s) mit Hilfe der Fourier-Transformation (FFT) in den Frequenzbereich überführt. Das daraus resultierende Amplitudenspektrum wird in Frequenzbänder gleicher Breite aufgeteilt. Als Features werden schließlich die Mittelwerte der Amplituden innerhalb der gebildeten Frequenzbänder verwendet. Folglich beschreibt ein Feature den Mittelwert der Amplituden innerhalb eines Frequenzbandes. Während des Wälzlagerverschleißes können die im Zeitverlauf unterschiedlich stark zunehmenden, mittleren Amplituden der verschiedenen Frequenzbänder zur Charakterisierung der Schwere des Schadens genutzt werden. Dabei wird durch das Maschinelle Lernen stets die Kombination der mittleren Amplituden aller Frequenzbänder als Gesamtheit für die Vorhersage berücksichtigt. Das Vorgehen zur Erzeugung der Frequenzband-Mittelwert-Features ausgehend vom Amplitudenspektrum ist in Bild 7 visualisiert. Der Übersichtlichkeit halber wird in diesem Fall das Spektrum in nur 5 Bänder unterteilt, was zur Erzeugung von 5 Features führt. Für den späteren Vergleich der beiden Feature-Sätze wird die Anzahl der Frequenzbänder auf 24 festgelegt, um eine Beeinflussung der Ergebnisse durch unterschiedliche Anzahlen von Features im Vergleich zu den Lei-Features zu vermeiden. Dies führt aufgrund der maximalen Frequenzauflösung von 10.000 Hz zu Frequenzbändern mit Bandbreiten von 416 Hz. 2.4 Maschinelles Lernen Ziel der verwendeten Methodik ist es, die beiden zuvor vorgestellten Feature-Sätze hinsichtlich ihrer Ergebnisgüte im Rahmen der Zustandserkennung zu testen. Zu diesem Zweck dürfen der für das maschinelle Lernen verwendete Algorithmus und dessen Einstellungen im Laufe der Untersuchungen nicht verändert werden. Basierend auf Voruntersuchungen wird für das maschinelle Lernen ein Random Forest gewählt. Random Forests lassen sich schnell trainieren und arbeiten im Vergleich zu anderen Regressionsalgorithmen zuverlässig auf hohem Niveau. Da Random Forests baumbasiert sind, ermöglichen sie es, Features hinsichtlich ihrer Relevanz für die Vorhersage zu bewerten. Dies erleichtert die Beurteilung der Wichtigkeit einzelner Features [9]. Die im Rahmen der vorliegenden Arbeit verwendeten Modelle sind in Python unter Verwendung der Bibliotheken numpy, pandas, scipy und matplotlib realisiert. Für die Implementierung des Random Forests und der zur Ergebnisbewertung genutzten Metriken wird die Bibliothek Scikit-learn verwendet. Basierend auf Voruntersuchungen wird die Anzahl der Bäume des Random Forests auf 500 festgelegt und die maximale Baumtiefe auf 20 begrenzt. Die Bewertung der Ergebnisgüte erfolgt anhand der Metriken MAE (Mittlerer absoluter Fehler) und R 2 (Bestimmtheitsmaß). Der MAE ist aufgrund seiner direkten Interpretierbarkeit besonders gut für die Bewertung der Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0032 Bild 7: Vorgehen zur Ermittlung der Frequenzband-Mittelwert-Features TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 9 Sowohl beim MAE als auch beim R 2 schneiden die neu vorgeschlagenen Frequenzband-Mittelwert-Features besser ab als die aus der Literatur bekannten Lei-Features. Der MAE kann mithilfe der neu vorgeschlagenen Features im direkten Vergleich um 13 % reduziert werden. Um die Unterschiede in den erreichten Vorhersagen besser zu visualisieren, sind in Bild 8 die Ergebnisse eines der 9 Testdatensätze dargestellt, welche im Rahmen der Kreuzvalidierung betrachtet werden. Dabei ist das vorhergesagte Label der einzelnen Testdatenpunkte über dem tatsächlichen Label aufgetragen. Zusätzlich ist die Diagonale als Referenz eingezeichnet, auf der die Datenpunkte im Falle einer perfekten Vorhersage liegen würden. Die vertikale Abweichung der Testdatenpunkte von der Diagonale zeigt somit die Diskrepanz zwischen dem tatsächlichen und dem vorhergesagten Lagerzustand an. Beim Vergleich der beiden Feature-Sätze zeigt sich, dass die Testdatenpunkte der Frequenzband-Mittelwert-Features im Vergleich zu den Lei-Features einen sichtbar geringeren Abstand zur Referenzlinie aufweisen. Dies verdeutlicht den Unterschied in der Vorhersagegenauigkeit. Besonders deutlich wird der Vorteil der Frequenzband- Mittelwert-Features in den Bereichen am Anfang (Label nahe 0) und am Ende (Label nahe 1) des Versuchslaufs. Der reduzierte Vorhersagefehler ermöglicht eine präzisere Planung von Wartungen. Dies kann in der industriellen Anwendung zu Kosteneinsparungen führen. Aus Wissenschaft und Forschung 10 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0032 Vorhersage geeignet. Der R 2 beschreibt weiterhin in statistischer Hinsicht, welcher Informationsanteil durch das zu evaluierende Modell abgebildet wird [10]. Bei einem optimalen Vorhersagemodell tendiert der MAE gegen 0, wobei die Modellgüte besser ist, je niedriger der MAE ist. Der R 2 tendiert hingegen für eine optimale Vorhersage gegen 1, wobei hierbei ein größerer Wert eine bessere Vorhersage kennzeichnet. Das Training des Random Forests erfolgt auf den Daten von 8 der durchgeführten Dauerlaufversuche. Die zur Bewertung verwendeten Testdaten stammen aus dem 9. Versuchslauf und sind somit vollständig von den Trainingsdaten separiert. Die Gesamtbewertung der Ergebnisgüte erfolgt auf Grundlage einer 9-fachen Kreuzvalidierung. Dabei werden bei insgesamt 9 Durchläufen jeweils 8 der Versuchsläufe als Trainingsdaten und der verbleibende Versuchslauf als Testdaten verwendet. Die Gesamtbewertung wird durch die Mittelung der anhand der 9 Einzelergebnisse berechneten Metriken vorgenommen. 3 Ergebnisse Die Ergebnisgüte der mit den zwei verschiedenen Feature-Sätzen aufgebauten Modelle soll im Folgenden bewertet werden. Die Bewertung erfolgt anhand der im vorherigen Abschnitt genannten Metriken. Die im Rahmen der Kreuzvalidierung ermittelten Gesamtergebnisse sind in Tabelle 1 dargestellt. Frequenzband-Mittelwert- Features Lei-Features (kleiner besser) 0,082 0,094 (größer besser) 0,864 0,830 Tabelle 1: Vergleich der Vorhersageergebnisse mittels Metriken Bild 8: Vergleich der Vorhersageergebnisse anhand eines Testdatensatzes TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 10 Neben der verbesserten Vorhersagegüte ist zusätzlich anzumerken, dass die Berechnung der Frequenzband- Mittelwert-Features im Vergleich zu den Lei-Features um den Faktor 4 schneller ist. Dies ist insbesondere im Hinblick auf eine mögliche Echtzeitanwendung auf leistungsbegrenzter Hardware ein großer Vorteil. 4 Zusammenfassung und Ausblick Zur Zustandserkennung von Wälzlagern mit Hilfe maschinellen Lernens werden ausgehend von Körperschallsignalen verschiedene Methoden zur Erzeugung von Features untersucht. Die mit den verschiedenen Feature- Sätzen erzielte Vorhersagegenauigkeit wird mithilfe eines einheitlichen Vorgehens verglichen. Unter den in dieser Arbeit verwendeten Randbedingungen und anhand des hier verwendeten Datensatzes schneiden die neu vorgestellten Frequenzband-Mittelwert-Features besonders gut ab. Dies zeigt sich durch einen verringerten Vorhersagefehler. In zukünftigen Arbeiten können weitere Methoden zur Feature-Generierung entwickelt und untersucht werden. Darüber hinaus sollte analysiert werden, warum diese Features gut abschneiden und welche Bedeutung einzelne Features im physikalischen Sinne haben. Auch wenn basierend auf einer Überwachung des aktuellen Zustands bereits Entscheidungen bezüglich vorzunehmender Wartungen getroffen werden können, ist eine optimale Planung der Wartungen damit noch nicht möglich. Eine optimale Planung der Wartung erfordert zusätzlich eine Kenntnis über die verbleibende Restlebensdauer der Komponente. Daher könnte in einem weiteren Schritt die hier vorgestellte Betrachtung der Zustandsüberwachung auf eine Prognose bezüglich der verbleibenden Lagerlebensdauer erweitert werden. Zudem ist noch zu prüfen, inwieweit sich die entwickelten Methoden auf realistischere Versuchsdaten übertragen lassen, bei denen Geschwindigkeits- und Belastungsparameter variiert werden. Da dies eine Herausforderung in Bezug auf die Generalisierbarkeit darstellt, muss die verwendete Methodik gegebenenfalls erweitert werden. Danksagung Die Autoren danken der Robert Bosch GmbH dafür, dass die in diesem Beitrag vorgestellten Untersuchungen inklusive der verwendeten Messdaten im Corporate Research der Robert Bosch GmbH erarbeitet werden konnten. Interessenkonflikte Die Autoren bestätigen, dass kein Interessenkonflikt besteht. Literatur [1] R. B. Randall: Vibration-based Condition Monitoring: Industrial, Aerospace and Automotive Applications, John Wiley & Sons, 2011 [2] Y. Lei et al.: Machinery health prognostics: A systematic review from data acquisition to RUL prediction, Mechanical Systems and Signal Processing 104, Elsevier, 2018 [3] M. W. Berry et. al.: Supervised and Unsupervised Learning for Data Science, Springer Nature Switzerland, 2020 [4] M. Kubat: An Introduction to Machine Learning, Springer Nature Switzerland, 2021 [5] Schaeffler Technologies AG: Schmierung von Wälzlagern, 2013, online verfügbar: https: / / www.schaeffler.com/ remotemedien/ media/ _shared_media/ 08_media_library/ 01_publications/ schaeffler_2/ tpi/ downloads_8/ tpi_176_de _de.pdf, aufgerufen am 14.10.2021 [6] Y. Lei: Intelligent Fault Diagnosis and Remaining Useful Life Prediction of Rotating Machinery, Elsevier, 2017 [7] K. F Tom: A Primer on Vibrational Ball Bearing Feature Generation for Prognostics and Diagnostics Algorithms, Army Research Laboratory, 2015 [8] Y. Lei et al.: A new approach to intelligent fault diagnosis of rotating machinery, Expert Systems with Applications 35, Elsevier, 2008 [9] D. Cabrera et al.: Fault diagnosis of spur gearbox based on random forest and wavelet packet decomposition, Springer-Verlag Berlin Heidelberg, 2015 [10] S. Matzka: Künstliche Intelligenz in den Ingenieurwissenschaften: Maschinelles Lernen verstehen und bewerten, Springer Vieweg, 2021 Aus Wissenschaft und Forschung 11 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0032 TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 11 ten Anlaufscheiben (Levitorq) spritzgegossene Proben auf herkömmlichen Scheibe-Scheibe-Tribometern realitätsgetreu getestet werden können, ergeben sich bei Radiallagern verschiedene Zielkonflikte. Unterschiedliche Tribometerversuche wie Block-auf-Ring oder Stift- Scheibe bilden jeweils einzelne Einflüsse nicht hinreichend nach [1] [2]. Das Wiedereintragen von Verschleißpartikeln sowie die Kontaktspannungsverteilung im Zusammenhang mit der Spritzhaut können sich erheblich auf das Verschleißbild auswirken. Um die Wechselwirkungen zwischen dem Lagerdesign und dem Lagerwerkstoff zu berücksichtigen, werden daher Komponentenversuche durchgeführt. Während der Versuche sollen Aus Wissenschaft und Forschung 12 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0033 Motivation Thermoplastische Gleitlager werden in vielen Anwendungen eingesetzt. Der Ansatz, eigene Tribo-Compounds für Radialgleitlager herzustellen und zu optimieren, benötigt eine ganzheitliche Vorgehensweise, um die relevanten Einflüsse zu berücksichtigen und die richtigen Schlüsse zu ziehen. Während für die intern bekann- Gleitlagerprüfstand mit erweiterter Sensorik zur Bestimmung der tribologischen Verschleißcharakteristik von Werkstoffen Tim Langner, Frank Schönberg, Marc Knapp* Eingereicht: 10.9.2021 Nach Begutachtung angenommen: 14.1.2022 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Die wichtigen tribologischen Kenngrößen Reibung und Verschleiß werden in Kunststoffgleitlagern im Trockenlauf maßgeblich durch Pressung, Gleitgeschwindigkeit und Kontakttemperatur bestimmt. In dieser Arbeit wird eine Methodik vorgestellt, um verschiedene thermoplastische Werkstoffe und ihre Füllstoffpakete anhand dieser Kenngrößen für den Einsatz in Gleitlagern zu bewerten und zu vergleichen. Die Probekörperherstellung, der Prüfstandsaufbau und das Prüfprogramm sowie die detaillierte Analyse der Daten und Prüfkörper werden erläutert. Durch verschiedene Berechnungsverfahren werden die Rohdaten der Sensoren von äußeren Einflüssen bereinigt und Kennwerte für Temperatur und Verschleiß direkt im Kontakt ermittelt. Schlüsselwörter Gleitlager, Tribometrie, Prüfstand, Verschleiß, thermisches Netzwerk, Kontakttemperatur Plain Bearing Test Rig with Advanced Sensor Technology for Determining the Tribological Wear Characteristics of Materials Friction and wear as important tribological parameters in dry running plastic plain bearings are largely determined by pressure, sliding speed and contact temperature. This paper presents a methodology for evaluating and comparing different thermoplastic materials and their filler packages for use in plain bearings considering these parameters. Bearing manufacturing, test rig setup and test program, as well as the detailed analysis of data and specimens are explained. Various calculation methods are used to remove external influences from the raw sensor data, and to determine characteristic values for temperature and wear directly in the contact zone. Keywords Plain bearing, tribometry, test rig, wear, thermal network, contact temperature Kurzfassung Abstract * Tim Langner, M.Sc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-7813-5795 Dr.-Ing. Frank Schönberg Marc Knapp, M.Eng. Freudenberg FST GmbH Höhnerweg 2-4, 69469 Weinheim TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 12 nicht nur Reibung und Verschleiß als zu minimierende Zielgrößen erfasst werden, sondern auch die Kontakttemperatur. Diese beeinflusst das viskoelastische Verhalten und die wirkenden Verschleißmechanismen entscheidend [3]. Herstellung der zu prüfenden Gleitlager Die Verwendung verschiedener Polymere und Füllstoffe führt zu unterschiedlichen Schwindungswerten, was sich insbesondere auf Innen- und Außendurchmesser der Lager auswirkt. Davon ist abhängig, mit welcher Pressung das Lager im Gehäuse sitzt und welches Lagerspiel sich zur Welle ergibt. Anstatt den Außendurchmesser der Lager auf die größte Schwindung auszulegen oder für jeden Werkstoff ein eigenes Spritzgusswerkzeug herzustellen, wird ein einzelnes Werkzeug mit vier Kavitäten verwendet. Von diesen vier Kavitäten sind drei auf verschiedene Schwindungswerte von 0,1, 0,3 und 0,5 % ausgelegt. Mit der vierten Kavität werden Teile gefertigt, deren Außendurchmesser eine Bearbeitungszugabe enthält, um zerspanend noch andere Passungen einzustellen. So entstehen aus jedem Werkstoff vier Gruppen von Gleitlagern mit unterschiedlichen Innen- und Außendurchmessern. Die Nennmaße sind ein Innendurchmesser von 15 mm und eine Länge von 15 mm bei einer Wandstärke von 1 mm. Die Lager sind mit einem Bund versehen, um einen definierten Einbau sicherzustellen. Bild 1 zeigt zwei solche Lager. Aufbau des Prüfstands Zur Prüfung der Radialgleitlager wird ein eigens entwickelter Prüfkopf entsprechend Bild 2 an einen Dichtungsprüfstand montiert. Somit kann die vorhandene hochgenaue Reibungsmessung verwendet werden. Das Gleitlager wird in ein Gehäuse eingepresst, das in einem Schlitten montiert wird. Um eine Querkraft auf das Gleitlager zu bringen, wird der Schlitten über einen pneumatischen Aktor gegen die Welle gepresst. Innerhalb des Aufbaus stützen zwei Wälzlager die über eine Balgkupplung angetriebene Welle ab, sodass der Kraftfluss der Querkraft weder den Antriebsmotor noch die Reibungsmesseinrichtung einschließt. In den Kraftfluss ist ein Kraftsensor eingebracht, um die Querkraft exakt aufzuzeichnen. Das Gleitlager läuft auf einem Nadellagerinnenring, der thermisch auf die Welle gefügt und axial über eine Hülse verspannt wird. Ein Pyrometer misst die Temperatur der Hülse. Des Weiteren sind Thermoelemente im Gleitlagergehäuse, an der Aufnahme der Wälzlager und am Kraftsensor verbaut. Ein induktiver Wegaufnehmer nah am Gleitlager misst die Verschiebung des Schlittens. Der Aufbau ist für eine maximale Last von 1 kN Querkraft ausgelegt, die 4,4 MPa Pressung entspricht. Bei dieser maximalen Last sind 2,3 m/ s Gleitgeschwindigkeit möglich, bevor die biegekritische Drehzahl überschritten wird. Unterhalb einer Pressung von 1,1 MPa ist eine Gleitgeschwindigkeit von 4,6 m/ s möglich. Daraus ergibt sich ein maximaler pv-Wert von 10 W/ mm 2 . Der Nadellagerinnenring als Gegenlauffläche kann aus unterschiedlichen Materialien mit verschiedenen Oberflächengüten eingesetzt werden, sodass weitreichende Spezifikationen berücksichtigt werden können. Für die Aus Wissenschaft und Forschung 13 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0033 Bild 1: Im Spritzgusswerkzeug hergestellte Gleitlager Bild 2: Prüfaufbau virtuell im Schnitt mit Bezeichnungen und real im Prüfstand eingebaut TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 13 aus dem Kontakt in mehrere Richtungen aufteilen und somit die Wärmeströme Q· erst einmal unbekannt sind, kann nicht nach Formel (2) von einer einzelnen Temperaturmessung auf die Kontakttemperatur extrapoliert werden. (2) Zur Berechnung wurde in OpenModelica ein eindimensionales thermisches Netzwerk aufgebaut, das die sich aufteilenden Wärmeströme vom Kontakt in Richtung dreier Temperatursensoren abbildet. In Bild 4 ist schematisch dargestellt, aus welchen Widerständen die Berechnung aufgebaut ist. Aus den Messdaten der Temperatursensoren an den gelben Punkten und der durch die Reibungsmessung bekannten Reibleistung, die an der rot markierten Stelle eingegeben wird, wird der transiente Verlauf der Kontakttemperatur über die Versuchsdauer nachsimuliert. Soll ein eindimensionaler thermischer Widerstand für einen komplexen dreidimensionalen Körper nach Formel (3) bestimmt werden, müssen aus den Abmessungen des Körpers und dem Wissen über dessen Umgebung die Länge des Wärmepfades l und die zugehörige Durchgangsfläche A abgeschätzt werden. Dies geschieht an- Δ = ̇ Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0033 Erprobung des Prüfaufbaus werden im Folgenden Nadellagerinnenringe aus 100Cr6 mit besonders engen Rundlauftoleranzen verwendet, um wenig Vibrationen, welche die Reibungsmessung erschweren, in den Aufbau zu induzieren. Sie besitzen eine kreuzgehonte Oberfläche mit einem Mittenrauwert von 0,1 µm Ra. Das Gleitlagergehäuse kann ebenfalls auf den gewünschten Einbauzustand angepasst werden. So können wie in Bild 3 einfache Gehäuse aus Vollmaterial oder ausgeräumte Varianten verwendet werden, um auch die thermomechanische Belastung in einem nachgiebigen Gehäuse abzubilden. Zusätzlich zu den unterschiedlichen Kavitäten kann mit dem Innendurchmesser des Gehäuses ebenfalls das Lagerspiel eingestellt werden. Durch die Paarung ergeben sich zusätzliche Kombinationsmöglichkeiten. Dazu gibt es mehrere Gehäuse mit unterschiedlichen Innendurchmessern. Nach dem Einpressen in das jeweilige Gehäuse wird der Innendurchmesser des Lagers auf drei Höhen mit einer Koordinatenmessmaschine gemessen, um das Lagerspiel zu erfassen. Berechnung des Verschleißvolumens Aus der Verschiebung des Schlittens wird das Verschleißvolumen des Lagers berechnet. Das Wegsignal ist dazu von Einflüssen durch thermische Dehnungen und Elastizitäten zu bereinigen, um die Verschleißlänge W l zu gewinnen. Mithilfe des bekannten Lagerspiels C, der Lagerlänge l B , des Wellenradius R S und des Lagerradius R B wird aus der Verschleißlänge nach Formel (1) die im Eingriff befindliche Umfangsfläche berechnet, aus der sich dann das Verschleißvolumen WV ableiten lässt. Diese Formel entspringt dem Berechnungsansatz in [4]. Nach [5] wird zusätzlich das Verschleißvolumen auf die Querkraft und die Gleitgeschwindigkeit normiert, um in einem Versuchsprogramm mit variierendem pv-Wert Trends zu erkennen. Bild 3: Gleitlagergehäuse in Vollmaterial links und ausgeräumt rechts = ⎣ ⎢ ⎢ ⎡ ⎝ ⎛ ⎝ ⎛ − − ( + ) 2( + ) ⎠ ⎞ − − − ( + ) 2( + ) − − − ( + ) 2( + ) ⎠ ⎞ − ⎝ ⎛ ⎝ ⎛ − − ( + ) 2( + ) + .! "# + ⎠ ⎞ − + + − − ( + ) 2( + ) − − − ( + ) 2( + ) ⎠ ⎞ ⎦ ⎥ ⎥ ⎤ Berechnung der Kontakttemperatur Durch das Einbringen der Reibleistung im Kontakt stellt sich dort eine lokale Temperaturerhöhung zur Umgebung ein, während der Wärmestrom in Richtung geringerer Temperaturen abfließt. Weil sich die Wärmeströme hand ingenieursmäßiger Betrachtung des Systems, bei der die Komponenten geometrisch vereinfacht werden, um repräsentative Werte für l und A zu erhalten. Für die Wärmeleitfähigkeit λ lassen sich Literaturwerte [6] des jeweiligen Werkstoffs verwenden. Die meist geringe Wärmeleitfähigkeit des Lagerwerkstoffs hat einen be- (1) TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 14 sonders hohen Einfluss auf die Gesamtrechnung und muss daher sehr genau ermittelt werden. Da ansonsten in der Umgebung nur metallische Komponenten mit hoher Wärmeleitfähigkeit zum Einsatz kommen und die Sensoren nicht weit vom Kontakt entfernt sind, lassen sich Wärmeverluste an die Umgebungsluft vernachlässigen. In Bereichen höherer Temperaturen und größerer Wärmeströme wirken sich Unsicherheiten in der Berechnung der Widerstände stärker auf die Kontakttemperatur aus. Daher wurden an der Welle zusätzlich Übergangswiderstände zwischen den Körpern eingefügt, welche in der weiteren Umgebung des Prüfstands vernachlässigt werden. (3) Die getroffenen Annahmen und Abschätzungen müssen für eine hohe Aussagekraft validiert werden. Dazu wurden Nadellagerinnenringe innenseitig mit einer Nut versehen, in die ein thermochromer Messstreifen eingeklebt wurde. So wird die maximale Temperatur in einem Prüflauf an dieser Stelle mit einer Genauigkeit von ±3 K er- = ' * fasst. In der anschließenden Simulation im thermischen Netzwerk wird die Temperatur an genau dieser Stelle ausgelesen. In Bild 5 ist ein solcher Versuchslauf bei konstanter Pressung und Geschwindigkeit beispielhaft aufgezeigt. Jedem Validierungsversuch geht ein Einfahrprogramm mit gleicher Geschwindigkeit und Pressung voraus, nach welchem der thermochrome Messstreifen erst in die Nut eingeklebt wird. Dies bewirkt meist eine konstante Reibleistung im Validierungsversuch. Im Diagramm links sind die vier Eingangsparameter der Berechnung im Zeitverlauf aufgetragen. Zusätzlich ist die berechnete Kontakttemperatur über der Zeit und die maximale gemessene Temperatur des Messstreifens an dem Zeitpunkt eingetragen, an dem sie wahrscheinlich aufgetreten ist. Die gemessene Kontakttemperatur von 80±3 °C ist im rechten Bild als einzelnes verfärbtes Segment zu erkennen. Die Validierung des thermischen Netzwerks ist als Vergleich von Messung und Berechnung doppelt in Bild 6 dargestellt. Mit vier verschiedenen Werkstoffen wurden zehn Versuche durchgeführt, bei denen der thermochrome Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0033 Bild 5: Beispielhafter Validierungsversuch für die Kontakttemperatursimulation; Lagerwerkstoff TP1, Gegenlauffläche 100Cr6, konstante Pressung und Geschwindigkeit; Nadellagerinnenring nach dem Versuch mit eingeklebtem thermochromen Messstreifen mit einem verfärbten Feld Bild 4: Schematischer Aufbau des thermischen Netzwerks; Rechtecke stellen thermische Widerstände und Punkte stellen Knoten dar TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 15 der Wellenachse in Richtung des Antriebs mit der höchsten Temperatur am Bund des Lagers. Dies lässt sich dadurch erklären, dass der thermische Widerstand in Richtung der Wellenlagerung wesentlich größer ist. Dieses Temperaturgefälle bildet eine weitere Herausforderung bei der Korrelation von Reibungs- und Verschleißkoeffizienten mit dem temperaturabhängigen Verhalten der Werkstoffe. Um die Kontakttemperaturberechnung in die Messdatenerfassung einzubinden, wurde das thermische Netzwerk auf eine einzelne Formel (4) reduziert, in welche die Formeln (5) und (6) einfließen. Dadurch, dass der thermische Widerstand des Gleitlagers R th,Lager als Variable in die Berechnung eingeht, genügt keine lineare Verrechnung der Temperaturen und der Reibleistung entsprechend dem Energieerhaltungssatz. Es ergibt sich diese Formel (4), in der R th,Lager die Wärmeleitung durch die Welle gegenüber der Wärmeleitung durch das Gleitlager skaliert. Die zugehörigen Parameter A bis E sind mittels einer Regressionsanalyse ermittelt. Die Temperaturen werden in °C ein- und ausgegeben, die Reibleistung in W und der thermische Widerstand in K/ W. Dieses Modell stimmt mit dem thermischen Netzwerk bis auf 0,0005 °C überein, das entspricht dem Rundungsfehler der Eingangsdaten. (4) (5) (6) Versuchsprogramm Die Gleitlagerwerkstoffe sollen im Dauerlauf ohne Richtungsumkehr geprüft werden. Nach 4 h ergeben sich bei konstanter Reibleistung stationä- ,"- / 0 = 1 3 + 1 − 1 3 1 + 5 67689 : ; <,? @ABC D,E3F 1 3 = * G H? + I 1 1 = J K + G L + (1 − )G L? Aus Wissenschaft und Forschung 16 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0033 Messstreifen eine Aussage zur Temperatur ergeben konnte. Die jeweils gemessene Temperatur mit dem Unsicherheitsbereich von ±3 K ist über der Temperatur aufgetragen, die mittels des thermischen Netzwerks als Maximaltemperatur im Versuch bestimmt wurde. Eine Übereinstimmung der Werte ist erreicht, wenn der Unsicherheitsbereich mit der eingezeichneten Winkelhalbierenden überlappt. Ein Messpunkt oberhalb der Winkelhalbierenden zeigt an, dass eine höhere Temperatur gemessen wurde, als im thermischen Netzwerk simuliert wird. Dass diese höhere gemessene Temperatur häufig zu erkennen ist, zeigt, dass die Nichtberücksichtigung der Wärmekapazität einen Einfluss auf die Maximaltemperaturen hat. Da der Einfluss besonders bei Spitzen der Reibleistung auftritt und im Gesamtverlauf eher gering ist, ist die maximale Abweichung von 12 K als unkritisch zu betrachten. Es lässt sich auch der Berechnung entnehmen, dass es keine makroskopisch homogene Kontakttemperatur gibt. Vielmehr existiert ein Temperaturgefälle entlang Bild 6: Mittels thermochromer Messstreifen gemessene Temperatur nahe des Kontakts im Vergleich zur jeweils im thermischen Netzwerk berechneten Maximaltemperatur im Versuch Bild 7: Versuchsprogramm im pv-Diagramm links und chronologisch einem Versuchsdurchlauf entnommen rechts TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 16 re Temperaturen im Prüfaufbau, welche die kontinuierliche Messung von Verschleiß und Kontakttemperatur präzisieren. Dadurch lassen sich in einer Stufe von 6 h, in der Pressung und Geschwindigkeit gleich bleiben, die Messdaten der letzten 2 h auswerten. Im Versuch werden nacheinander steigende pv-Werte angefahren, wie in Bild 7 ersichtlich ist. Zunächst erfolgt ein zehnstündiger Einlauf bei geringer Belastung, der nicht ausgewertet wird. Die folgenden elf Stufen mit steigender Belastung werden nacheinander angefahren. Die pv-Werte 0,2 und 1,0 W/ mm 2 werden als Einzelstufen Nr. 2 und 12 geringer aufgelöst als die dazwischenliegenden pv-Werte von 0,4, 0,6 und 0,8 W/ mm 2 . Durch die jeweils drei Pressungs-Geschwindigkeits-Kombinationen lassen sich dabei geringere Unterschiede zwischen den Lagerwerkstoffen feststellen. Durch die steigende Belastung über die Stufen hinweg lässt sich eine maximale Belastungsgrenze des Werkstoffs in Abhängigkeit der gewählten Gegenlauffläche und den anderen Randbedingungen feststellen. Dabei wird die Verschleißhistorie vernachlässigt. Anwendung der Prüfmethodik Bild 8 zeigt den Verlauf der drei interessanten Kennwerte Reibkoeffizient, Kontakttemperatur und Verschleißvolumen während des Versuchsdurchlaufs exemplarisch für ein einzelnes Teil. Während des zehnstündigen Einlaufs stabilisiert sich der Reibwert nach den ersten 6 h. In den Prüfstufen sind generell bei größerer Geschwindigkeit größere Absolutwerte und größere Varianz im Reibwert erkennbar. Ab Stufe 8 ist durch größere Varianz im Verlauf des Verschleißvolumens die Einsatzgrenze des Lagers angedeutet. Ab Stufe 9 und somit einem pv-Wert von 0,8 W/ mm 2 ist die Überlastung des Lagers auch aus der Varianz im Reibwert abzulesen. Diese Einsatzgrenze kann mit der Kontakttemperatur von 125 °C in Verbindung gebracht werden. Der Vergleich von drei Versuchsdurchläufen mit drei baugleichen Gleitlagern aus dem gleichen Material ist in Bild 9 gezeigt. Der Verschleiß- und Reibungskoeffizient sind jeweils über dem realen pv-Wert aufgetragen. Im Aus Wissenschaft und Forschung 17 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0033 Bild 9: Drei Versuchsdurchläufe mit drei Lagern aus TP3; links: Verschleißkoeffizient über realem pv-Wert; rechts: Reibkoeffizient über realem pv-Wert; Werte sind jeweils aus den letzten 2 h der Stufen gemittelt und Stufen bei gleichem pv-Wert sind zusammengefasst gemittelt; Gegenlaufflächen aus 100Cr6 Bild 8: Werkstoff TP2 im Versuchsprogramm; Gegenlauffläche aus 100Cr6 TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 17 hochgenaue Drehmomentmessung. Durch einen modularen Aufbau können Lagergehäuse und Gegenlauffläche variiert werden. Die umfassende Sensorik ermöglicht es, in Stufenversuchen nacheinander verschiedene Lasten anzufahren und dadurch in wenigen Versuchen Reibungs- und Verschleißcharakteristiken eines Werkstoffs zu bestimmen. Bei bekannter Wärmeleitfähigkeit des Lagers berechnet eine Formel die Kontakttemperatur aus vier Sensoren am Aufbau. Diese Formel wurde mit Hilfe eines thermischen Netzwerkes phänomenologisch hergeleitet, nachdem das Netzwerk mit mehreren Versuchen kalibriert wurde. Die Verschleißmessung ist für stationäre Temperaturen wärmedehnungskompensiert, um genaue Verschleißkoeffizienten zu bestimmen. Miteinberechnet wird ebenfalls die tatsächliche projizierte Kontaktfläche des Lagers. Die Berechnungsmethoden sind unverzichtbar, um aus Bauteilversuchen Rückschlüsse auf den Werkstoff zu ziehen, damit dieser optimiert werden kann. Das Versuchsprogramm eignet sich zur Verschleißcharakterisierung besser als zur Betrachtung der Reibung. Eine statistische Auswertung mehrfacher Versuche ist heranzuziehen, um genauere Aussagen über die Materialien treffen zu können. Literatur [1] B. Bhusan, Introduction to Tribology, New York: John Wiley & Sons, Ltd, 2013. [2] G. Menges, E. Haberstroh, W. Michaeli und E. Schmachtenberg, Menges Werkstoffkunde Kunststoffe, 6. Auflage, München: Carl Hanser Verlag, 2011. [3] S. Sundararaman, „Improved Test Method for Tribological Evaluation of High Performance Plastics,“ in SAE International Journal of Advances and Current Practices in Mobility-V128-99EJ, Detroit, 2019. [4] M. Mäurer, Tribologische Untersuchungen an Radialgleitlagern aus Kunststoffen, Diss., Chemnitz, 2003. [5] H. Czichos, Tribologie-Handbuch, 4. Auflage, K. Habig, Hrsg., Wiesbaden: Springer Vieweg, 2015. [6] H. Domininghaus, Kunststoffe, 7. Auflage, P. Elsner, P. Eyerer und T. Hirth, Hrsg., Berlin: Springer, 2008. Aus Wissenschaft und Forschung 18 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0033 realen pv-Wert werden die gemessene Querkraft und Geschwindigkeit am Lager auf die berechnete projizierte Eingriffsfläche des Lagers bezogen. Dadurch, dass die berechnete projizierte Eingriffsfläche kleiner ist als die Nennfläche des Lagers, sind die tatsächlichen pv-Werte bis zu 1,5 W/ mm 2 größer als die beabsichtigten Werte. Da dies nicht in die Regelung des Prüfstands implementiert ist, müssen die tatsächlichen Werte in der Auswertung berücksichtigt werden. Beim Verschleiß wie bei der Reibung zeigen sich gleiche Trends. Bis zur Stufe 7 ist der Verschleiß gering. In Stufe 8 des Prüflaufs steigt der Verschleiß an, für den pv-Wert um 0,7 W/ mm 2 sind große Fehlerbalken zu erkennen. Der gesteigerte Verschleiß bleibt auch bei höherem pv-Wert erhalten und geht mit großer Streuung einher. Der Reibkoeffizient fällt stetig und wird nicht durch den steigenden Verschleiß beeinflusst. Dies zeigt die Wiederholbarkeit der Versuchsmethodik. Versuchsdaten von drei Versuchsteilen aus drei Materialien TP1, TP2 und TP3 sind in Bild 10 dargestellt. Im Verschleiß sind bei pv-Werten unter 0,6 W/ mm 2 signifikante Unterschiede zwischen den Materialien zu erkennen. Darüber steigt bei TP2 und TP3 die Streuung der Messwerte an. Über Trends und Grenzen bei der Verschleißfestigkeit der Materialien lassen sich einzelne Aussagen treffen. Der Reibkoeffizient über dem pv-Wert betrachtet lässt im Rahmen der Streuung weniger Aussagen zu. Der Reibkoeffizient zeigt sich als stärker von der Gleitgeschwindigkeit als vom pv-Wert abhängig. Fazit Die vorgestellte Methodik besteht aus mehreren Bausteinen, die separat funktionieren und im Gesamten einen Entwicklungsprozess zur Optimierung von thermoplastischen Gleitlagern ergeben. Die Probekörper werden in einem Vierfach-Spritzgusswerkzeug hergestellt, dessen Kavitäten für unterschiedliche Schwindungswerte ausgelegt sind. Der Prüfaufbau greift auf die Peripherie eines Dichtungsprüfstands zurück und erlaubt eine Bild 10: Drei Versuchsdurchläufe mit drei Lagern aus drei Werkstoffen; links: Verschleißkoeffizient logarithmisch über realem pv-Wert; rechts: Reibkoeffizient über realem pv-Wert; Werte sind jeweils aus den letzten 2 h der Stufen gemittelt und Stufen bei gleichem pv-Wert sind zusammengefasst gemittelt; Gegenlaufflächen aus 100Cr6 TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 18 Aus Wissenschaft und Forschung 19 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 Besuchen Sie unsere Seminare, Lehrgänge und Fachtagungen. Basiswissen Tribologie - Metalle und Kunststoffe in tribologischen Anwendungen Seminar (35824) 15. Mrz. 2022 Grundlagenseminar Oberflächentopographie Rauheit und Rauheitsmessung Seminar (35825) 16. Mrz. 2022 Tribologie Expert (TAE) Aufbau - Mechanik - Behandlung, Verarbeitung und Einsatzbereiche Zertifikatslehrgang (60160) ab 15. Mrz. 2022 Vertiefungsseminar Oberflächentopographie Rauheit und Rauheitsmessung Vertiefung, Seminar (35826) 17. Mrz. 2022 Tribologie Spezialist (TAE) Tribologische Grundlagen plus zwei Spezialthemen Ihrer Wahl Zertifikatslehrgang (60161) ab 15. Mrz. 2022 Nachhaltige Schmierstoffe und Bioschmierstoffe Seminar (35855) 21. Jun. 2022 Oberflächen Spezialist (TAE) Topografie, Eigenschaften und funktionale Veränderungen Zertifikatslehrgang (60163) ab 16. Mrz. 2022 Schmierung - Vertiefungsseminar Seminar (35829) 22. Jun. 2022 Flex: Präsenz in Ostfildern oder Online-Teilnahme Weitere Informationen und Anmeldung unter www.tae.de Besuchen Sie unsere Seminare, Lehrgänge und Fachtagungen. Vor Ort oder online teilnehmen Weiterbildung Tribologie TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 19 Aus Wissenschaft und Forschung 20 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0034 Introduction The properties of the lubricant have a significant influence on the tribological behavior of a sealing system. In many applications, sealing contacts are lubricated by oil which can be modeled sufficiently accurate with Newtonian behavior. However, in grease lubricated sealing systems, such as within pneumatic valves, the lubricant shows significantly non-Newtonian behavior. In that case, more detailed measurements have to be performed in order to accurately describe the lubricant and ultimately calculate the friction. This paper presents measurements of several rheological properties of a grease used in a pneumatic spool valve. Based on these measurements, the Herschel-Bulkley and Palacios-Palacios model are parametrized and implemented into an elasto-hydrodynamic lubrication (EHL) simulation of the sealing contact. The resulting friction forces are compared qualitatively for two different temperatures. In addition, the difference between the two non-Newtonian viscosity models and a Newtonian approximation of the fluid is discussed with respect to an application in the EHL simulation of seals in pneumatic spool valves. Rheological Characterization and EHL Simulation of a Grease in a Lubricated Sealing Contact Niklas Bauer, Susanne Hahn, Simon Feldmeth, Frank Bauer, Katharina Schmitz* Eingereicht: 31.8.2021 Nach Begutachtung angenommen: 18.1.2022 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Diese Arbeit gibt Einblicke in das tribologische Verhalten fettgeschmierter Kontakte in pneumatischen Schieberventilen. Aufgrund des stark nicht-newtonschen Fließverhaltens des Fettes wurden verschiedene rheologische Messungen durchgeführt, um die beiden Materialmodelle nach Herschel-Bulkley und Palacios-Palacios zu parametrieren. Diese beiden Materialmodelle wurden in eine EHD Simulation des Dichtkontakts integriert und für zwei Temperaturen qualitativ verglichen. Für das Dichtsystem ist die Reibkraft nahezu unabhängig von der Wahl des Materialmodells. Außerdem konnten mit einer newtonschen Näherung des Fließverhaltens qualitativ vergleichbare Reibkräfte mit etwa 10 % Abweichung gegenüber den nicht-newtonschen Modellen erzielt werden. Schlüsselwörter Dichtung, Elasto-Hydrodynamik (EHD), Pneumatik, Reibung, Rheologie, Schmierfett, Simulation, Ventil This contribution provides an insight into the tribological behavior of grease-lubricated contacts in pneumatic spool valves. As the properties of the grease are strongly non-Newtonian, multiple measurements were performed to parameterize two viscosity models, the Herschel-Bulkley and the Palacios-Palacios model. These models are integrated into an EHL simulation of the sealing contact and qualitatively compared for two temperatures. For that system, the total friction force is rather unaffected by the choice of the viscosity model. In addition, qualitatively similar results with about 10 % deviation from the non-Newtonian behavior could be obtained using a Newtonian approximation of the lubricant. Keywords Elasto-hydrodynamic lubrication (EHL), Friction, Grease, Pneumatics, Rheology, Seal, Simulation, Valve Kurzfassung Abstract * Niklas Bauer 1 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-5520-0611 Susanne Hahn 2 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-1891-0286 Simon Feldmeth 2 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-0018-0710 PD Dr.-Ing. Frank Bauer 2 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-7799-7628 Univ.-Prof. Dr.-Ing. Katharina Schmitz 1 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-1454-8267 1 RWTH Aachen University, Institute for Fluid Power Drives and Systems (ifas), Campus-Boulevard 30, 52074 Aachen, Germany 2 University of Stuttgart, Institute of Machine Components (IMA), Pfaffenwaldring 9, 70569 Stuttgart, Germany TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 20 Pneumatic spool valves Pneumatic spool valves are used to control the air flow between components of a pneumatic system. They consist of a spool within a housing with several ports as shown in Figure 1. The spool is actuated either pneumatically or with a solenoid by the pilot valve. The connection between these ports is opened or blocked depending on the position of the spool. Subject of this contribution is a valve as shown in Figure 1 where the seals are placed on the spool and move relative to the housing. There are two types of seals in this kind of valve. In this work, only the inner seals (1) used to block or connect the ports are analyzed. During operation, these seals make and lose contact to the housing depending on the position of the spool. This discontinuity is not considered within this work, as its focus is on the influence of the lubricant. Grease Both, the simulation and the measurement were conducted on a grease with perfluorpolyether base oils (PFPE). The grease is rated NLGI 1 grade. Its temperature range extends from well below 0 °C to far above 100 °C. The base oil viscosity at 40 °C is given as about 40 mm 2 / s. Non-Newtonian fluid As non-Newtonian viscoelastic fluids, greases show a complex rheology that depends on a variety of influences / Lug13/ , / Mez20/ , / Bau21a/ . The approaches to describe the flow behavior mathematically are accordingly numerous. The simulation presented in this paper bases on the widely used Herschel-Bulkley model / Her26/ , which describes the shear stress τ in dependence on the shear rate using the yield stress τ 0 , and the factors K and n: (1) With Newton’s law of viscosity M = M N + OṖ - Ṗ (2) eq. (1) can be expressed in terms of shear viscosity: (3) As the shear viscosity in eq. (3) would tend to zero for very high shear rates, Palacios and Palacios added a term to the Herschel-Bulkley model to limit the shear viscosity at high shear rates to the base oil viscosity η b / Pal84/ : (4) Shear viscosity An MCR 302 rheometer of the Anton Paar Germany GmbH was used to measure the shear viscosity. The measurements were conducted using a cone-plate system with a diameter of 25 mm and an angle of 1.0° / DIN17a/ . The grease is applied at room temperature and trimmed at a gap height of 0.062 mm before the final measuring gap height of 0.052 mm is adjusted. The height of 0.052 mm corresponds to the imaginary height of the removed cone apex. Then, the sample is tempered with a heating rate of 2 K/ min to the measuring temperature (ϑ 1 = 25 °C, ϑ 2 = 50 °C), which is maintained for 10 min, before the actual measurement starts. The shear viscosity is measured with a linearly increased shear rate from 0 1/ s to 17,500 1/ s in two different test durations: t 1 = 300 s and t 2 = 3600 s. For each shear acceleration, three measurements were conducted. Figure 2 shows the shear viscosity measured at ϑ 1 = 25 °C (left) and ϑ 2 = 50 °C (right). While the viscosity rapidly decreases at the beginning of the shearing, the curve flattens as the shear rate increases. In between a shear rate of 10,000 1/ s and 15,000 1/ s all curves show a more or less sudden strong drop of the viscosity indicating grease being ejected from the gap. From this moment on, the gap is no more completely filled, and the later values must be discarded. M = Q ⋅ Ṗ Q = M N Ṗ + OṖ -63 M = M N + OṖ - + Q S Ṗ Aus Wissenschaft und Forschung 21 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0034 Figure 1: Pneumatic spool valve. Picture provided by courtesy of Festo / Fes18 TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 21 The temperature was modified in steps of 1 K, with each temperature step being adjusted for 5 min before measuring the viscosity. Figure 3 shows the viscosity of the bled oil of both measurements. At the boundary between the measurements 1 and 2, the curves blend into each other, so that both a good repeatability and a negligible effect of the separated measurement can be assumed. The viscosity of the bled oil decreases sharply with increasing temperature, especially in the low temperature range, while the viscosity decrease is less pronounced at the higher temperatures of measurement 2. The measurement results in a dynamic viscosity of the bled oil of η b,25 °C = 94.78 mPa s at 25 °C respectively η b,50 °C = 50.95 mPa s for 50 °C. Yield stress according to DIN 51810-2 There are numerous definitions and thus also different methods for determining the yield stress τ 0 of viscoelastic materials. Therefore, the values of τ 0 can vary significantly, as compared e.g. by Dinkgreve et al. / Din16/ . DIN 51810-2 / DIN17b/ specifies two definitions, which base on an oscillatory test with amplitude sweep: The yield point τ yield , as the limit of the linearviscoelastic-range, and the flow point τ flow at the intersection of the storage modulus G' with the loss modulus G’’. The measured values are shown in Table 1 for 25 °C and 50 °C. Aus Wissenschaft und Forschung 22 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0034 The grease shows an influence of the temperature: At 50 °C the viscosity is about 20 % lower than at 25 °C. The influence of the measuring durations is much lower: At 25 °C the longer sheared samples show a slightly lower viscosity whereas at 50 °C there is no discernible difference between the test durations. Viscosity of bled oil The viscosity of bled oil was measured with the same rheometer as the shear viscosity, using a parallel-plate system with a diameter of 25 mm, a gap height of 0.5 mm and a shear rate of 100 1/ s. To reduce the influence of condensing water at decreasing temperatures and also to keep the test gap completely filled over all temperatures, the viscosity was measured in two separate measurements: • Measurement 1: temperature decrease from ϑ = 25 °C to ϑ = -5 °C • Measurement 2: temperature increase from ϑ = 25 °C to ϑ = 130 °C Figure 2: Shear viscosity of the grease with linearly increased shear rate from 0 to 17500 1/ s in t 1 = 300 s and t 2 = 3600 s for ϑ 1 = 25 °C (left) and ϑ 2 = 50 °C (right) Figure 3: Dynamic viscosity of the bled oil η b for different temperatures Temperature [ ] [ ] [ ] 25 32.7 300.4 50 64.7 303.8 Table 1: Yield point τ yield and flow point τ flow according to DIN 51810-2 for ϑ 1 = 25 °C and ϑ 2 = 50 °C TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 22 Simulation model For modeling the pneumatic seal in the spool valve, the simulation model ifas-DDS / Ang20/ is used. As shown in Figure 4, it combines the commercial FEM-software Abaqus / Das21/ with a finite difference solution of the Reynolds equation to account for both the macroscopic deformation of the seal as well as the hydrodynamic pressure build-up within the sealing contact. The coupling of the FEM and the Reynolds equation is implemented monolithically with the Abaqus User Subroutine UEL. Originally developed for the simulation of friction of reciprocating hydraulic seals / Ang17/ , it is also capable of calculating the macroscopic wear geometry / Ang19/ . For taking into account cavitation phenomena, the ifas-DDS contains the Jakobsson-Floberg-Olsson cavitation model / Jak57/ , / Ols65/ using the implementation according to Woloszynski / Wol15/ . Further details of the implementation are given in / Bau21b/ . The total friction force is calculated as the sum of the solid and the fluid friction force. The solid friction is calculated assuming a constant shear stress in the real area of contact. The real area of contact depends on the local gap height and is implemented using a lookup table which has been calculated in advance. The fluid friction force is given by the shear stress of the fluid in the contact. Further details of the implementation are given in / Ang20/ . Implementation of non-Newtonian lubricant behavior For including Herschel-Bulkley behavior in the EHL-simulation it is possible to use a generalized Reynolds equation as described by Dowson / Dow62/ , Booker / Boo89/ or Yang / Pei90/ . However, these equations introduce additional integrals over the gap height direction z, which typically have to be solved numerically. In order to avoid the additional effort of the numerical integration over the gap height, an alternative approach is pursued. Instead of taking into account the variation of the shear rate along the gap height, the shear rate avg is calculat- Ṗ Ṗ ed for each node by averaging over the height coordinate. Based on avg , the locally averaged viscosity η avg is calculated for each node according to the respective viscosity model. The advantage of this simplification is the reduction of computational effort both regarding execution and implementation time. Validity and accuracy of this simplification largely depend on how closely the averaged shear rate matches the actual shear rates within the contact. For calculating the average shear rate, as a first step, the flow of a Newtonian fluid is considered. Its linear relation between shear rate and shear stress leads to a parabolic flow profile within a lubricated contact. For one moving and one fixed surface, the shear rate can be derived by a force equilibrium at an infinitesimal fluid element: (5) It can be seen, that the shear rate consists of two terms: the first term is caused by the Couette or shear flow due to the relative movement of the two surfaces. The second term is caused by the Poisseuille or pressure flow, caused by axial pressure gradients within the contact. It can be seen that, for Newtonian fluids, the average of the shear rate caused by the pressure flow along the gap height is always zero, as it is a linear function assuming opposite values at the top and bottom of the gap. Therefore, the average shear rate avg is simply given by the term corresponding to the shear flow. In this contribution, the same relation is assumed for the investigated non-Newtonian models as well, even though no clear distinction between shear and pressure flow can be made due to the nonlinearities of the model. This assumption is made for two reasons: First, it is expected, that the contributions of the pressure flow still lead to positive shear rates close to one surface and negative shear rates close to the other surface. Therefore, when averaging in height direction, most of the shear Ṗ TUV "- (W) = X #U ℎ + ℎ 2Q Z[ Z\ ⋅ ]2 ⋅ W ℎ − 1^ Ṗ Ṗ Aus Wissenschaft und Forschung 23 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0034 Figure 4: Structure of the dynamic sealing simulation ifas-DDS TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 23 both models the three parameters n, K and τ 0 are found via optimization. The residual to be minimized by finding the optimal set of parameters of the Herschel-Bulkley or Palacios-Palacios model for all data points i is given as: (9) The optimization of the logarithm was chosen, because the values of both shear rate and viscosity vary by multiple orders of magnitude. This ensures an equal weighting of both high and low viscosities when calculating the residual. Without the logarithm, the high viscosities at low shear rates are overweighed, leading to an overall worse fit at the more relevant higher shear rates. Figure 5 shows a comparison of the measurement results and the fits for both 25 °C and 50 °C in a log-log plot. For the following evaluation, only the measurements with a duration of 3600 s are considered, since there are more data points available. As the shear rates occurring in the simulation model can be higher than in the measurements, an extrapolation of the measurement results to higher shear rates based on the models is shown as well. As mentioned earlier, all results obtained after the ejection of the grease from the gap were neglected during the fitting. The parameters and the coefficient of determination R 2 are given in Table 2. It can be seen that both viscosity models are able to accurately represent the measurement data, recognizable both by the similarity of the curves and the equally good coefficients of determination. The coefficient is slightly lower for the fits at 50 °C due to the higher deviation of measurement data. Regarding the behavior of the two models, there is no visible difference for shear rates where measured data are present. However, the extrapolation of both models provides different results as the term with the base oil viscosity of the Palacios-Palacios model gains more importance for higher shear rates leading to _`log`Q aU/ b,c d − log`Q(log Ṗ c , e, O, M N [, Q S ])dd c Aus Wissenschaft und Forschung 24 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0034 rate corresponding to the pressure flow will cancel itself out. Secondly, the small gap heights and high relative velocities within the investigated tribosystem result in a high quotient of v rel / h, so that the shear flow is much higher for most operating conditions than even the maximum contribution of the pressure flow. Thus, the locally averaged shear rate is calculated as follows: (6) Based on this assumption, the viscosity is calculated as: (7) Combining the described approach with the Reynolds equation in the form given in / Bau21b/ results in equation (8). This form of the Reynolds equation considers variations of the viscosity along the axial direction x, but assumes a constant viscosity in height direction z in order to reduce computational effort. It is expected that the error introduced by this simplification will increase for higher gradients of hydrodynamic pressure, since the shear caused by pressure flow is not considered. The size of the error and the scope of validity of these assumptions are currently investigated and will be published in another paper. Obtaining the model parameters In order to find the optimal material parameters of the Herschel-Bulkley (HB) or Palacios-Palacios (PP) model, a curve fitting was performed using the non-linear least squares method. For the latter model, the bled oil viscosity η b is obtained from the measurements so that for Ṗ / ij = 1 ℎ ⋅ k Ṗ (W)mW N ≈ 1 ℎ ⋅ k Ṗ TUV "- (W)mW N = X #U ℎ Q / ij = O ⋅ Ṗ / ij -63 + M N ⋅ Ṗ / ij 63 + Q S X #U 2 Z Z\ p(1 − 1)qℎ + (1 − 1)q r Φ t u − Z Z\ v (1 − 1)qℎ E 12Q / ij Φ w Z[ Z\ x + ⋯ + Z Zz [(1 − 1)qℎ] = 0 (8) Figure 5: Comparison of measured viscosity (before ejection) and least squares fits with the Herschel-Bulkley (HB) and Palacios-Palacios (PP) model for 25 °C (left) and 50 °C (right) TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 24 an overall higher viscosity compared to the extrapolation with the Herschel-Bulkley model. The impact of this difference on the friction force is discussed later. It is worth noting that for both viscosity models the fitting results of the parameter τ 0 are considerably higher than both yield and flow point obtained by the measurements according to DIN 51810-2. Major differences between different estimation methods for the yield stress are a common issue, e.g. discussed in / Cyr15/ , and origin in the varying definitions and measuring methods of the yield stress. Since the aim of the used viscosity models is the best possible resemblance of the shear viscosity measurements, the values obtained from the curve fitting are used in the Herschel-Bulkley or Palacios-Palacios model instead of the yield or flow point measured according to DIN 51810-2. Simulation setup The sealing system was modeled as axisymmetric. Geometry and mesh of the simulation model are shown in Figure 6. The model consists of the three parts seal, housing and spool. The inner and outer radius of the seal in assembled condition are about 1.4 mm and 3 mm with a length of about 0.72 mm in axial direction. The geometry of the spool has been adjusted so that there is no axial clearance between seal and spool in order to prevent axial movement between seal and spool after assembly. The seal is meshed with 6066 nodes and 5800 first order axisymmetric hybrid elements. The number of elements for which the Reynolds equation is solved is 200. The simulation has been repeated with a finer mesh with 400 nodes for solving the fluid domain. The calculated friction forces obtained with the two different resolutions have been compared. Since the difference was barely visible in direct comparison, it was concluded that the current mesh provides sufficient accuracy. The housing and the spool are modeled as analytical rigid surfaces. As mentioned earlier, the different diameters within the housing are neglected, so that it can be represented by a cylindrical surface. The seal is modeled as an incompressible hyperelastic Mooney-Rivlin material with C 10 = 0 MPa and C 01 = 1.78 MPa. Outside the seal, atmospheric pressure was assumed. Cavitation was assumed to occur at a relative pressure of -0.1 MPa. Due to the singularity of both viscosity models at = 0, the local viscosity in contact was limited to η max = 10 Pa s in order to prevent infinite values. Since the properties of the contact between seal and housing within the valve have not yet been evaluated, the characteristics of a dummy surface are chosen for the calculation of the solid contact stresses and the flow factors. The values used were obtained for an isotropic surface with an RMS roughness of about 2 µm as presented in / Sca18/ . In reality, the surface is expected to be anisotropic, so that the results presented here have to be interpreted qualitatively. For the tangential stresses, a constant shear stress acting on the real area of contact of τ cont = 1.5 MPa was assumed. The contact between spool and seal was modeled using the exponential contact behavior in Abaqus with a constant coefficient of friction of µ = 0.2. Ṗ Aus Wissenschaft und Forschung 25 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0034 Figure 6: Left: Mesh of the seal and measurements (mm) of the assembled seal. Right: Stresses after assembly of spool and housing (spool and housing are shown as lines on the right part of the figure) Temperature Model | } ~  €  : ‚ [ °ƒ ] [ − ] [ − ] [ „… † ‡ ] [ „… ] [ ˆ 6‰ „… † ] [ % ] 25 HB 0.7262 3.9985 555.04 - 99.53 25 PP 0.6327 6.7823 530.96 94.779 99.53 50 HB 0.6641 4.4314 793.79 - 98.15 50 PP 0.5089 14.5919 697.26 50.954 98.19 Table 2: Parameters of the best fits of the Herschel-Bulkley (HB) and Palacios-Palacios (PP) model for 25 °C and 50 °C for t 2 = 3600 s TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 25 especially around v rel = 0. With increasing temperature, the total friction force slightly increases. This can be attributed to the lowering of the viscosity for higher temperatures. On the one hand, this leads to lower fluid shear stresses and thus lower fluid friction. On the other hand, as shown in Figure 8, the lower viscosity also leads to a decreased gap height. As the separation of the two contact partners gets smaller, the real area of contact increases, which causes higher solid friction. Overall, the total friction becomes slightly higher for higher temperatures. The choice of the viscosity model has a lower impact than the temperature, even though shear rates of up to 5 · 10 5 1/ s occur locally in the contact at high speeds. As seen earlier, the Palacios-Palacios model predicts higher viscosities at those shear rates. Similar to the effect of the temperature, this increase in viscosity causes larger values of the gap height, see Figure 8. This, in turn, leads to a decrease in solid friction. However, the higher viscosity also leads to an increase in fluid friction. Eventually, these two effects nearly cancel each other out, so that the total friction force is nearly independent of the choice of viscosity model. This is especially true for high relative velocities at 50 °C where the difference between the two curves is barely visible. Figure 9 (left) shows the arithmetic average of the local viscosity of all nodes in contact for each relative velocity. It can be seen, that the average viscosity appears to be approaching a constant value for high relative velocities. It shall be checked whether the behavior of a greaselubricated system at high velocities can be approximated with a Newtonian fluid with a constant viscosity. For that, the average value of the viscosities for high velocities at 25 °C is calculated (η Newton,25 °C ≈ 0.145 Pa s) and used for a simulation with a Newtonian fluid. The result is shown in Figure 9 (right). The solid friction is in extremely good correlation for velocities over 200 mm/ s. However, there is a noticeable difference in the behavior Aus Wissenschaft und Forschung 26 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0034 As for initial and boundary conditions, spool and housing are placed in radial distance from the seal so that no contact occurs. During the first step of the simulation, the system is assembled by moving the analytical rigids into their final positions prestressing the sealing contact, see Figure 6 (right). In the next step, the spool faces are accelerated with a constant acceleration up to a velocity of 700 mm/ s within 1.5 ms. Immediately after reaching the maximum velocity, the acceleration is inverted until the seal reaches a velocity of -700 mm/ s in the opposite direction. This process is repeated until the friction force reaches a steady-state oscillation. During the first acceleration and deceleration period much higher friction forces occur than during the rest of the simulation. This is because the lubricant film needs some time to build up. Before that, a high amount of solid friction occurs as due to the assembly in the simulation, no lubricant is present in the contact at the start of the simulation. It is expected, that this effect is a lot less severe in reality, since the contact is never completely dry even after long standstill periods. For that reason, the friction is not evaluated during the first acceleration and deceleration period. Results Figure 7 shows a comparison of the fluid (dotted lines), solid (dash-dotted lines) and total friction forces (solid lines) for the two investigated temperatures and models. Since the real contact properties have not yet been obtained, only a qualitative comparison of the measurements against each other is possible. Therefore, all friction forces have been normalized by division with the constant F max,25 , which is the maximum of the total friction force of the simulation with the Herschel-Bulkley model at 25 °C. The gap height at the maximum velocity is shown in Figure 8. It can be seen that the qualitative behavior is similar for both models and temperatures. A hysteresis is visible, Figure 7: Calculated total friction (solid lines), solid friction (dash-dotted lines) and fluid friction (dotted lines) for the Herschel-Bulkley (HB) and Palacios-Palacios (PP) parameters for 25 °C (left) and 50 °C (right) TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 26 of the fluid friction. For the Newtonian fluid, the friction force resembles a straight line. In contrast, for both the Herschel-Bulkley and the Palacios-Palacios model the curve describes an S-shape close to the center, see also Figure 7. This shape can be attributed to the high viscosities at low shear rates. The Newtonian approximation cannot resemble this behavior. Thus, it predicts too low fluid friction at low relative velocities. Conversely, at higher shear rates, the lack of shear thinning of the Newtonian fluid causes higher friction forces than the grease models. Conclusion This contribution provides an insight to the properties of grease-lubricated contacts in pneumatic spool valves. First, the lubricant properties such as shear viscosity, yield stress and bled oil viscosity were measured. As a second step, the measured data were fit and extrapolated using two different viscosity models, namely the Herschel-Bulkley and the Palacios-Palacios model. Finally, the model parameters were integrated into an EHL simulation of a sealing contact in order to study the influence of the temperature and the impact of the choice of the viscosity model. The comparison was based on a dummy surface, so that the focus of the comparison was on the qualitative comparison of the friction force and its components. It can be concluded that the total friction force is rather unaffected by the choice of the viscosity model for the investigated system. In addition, it was found that qualitatively similar results can be obtained with a Newtonian lubricant if the viscosity is chosen correctly and if deviations of about 10 % in terms of the total friction force are acceptable. However, in order to obtain the correct Newtonian viscosity for the approximation a simulation with non-Newtonian properties is still necessary. Thus, an experimental determination of the shear viscosity cannot be avoided if precise results are required. Aus Wissenschaft und Forschung 27 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0034 Figure 8: Calculated gap height at v rel = 700 mm/ s for the Herschel-Bulkley (HB) and Palacios-Palacios (PP) parameters for 25 °C (left) and 50 °C (right) Figure 9: Left: Average viscosity in contact for the Herschel-Bulkley model as a function of the velocity. Right: Comparison of Herschel-Bulkley model and Newtonian approximation regarding total friction (solid line), solid friction (dash-dotted line) and fluid friction for 25 °C. TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 27 / Din16/ Dinkgreve, M., Paredes, J., Denn, M. M., Bonn, D. On different ways of measuring “the” yield stress, Journal of Non-Newtonian Fluid Mechanics, Vol. 238, S. 233-241, 2016. DOI: 10.1016/ j.jnnfm.2016.11.001. / Dow62/ Dowson, D. A generalized Reynolds equation for fluid-film lubrication, International Journal of Mechanical Sciences, Vol. 4, Nr. 2, S. 159-170, 1962. DOI: 10.1016/ S0020-7403(62)80038-1. / Fes18/ Festo SE & Co. 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Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0034 Acknowledgement The authors thank the Fluid Power Research Fund of the VDMA for its financial support (grant: FKM No. 7049620). Literature / Ang17/ Angerhausen, J., Murrenhoff, H., Dorogin, J., Persson, B. N. J., Scaraggi, M. The Influence of Temperature and Surface Structure on the Friction of Dynamic Hydraulic Seals - Numerical and Experimental Investigations, The 10th JFPS International Symposium on Fluid Power, 2017. / Ang19/ Angerhausen, J., Woyciniuk, M., Murrenhoff, H., Schmitz, K. Simulation and experimental validation of translational hydraulic seal wear, Tribology International, Vol. 134, S. 296-307, 2019. DOI: 10.1016/ j.triboint.2019.01.048. / Ang20/ Angerhausen, J. Physikalisch motivierte, transiente Modellierung translatorischer Hydraulikdichtungen - Dissertation, Aachen, 2020. / Bau21a/ Bauer, F. Tribologie - Prägnant und praxisrelevant, 1. Auflage 2021, Springer Fachmedien Wiesbaden, Wiesbaden, 2021. 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Das Kavitation genannte Phänomen kann nach Gas- und Dampfkavitation unterschieden werden [3]. Kavitation tritt auf, wenn der Druck lokal einen bestimmten Grenzwert unterschreitet. Gaskavitation kann in belüfteten Schmiermitteln bei Drücken unterhalb des Umgebungsdrucks beobachtet werden. Die Hohlräume enthalten dann gelöste Gase. Dampfkavitation zeigt sich bei dynamischen Lastfällen, wenn der Druck unter den Dampfdruck fällt. In den Hohlräumen befindet sich dann Dampf der Schmierflüssigkeit. Dampfkavitation ist ein dynamischer Prozess; das Verdampfen geschieht nicht schlagartig. Bei der Berechnung der Tragfähigkeit von Gleitlagern ist Kavitation ein entscheidendes Phänomen. Entsprechend umfangreich ist die dazu vorhandene Literatur. In Aus Wissenschaft und Forschung 29 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0035 Kavitationsdynamik in geschmierten Kontakten - Weiterentwicklung eines Modells mit Blasendynamik Thomas Geike, Marc Hieke* Eingereicht: 22.7.2021 Nach Begutachtung angenommen: 21.1.2022 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Kavitation ist ein weit verbreitetes Phänomen in Gleitlagern und anderen geschmierten Kontakten. In geschmierten Kontakten können in Folge der Kavitationsdynamik kurzzeitig Zugspannungen im Schmierfilm auftreten. Diese Zugspannungen, bisher kaum hinsichtlich Dauer und Größenordnung bestimmt, werden mit einem Simulationsmodell aus Reynolds- Gleichung und Rayleigh-Plesset-Gleichung für die Abziehbewegung von Kreisplatte und Kugelkappe untersucht. Dabei wird, im Gegensatz zu früheren Modellen des Autors, die „dilatational viscosity“ in der Blasendynamik berücksichtigt. Die Zugspannungen sind praktisch relevant bei der Berechnung der Öffnungszeiten von Ventilen (Ölkleben). Es lässt sich zudem vermuten, dass die im Simulationsmodell auftretenden kurzzeitigen Zugspannungen auch in anderen Fällen auftreten und Einfluss auf Materialermüdung und Verschleiß der beteiligten Bauteile haben und damit praktisch relevant sind. Schlüsselwörter Kavitation, Mischreibung, Abziehexperiment, Blasendynamik, Ölkleben, Verschleiß, Negativer Druck Cavitation in lubricated contacts - revisiting a model with bubble dynamics Cavitation is a widespread phenomenon in journal bearings and other lubricated contacts. In lubricated contacts, tensile stresses can occur in the lubricant as a result of cavitation dynamics. These tensile stresses, hardly known with respect to duration and magnitude, are investigated with a simulation model consisting of Reynolds equation and Rayleigh-Plesset equation for the negative squeeze motion of circular plate and spherical cap. The tensile stresses are practically relevant in calculating the opening times of valves (oil stiction). It may assumed that the short-time tensile stresses occurring in the simulation model also occur in other cases and have an influence on material fatigue and wear of the components involved and are thus practically relevant. Keywords Cavitation, Mixed lubrication, Oil stiction, Negative squeeze motion, Bubble dynamics, Negative pressure, Wear Kurzfassung Abstract * Prof. Dr.-Ing. Thomas Geike ORCID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-2892-7444 Berliner Hochschule für Technik, Fachbereich VIII, Luxemburger Str. 10, 13353 Berlin, Marc Hieke 15344 Strausberg, derzeit Student der Mathematik an der Humboldt Universität Berlin TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 29 Weg zum eigentlichen Ziel - Simulation von Mischreibungszuständen zwischen Kontaktpartnern mit rauen Oberflächen unter Berücksichtigung der Kavitationsdynamik. Die Kugelkappe steht in erster Näherung auf einer kleineren Größenskala für die Asperiten der rauen Oberfläche. Experimentelle Befunde: Zugspannungen im Schmierfilm Das Vorhandensein von Zugspannungen ist seit mehr als einem halben Jahrhundert aus Experimenten bekannt. Die zeitabhängige Kavitation in einer einfachen Anordnung aus parallelen Platten wurde experimentell von Hays und Feiten [11], Parkins und May-Miller [12], Chen et al. [13], Wang et al. [14] und Sun et al. [15] untersucht. Hays und Feiten betrachteten den Fall konstanter Geschwindigkeit, während die anderen Gruppen den Fall periodischer Bewegung untersuchten. Die Experimente bestätigen, dass der Schmierfilm eine Zugspannung übertragen kann. Aufgrund der Zugspannungen kommt es zum Blasenwachstum und schließlich zur makroskopisch sichtbaren Störung der Kontinuität. In den Experimenten entsteht das Kavitationsgebiet in der Mitte und verschwindet dort auch. Alle Experimente konzentrieren sich auf die Charakterisierung der Kavitationsmuster; insbesondere werden keine Daten geliefert, mit denen sich numerische Untersuchungen hinreichend gut überprüfen ließen. Experimente unter praxisnahen Rahmenbedingungen haben gezeigt, dass Kavitation in Lagern, z. B. in Pleuellagern in Verbrennungskraftmaschinen, auftreten kann und dass dies mit teilweise erheblichen Schäden verbunden ist [16]. Numerische Simulation des Abziehexperiments Abziehexperiment für die Kreisplatte siehe Bild 1. Grundlagen Ein Simulationsmodell, das das Auftreten von Zugspannungen abbildet, muss die Dynamik des Blasenwachstums und -zerfalls berücksichtigen. Ausgehend von der Rayleigh-Plesset-Gleichung [17, 18] für den Blasenradius (1) und der Reynoldsgleichung für kompressible Fluide (2) können partielle Differentialgleichungen für die Dichte und den Druck im Abziehexperiment hergeleitet werden. Die Anordnung im Abziehexperiment und die verwendeten Variablen können Bild 1 entnommen werden; der Index liq in Gleichung (1) steht für den flüssigen Zu- m mz Œ  Ž  m mz  ‘ [ ’“” • [ q –—˜ • ™Q –—˜ q –—˜ m mz • ŽP q –—˜ š Z Z q› E Q Z[ Z ‘ šŽ› Zq Zz Œ šŽqœ Aus Wissenschaft und Forschung 30 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0035 bestimmten Situationen können in Folge der Kavitationsdynamik kurzzeitig Zugspannungen (negative Drücke) im Schmierfilm auftreten. Diese Zugspannungen sind bisher kaum hinsichtlich Dauer und Größenordnung untersucht. Für die meisten Lagerberechnungen sind die kurzzeitig vorhandenen Zugspannungen nicht relevant; insofern wird mit „Druck gleich Null“ gerechnet, wenn immer kein positiver Druck vorliegt. Bei Haftproblemen in geschmierten Kontakten (Ölkleben, Oil Stiction) werden die Zugspannungen im Schmierfilm beim Trennen zweier Oberflächen notwendigerweise berücksichtigt [4, 5, 6, 7]. Es lässt sich vermuten, dass die kurzzeitigen Zugspannungen auch in anderen geschmierten Kontakten Einfluss auf Materialermüdung und Verschleiß der beteiligten Bauteile haben und damit über das Ölkleben hinaus praktisch relevant sind. Für eine Abbildung der Kavitationsdynamik mit Zugspannungen in einem Simulationsmodell muss neben der Reynolds-Gleichung eine Gleichung für die Blasendynamik herangezogen werden. Eine Möglichkeit ist hierbei die Nutzung der Rayleigh-Plesset-Gleichung. Ein erstes Modell, das Reynolds-Gleichung und eine einfache Gleichung für die Blasendynamik zur Simulation von Kavitation in geschmierten Kontakten verbindet, wurde von Someya vorgestellt [8]. Ausführlich wurde die zeitliche Dynamik des Blasenwachstums und die Drücke und Kräfte beim Abziehexperiment von Geike und Popov [9] untersucht. Im Modell von Geike und Popov und den zugehörigen Simulationsrechnungen für das Abziehexperiment der Kreisplatte blieben im Wesentlichen drei Fragen offen [10]. 1. Wie kann die numerische Stabilität auch für die Kugelkappe (endlicher Krümmungsradius) erreicht werden? 2. Wie groß ist die charakteristische Zeit für den Abfall der Zugspannungen im Abziehexperiment? 3. Welche experimentellen Daten stehen für eine Modellvalidierung bzw. eine Parameteridentifikation zur Verfügung? Anknüpfend an die früheren Arbeiten des Autors (Geike) wird ein Modell aus Reynolds-Gleichung und Rayleigh- Plesset-Gleichung weiter untersucht. Dabei steht die Abziehbewegung für eine Kreisplatte und eine Kugelkappe im Vordergrund. Es wird gezeigt, dass das Hinzufügen eines weiteren Terms (Dilatationsviskosität bzw. in den englischen Veröffentlichungen als dilatational viscosity bezeichnet) einen großen Einfluss auf die Dynamik des Blasenwachstums und die charakteristische Zeit des Abfalls der Zugspannungen hat. Zudem wird gezeigt, dass mit der modifizierten Rayleigh-Plesset-Gleichung für beide Fälle - die Kreisplatte und die Kugelkappe - numerisch stabile Simulationsmodelle folgen. Die Untersuchung der Kugelkappe ist nur der erste Schritt auf dem TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 30 stand, der Index vap für den gasförmigen. Die räumliche Diskretisierung der partiellen Differentialgleichungen mit der DQ-Methode [19] führt auf ein System aus Differential- und algebraischen Gleichungen, das mit einem DAE-Löser (DAE…Differential algebraic equations) gelöst wird. Dieser Ansatz für das Kavitationsproblem in Schmierfilmen im Abziehexperiment wurde in [9, 20] erstmalig dargestellt und z. B. später von Husen et al. [21] in Kombination mit einem Finite Elemente Modell benutzt. Das Simulationsmodell von Geike und Popov war im Ansatz durch die Arbeiten von Sauer zur Kavitation in Strömungsmaschinen [22] inspiriert. Die Arbeit von Someya [8] war den Autoren zu diesem Zeitpunkt nicht bekannt. Praktisch zeitgleich haben Gehannin et al. [23] ein ähnliches Modell für die Simulation von Quetschfilmdämpfern (Squeeze film dampers) entwickelt und mit den experimentellen Ergebnissen von Adiletta und Pietra [24] verglichen. Ähnliche Modelle für die Berechnung von Gleitlagern sind in der Folge bei Snyder et al. [25] und Braun et al. [26] zu finden. Für Gleitlager gibt es zudem von Jaramillo et al. [27] mathematische Untersuchungen zur numerischen Stabilität, die einen Hinweis auf die Relevanz der Dilatationsviskosität geben. Die Rayleigh-Plesset-Gleichung (1) beschreibt das Verhalten einer einzelnen kugelförmigen Blase in einem inkompressiblen Fluid unendlicher Ausdehnung. Sie gilt für das Wachstum der Blase in der ersten Phase, in der mechanische Effekte dominieren: Trägheit, Druckdifferenz, Viskosität und Oberflächenspannung. Die Modellierung der Kavitation mittels Blasenwachstum unterstellt, dass sich die Blasen im Schmierfilm weit genug voneinander entfernt befinden, damit Gleichung (1) anwendbar ist. Es werden nicht einzelne Blasen, charakterisiert durch Position und Radius, beschrieben. Stattdessen wird im Rahmen einer kontinuierlichen Beschreibungsweise einem Ort, genauer einer radialen Koordinate, eine Dichte bzw. ein Gasanteil zugeordnet. Zwischen Dichte und Gasanteil besteht der Zusammenhang (3) Entsprechend gilt für die Zeitableitung (4) Formal wird über (5) jedem Ort ein Blasenradius zugeordnet. Aus der Rayleigh-Plesset-Gleichung (1) folgt die zeitliche Entwicklung des Blasenradius und damit die zeitliche Entwicklung der Dichte. Wie numerische Experimente zeigen, liefert ein auf Gleichung (1) basierendes Simulationsmodell extrem kurze Zeiten für den Druckabfall und numerische Stabilitätsprobleme für die Kugelkappe [9, 10]. Es zeigt sich, dass das Hinzufügen eines zusätzlichen Terms (Dilatationsviskositätsterm, siehe [8]) beide Probleme löst. Der zusätzliche Term in (1) lautet (6) Someya verweist in seinen Erläuterungen zur Dilatationsviskosität auf den Marangoni-Effekt, eine konvektive Instabilität, die durch Oberflächenspannungs-Gradienten entsteht. Wenn eine Blase unter Zugspannungen q ‘ q žŸ- Œ ¡š • ¢q –—˜ Zq Zz ‘ Z Zz `q žŸ- • q –—˜ d ‘  ™£e N  š •  ¤ • ™¥ q liq m mz Aus Wissenschaft und Forschung 31 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0035 Bild 1: Abziehexperiment für die Kreisplatte: Anordnung und verwendete Variablen TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 31 die äquidistant zwischen Anfangs- und Endzeit verteilt sind. Die Kreise auf den Kurven zeigen die räumliche Diskretisierung (im abgebildeten Fall mit 11 Punkten). Die Schmierfilmdicke beträgt zu Beginn 1 % des Plattenradius. Das System startet mit der theoretischen Druckverteilung ohne Kavitation (unterste Kurve in Bild 2, vergleiche die Herleitungen in [29]). Wohlgemerkt: Die Druckverteilung wird nicht als Anfangsbedingung vorgegeben, sondern ergibt sich im Rahmen der Lösung des DAE- Systems aus der gegebenen konstanten Verteilung des Gasanteils. Mit zunehmender Zeit sinkt die Zugspannung immer weiter ab. Der massive Abfall der Zugspannung geschieht in einer Zeit von der Größenordnung 0,1 Millisekunde. In den ersten 400 Zeiteinheiten der dimensionslosen Zeit (das entspricht 0,14 Millisekunden) fällt der Druck in der Mitte von -300 bar auf ca. -1,4 bar. Für den Druck ergibt sich für einen weiten Bereich des anfänglichen Gasanteils kein nennenswert anderes Bild (ganz im Gegensatz zu früheren Berechnungen). Die Dichte ändert sich während der Phase des rapiden Abfalls der Zugspannung nicht wesentlich (vergleiche dazu [30]). Bild 3 zeigt die dimensionslose Kraft, die für die Aufrechterhaltung der konstanten Abziehgeschwindigkeit notwendig ist. Der Abfall der Kraft auf 1 % des Startwertes erfolgt innerhalb von 0,13 Millisekunden. In den früheren Simulationen erfolgt der Druckabfall in einem Zeitintervall von der Größenordnung 0,035 Mikrosekunden [9]. In den neuen Simulationen unter Berücksichtigung der Dilatationsviskosität erfolgt ein vergleichbarer Druckabfall ca. 1000fach langsamer! Die nun beobachteten charakteristischen Zeiten des Zugspannungsabfalls in der Größenordnung von 0,1 Milli- Aus Wissenschaft und Forschung 32 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0035 wächst, bremst die Dilatationsviskosität das Wachstum. In der vorliegenden Arbeit wurde der entsprechende Zahlenwert von Gehannin et al. [23] übernommen. Dort wird zudem auf die Schwierigkeit verwiesen, experimentelle Daten für die Dilatationsviskosität in der Literatur zu finden. Für die folgenden numerischen Simulationen werden alle Variablen dimensionslos gemacht. Die Referenzzeit sei (7) Alle Längen werden auf den Plattenradius bezogen. Für den Druck ist der Umgebungsdruck die Bezugsgröße. In Gleichung (1) werden zudem der Trägheitsterm mit der zweiten Zeitableitung und der Oberflächenenergieterm für die numerische Simulation vernachlässigt. Simulation für die Kreisplatte Das in Bild 1 gezeigte Abziehexperiment (negative squeeze motion) soll im Detail untersucht werden. Eine Kreisplatte wird im einfachsten Fall mit konstanter Geschwindigkeit nach oben gezogen. Am Außenrand der Platte herrscht stets Umgebungsdruck. Diese einfache Anordnung wird von Bodeo und Booker [28] mit der Finite Elemente Methode und einem sehr einfachen Kavitationsmodell untersucht. Praktische Bedeutung hat die Anordnung für die Untersuchung des Haftverhaltens geschmierter Kontakte (Ölkleben), wie es z. B. bei der Simulation schnell öffnender Ventile relevant ist. Bild 2 zeigt exemplarisch Simulationsergebnisse für die Kreisplatte. Die radiale Druckverteilung während des Abziehvorgangs ist mit der Zeit als Scharparameter im Diagramm dargestellt. Die Kurven gehören zu Zeiten, ¦§¨ ‘ Q –—˜ [ Ÿ©ª Bild 2: Simulationsergebnis für die Kreisplatte: radiale Druckverteilung bei der Abziehbewegung in Abhängigkeit von der Zeit (Scharparameter) TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 32 sekunde passen zu den von Resch und Scheidl [4] berichteten Zeiten. Die charakteristische Zeit in der Größenordnung 0,1 Millisekunde passt zudem besser zu den oben erwähnten qualitativen experimentellen Befunden aus früheren Jahrzehnten. Simulation für die Kugelkappe Die nächstkompliziertere Situation nach der Kreisplatte ist die Kugelkappe. Die Simulation der Kugelkappe ist u. a. für das Verständnis des Verhaltens von rauen Oberflächen hilfreich. Für den lokalen Abstand der Körper gilt im Fall der Kugelkappe (Krümmungsradius R K ) (8) Im Wesentlichen sind die Simulationsmodelle für Kreis- und Kugelkappe gleich. Wie bereits erwähnt, war im ursprünglichen Modell des Autors die Simulation der Kugelkappe aufgrund nicht lösbarer Probleme mit der nu- «--® ¯ «-±® ² - ³´ µ ³ merischen Stabilität unmöglich. Durch die Einführung des zusätzlichen Terms in der Rayleigh-Plesset-Gleichung ist die numerische Stabilität jetzt gegeben. Bild 4 zeigt exemplarisch Simulationsergebnisse für den Druck für den Fall, dass der Kugelradius das Zwanzigfache der Länge L beträgt. Ähnlich wie bei der Kreisplatte erfolgt der Abfall der Zugspannungen innerhalb der Zeit von der Größenordnung 0,1 Millisekunde. Das Niveau der Zugspannungen ist verständlicherweise niedriger als bei der Kreisplatte, weil mit Ausnahme des inneren Punktes alle anderen Punkte der Kugelkappe einen größeren Abstand zur Grundplatte haben als im Fall der Kreisplatte. Prinzipiell lässt sich auf diesem Wege eine aus Kugelkappen modellierte oder auch jede beliebige raue Oberfläche simulieren. Auch ohne weitere Simulationen lässt sich erahnen, dass die Berechnung der Kavitationsdynamik für den gesamten Kontaktbereich und für alle Zeiten mit dem vorgestellten Modell sehr rechenintensiv ist. Stattdessen wird man in der Simulation die Berechnung der Kavitationsdynamik auf die zu jedem Zeitpunkt relevanten räumlichen Bereiche und die notwendigen Zeitintervalle beschränken. Simulation für längere Zeiträume Die anfänglich hohen Zugspannungen verschwinden innerhalb kurzer Zeit (hier ca. 0,1 Millisekunde). Nach dieser Phase kann die zeitliche Entwicklung der Dichteverteilung mit einem einfacheren Modell ohne Blasendynamik berechnet werden. Boedo und Booker [28] lösen die kompressible Reynoldsgleichung unter Berücksichtigung eine Nebenbedingung für den Phasenübergang. Negative Drücke können in diesem Modell generell nicht auftreten. Die FEM-Formulierung und der Kavitationsalgorithmus, auf die sich die beiden stützen, ist der Arbeit von Kumar und Booker [31] entnommen. In jedem Zeitschritt erfolgt eine Partitionierung in Flüssigkeitsgebiet und Kavitationsgebiet. Das Flüssigkeitsgebiet muss ein weiteres Mal partitioniert werden, in ein Gebiet, in dem der Druck größer als der Dampfdruck ist und somit die Dichte konstant ist, und in ein weiteres Gebiet, in dem der Druck den Dampfdruck erreicht hat und die Dichte (im nächsten Zeitschritt) abnimmt. Für die zweite Partitionierung schlagen die Autoren einen iterativen Algorithmus vor, bei dem Knoten zwischen den Gebieten hin und her getauscht werden, bis alle Bedingungen erfüllt sind. Aus Wissenschaft und Forschung 33 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0035 Bild 3: Gesamtkraft beim Abziehexperiment als Funktion der Zeit Bild 4: Simulationsergebnis für die Kugelkappe: radiale Druckverteilung bei der Abziehbewegung in Abhängigkeit von der Zeit (Scharparameter) TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 33 diskretisiert werden. Raue Oberflächen können daher mit feinen Netzen diskretisiert werden. Für Kontaktprobleme ergibt sich häufig eine höhere numerische Effizienz im Vergleich zu Verfahren, die das gesamte Volumen diskretisieren. Alternativ kann untersucht werden, inwieweit die Methode der Dimensionsreduktion [35, 36] für den geschmierten Kontakt angewendet werden kann. Erste Überlegungen dazu wurden bereits durch Geike [33] skizziert. 2. Effekt der kurzzeitigen Zugspannungen in Schmierfilmen auf die Materialermüdung und den Verschleiß: Die beschriebenen Effekte von kurzzeitig auftretenden Zugspannungen sind mindestens beim Ölkleben praktisch relevant. In welchem Maße die Zugspannungen zur Materialermüdung und zu Verschleiß beitragen, ist experimentell zu klären. Literatur [1] Prandtl L.: Strömungslehre, Friedr. Vieweg & Sohn, 1957 [2] Szeri A Z.: Fluid Film Lubrication, Cambridge University Press, 2005 [3] Dowson D, Taylor C M.: Cavitation in Bearings, Annual Review of Fluid Mechanics, 1979, 11, S. 35-66 [4] Resch M, Scheidl R.: A model for fluid stiction of quickly separating circular plates, Proc. IMechE C J. Mech. Eng. Sci., 2014, 228, 1540-1556 [5] Scheidl R, Gradl C.: An approximate computational method for the fluid stiction problem of two separating parallel plates with cavitation. J. Fluids Eng., 2016, 138: 061301 [6] Yoshizumi F, Kondoh Y, Moroi T, Tamano S, Morinishi Y.: Model study on the oil stiction of a discharge reed valve in compressors. ASME J. Tribol., 2018, 140: 021103 [7] Roemer D, Johansen P, Pedersen H, Andersen T.: Fluid stiction modeling for quickly separating plates considering the liquid tensile strength. 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Das Modell mit Blasendynamik wird für die kurzen Zeiten, in denen Zugspannungen auftreten genutzt. Für alle anderen Zeitpunkte wird das vereinfachte Modell aus Reynoldsgleichung und Phasenübergangsbedingung genutzt. Auf diese Weise kann bei längeren Simulationen erheblich an Rechenleistung eingespart werden bzw. die Berechnungszeiten deutlich verringert werden. Fazit Ein Modell zur Berechnung der Kavitationsdynamik und den damit einhergehenden Zugspannungen in geschmierten Kontakten wurde weiterentwickelt. Ziel war die Klärung offener Fragen zur Zeitskala, auf der der Abfall der Zugspannungen im Abziehexperiment erfolgt, und zur numerischen Stabilität bei der Kugelkappe. Es zeigte sich, dass die Erweiterung der Rayleigh- Plesset-Gleichung um einen Summanden (mit der Dilatationsviskosität) sowohl die charakteristische Zeit als auch die numerische Stabilität beeinflusst. Die charakteristische Zeit für den Abfall der Zugspannungen ist im erweiterten Modell deutlich größerer als im früheren Modell und passt besser zu experimentellen Erfahrungen, z. B. aus dem Kontext des Ölklebens. Die numerischen Stabilitätsproblem für die Kugelkappe sind gelöst. Aus heutiger Sicht sind zwei Hauptrichtungen der weiteren Forschung am dringendsten. 1. Simulation des elasto-hydrodynamischen Problems zwischen rauen Oberflächen unter Berücksichtigung der Kavitationsdynamik: Das kann sowohl direkt über das beschriebene Modell aus Reynolds- und Rayleigh-Plesset-Gleichung erfolgen als auch über den Zwischenschritt einer kinetischen Gleichung für die Abzugskraft je Kugelkappe (siehe dazu die Ausführungen von Geike und Popov in [33]). Für eine stochastische Kappenverteilung muss untersucht werden, ob die Wechselwirkungen und das Verschmelzen einzelner Blasen berücksichtigt werden muss und wie dies ggf. geschehen kann. Für die Simulation des elastischen Teils kann die Randelementemethode genutzt werden [34]. Bei der Randelementemethode muss lediglich die Oberfläche TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 34 [15] Sun M, Zhang Z, Chen X, Wang W, Meng K, Sun D C.: Experimental study of cavitation in an oscillatory oil squeeze film. Tribol. Trans., 2008, 51, 341-350 [16] Optasanu V, Bonneau D.: Finite element mass-conserving cavitation algorithm in pure squeeze motion - validation/ application to a connecting-rod small end bearing, ASME J. Tribol., 2000, 122, S. 162-169 [17] Plesset M S, Prosperetti A.: Bubble dynamics and cavitation, Annu. Rev. Fluid Mech., 1977, 9, S. 145-185 [18] Feng Z C, Leal L G.: Nonlinear bubble dynamics, Annu. Rev. 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Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0036 Öltransport und Reibungsbewertung innerhalb der Kolbenbolzenlagerung Dennis Liebmann, Volker Lagemann, Michael Bargende* Eingereicht: 21.9.2021 Nach Begutachtung angenommen: 24.1.2022 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Die Kolbenbolzenlagerung verbrauchsarmer Verbrennungsmotoren mit hoher Leistungsdichte stellt eine besondere Herausforderung an die mechanische Auslegung und die elastohydrodynamische Modellierung. Bisher wurde angenommen, dass die Beölung der Kolbenbolzenlagerung durch Spritzöl bzw. durch Ölnebel im Motor einen Ölkragen ausbildet und dieser von der Lagerung zur Schmierung herangezogen werden kann. Eine Beschreibung des Schmiermechanismus innerhalb der Lagerung wurde bisher zumeist theoretisch erforscht. Um die Reibverhältnisse und Schmiermechanismen zu verstehen, wird die Lagerung auf einem außermotorischen Prüfstand getestet. Es werden Reibungsmessungen unter hohen Lasten durchgeführt. Mittels Tragbildabgleich zwischen Messung und Simulation sollen Rückschlüsse auf das Verhalten des Öls innerhalb der Lagerung getroffen werden. Die Beölung des Messprüflings kann variabel eingestellt werden und wurde an den Motor angenähert. Der Füllstand innerhalb der Lagerung wird mittels CFD-Berechnung betrachtet. Umgesetzt auf dem Komponentenprüfstand wird ein gerichteter Schmierstofftransport des Tribosystems festgestellt. Die Messergebnisse werden schließlich zur Validierung einer Mehrkörpersimulation (MKS) mit Schmierfilmkopplung verwendet. Reibwerte mit angepasster Beölungsrichtung zeigen eine gute Übereinstimmung zwischen Messung und Berechnung. Schlüsselwörter Kolben, Kolbenbolzen, Kolbenbolzenlagerung, Öltransport, bevorzugte Beölungsrichtung, Ölfluss, Kavitation Oil transport and friction evaluation inside the piston pin bearing Increased loads and lower oil supply of today’s lowconsumption internal combustion engines lead to higher demands on mechanical and elastohydrodynamical design methods of the piston pin bearing. The bearing is not lubricated directly but through spray oil or oil mist. A description of the lubrication mechanism within the bearing has mostly been researched theoretically. In order to understand the friction conditions and lubrication mechanisms, the bearing is tested on an external test bench with high loads and a hydrostatic bearing of the piston. An enginelike lubrication can be variably adjusted. By comparing the contact pattern between measurement and calculation, conclusions can be drawn about the behaviour of the lubricant within the bearing. Using computational fluid dynamic calculations (CFD) the amount of oil in the gap of different lubrication directions is regarded. After transferring the results to the test bench a directed transport of lubricant is determined. Final friction measurements with an adapted direction of lubrication show a good accordance to the calculation results. These results validate a multi body system calculation (MBS/ MKS) with a lubricating film coupling. Keywords piston, piston pin, piston pin bearing, transport of oil, preferred oiling direction, oil flow, cavitation Kurzfassung Abstract * Dennis Liebmann (Federführend) Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-0031-9113 Dr. Volker Lagemann Mercedes-Benz AG. Mercedesstr. 128, 70327 Stuttgart, Prof. Dr-Ing. Michael Bargende, Institut für Fahrzeugtechnik Pfaffenwaldring 12, 70569 Stuttgart TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 36 Eine der hochbelastetsten Lagerungen des Verbrennungsmotors ist dabei die des Kolbenbolzens, mit der sich folgende Arbeit befasst. Ihre Funktionssicherheit beeinflusst maßgeblich die Lebensdauer des Gesamtsystems (Lazzara 2016; Kohashi et al. 2013). Geschmiert wird sie indirekt durch Spritzöl und Ölnebel, welche sich in Form eines Ölkragens an den Lagerrand legen. Der Haupt-Schmiermechanismus ist dabei der Unterschied zwischen dem Druck innerhalb und außerhalb des Lagers; dieser entsteht durch die Drehbewegung des Bolzens und die relative Hubbewegung zwischen Bolzen und Kolbennabe (Anlagenwechsel), s. (Meng et al. 2020; Shi 2011). Entstehende Teilfüllungen werden in einzelnen Abhandlungen durch Kavitationsalgorithmen in mathematischen Modellen bereits berücksichtigt. Bisher wird angenommen, dass eine Beölung stets von beiden Seiten des Lagers / der Kolbennabe stattfindet, exemplarisch sind hierfür (Ba et al. 2015; Meng et al. 2020) zu nennen. (Ba et al. 2015) geht zudem auf den Ölfluss bzw. Transportmechanismus innerhalb der Kolbenbolzenlagerung ein. Dazu werden drei verschiedene Feingeometrien der Lagerung und ihre Auswirkungen auf die Schmierzustände, Druckverteilungen und die Ölflüsse im Lager analysiert. Dabei wird der Ölfluss innerhalb der Kolbennabe während der Kompression in TDC (Top Dead Center, auf Bolzenposition in Kolbennabe bezogen, oberer Totpunkt) angedeutet. (Schmidt et al. 2020) konnten anhand von CFD-Berechnungen zeigen, dass die Schmierung des Lagers und der Öltransport ins Innere immer dann stattfindet, wenn lokal Öl am Lagerrand vorhanden ist. Sie konzentrierten sich auf den inneren Lagerrand ohne Bezug zur entstehenden Reibung. Prüfstandversuche bezüglich Fressgrenzen und den Einflüssen einzelner Parameter, wie z.B. der Kraft, des Lagerspiels und der Öltemperatur wurden von (ZHANG et al. 2003; ZHANG et al. 2004; Liebmann et al. 2021) durchgeführt. In dieser Arbeit wird der Öltransport ins Innere, eine bevorzugte Beölungsrichtung und eine Analyse des Ölflusses innerhalb der Kolbenbolzenlagerung auf einem außermotorischen Komponentenprüfstand mit hydrostatischer Lagerung behandelt. Spielsituation Kolbenbolzenlagerung Im Folgenden wird ein Aluminiumkolben und ein Stahlkolbenbolzen ohne Beschichtung inkl. Pleuelstange verwendet. Dabei wird besonders auf die Spielsituation innerhalb der Lagerung geachtet. Analysiert wird die beste Variante der Feingeometrie bzgl. der Reibung von (Ba et al. 2015). Es handelt sich hierbei um eine Feingeometrie, welche einen gewissen zylindrischen Anteil (x 0 oder x) mit konstantem Spielwert besitzt und anschließend eine trompetenförmige Öffnung zur Kolbeninnenseite (Pleuelseite) hin beschreibt. x 0 ist die Ausgangslänge des zylindrischen Anteils. Die Werte der Lagerbreite sind in allen Abbildungen entdimensionalisiert dargestellt. Die Lagerbreite erstreckt sich von 0 am inneren Rand der Kolbennabe bis 1 am äußeren Rand (Sicherungsringnut), s. Bild 1. Dargestellt ist zudem die Spielsituation über der Lagerbreite im Nabenzenit. Diese ist über den gesamten Lagerumfang identisch. Prüfstandaufbau und Messgrößen Der außermotorische Komponentenprüfstand setzt sich aus einem Antrieb des Kolbenbolzens, einer Lagerung des Kolbens und einer Lasteinleitung auf das große Pleuelauge mit Hilfe eines Hydropulsers zusammen. Die Antriebswelle wird von einem Elektromotor mit konstanter Drehgeschwindigkeit angetrieben. Diese Welle besteht aus einer Absicherung gegenüber zu hohen Lasten, einer Drehmomentmesswelle und einem Versatzausgleich zwischen Antriebswelle und Kolbenbolzen. Eine Buchsenlösung verhindert ein Verspannen des Kolbenbolzens, welcher über eine formschlüssige Verbindung zur Antriebswelle angetrieben wird. Dabei wird darauf geachtet, dass eine elastische Deformation des Kolbenbolzens gewährleistet ist. Der prinzipielle Aufbau des Prüfstands ist in Bild 2 dargestellt. Die Lagerung des Kolbens ist als hydrostatisches Lager konzipiert. Unter Last wird der Kolben in ein Ölbad gepresst. Bei weiterem Eintauchen des Kolbens entsteht ein hydrostatischer Gegendruck proportional zur aufgebrachten Kraft. Dieser soll den Verbrennungsdruck darstellen. Das System besteht aus einer Druckkammer, einer Dichtung am Feuersteg des Kolbens, einem hydraulischen Ventil und einem Verspannring. Dieser nimmt Kräfte bei Zugbelastung auf, s. (Liebmann et al. 2021). Aus Wissenschaft und Forschung 37 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0036 Bild 1: Schnittdarstellung der Kolbenbolzenlagerung ohne Kolbenbolzen, Spielsituation Kolbennabe, Kolbenkrone oben TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 37 stehende Drehmoment an der Antriebswelle und der Weg des Hydropulsers. Eine detaillierte Beschreibung des Prüfstands und seiner Sensoren ist in (Liebmann et al. 2021) gegeben. Messergebnisse und Laufbilder Für die Messung wird eine Rotationsgeschwindigkeit des Kolbenbolzens von 150 U/ min, 80 °C Öltemperatur, 1.8 ml/ min Beölungsmenge, eine Pulsfrequenz (Motordrehzahl) von 33 Hz (2000 U/ min) und eine Druckkraft von 5 kN, sowie eine geringe Zugkraft von etwa 0.5-1 kN gewählt. Die Beölungsdüsen sind im Inneren des Kolbens auf den Spalt zwischen Kolbennabe und kleinem Pleuelauge gerichtet. Die geprüften Kolben zeigten Laufspuren im oberen Teil der Nabe (Nabenzenit, Richtung Kolbenkrone). Dabei wurde eine geringe Widerstandsfähigkeit des Lagers gegenüber geringen Lasten (5 kN) festgestellt und relativ hohe Drehmomente von 3-8 Nm gemessen. Die zwei Bilder auf der linken Seite in Bild 4 zeigen diese zumeist einseitigen Laufspuren. Eine Messung des Drehmomentes ist in Bild 10 dargestellt. Die Laufspuren und Drehmomente indizieren eine Mangelschmierung innerhalb der Lagerung. Aus Wissenschaft und Forschung 38 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0036 Bild 3 zeigt eine Prinzipskizze des hydrostatischen Lagers. Folgende Prüfstandparameter können variiert werden: die Öltemperatur (bis 80 °C), die Rotationsgeschwindigkeit des Kolbenbolzens, die Amplitude, die Frequenz (Pulsfrequenz / Motordrehzahl), der Kurvenverlauf der Kraft und die Beölungsmenge (bis 1.8 ml/ min). Variabel einstellbare Düsen (Position und Richtung) werden zur Minimalmengenschmierung eingesetzt. Gemessen werden alle einstellbaren Größen sowie der entstehende Druck im hydrostatischen Lager, das ent- Bild 2: Prinzipskizze des Prüfstand s. (Liebmann et al. 2021), ® SAE International Bild 4: Laufbilder Kolbennabe, links mit Beölung von innen, rechts mit Beölung von außen Bild 3: Prinzipskizze des hydrostatischen Lagers, s. (Liebmann et al. 2021), ® SAE International TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 38 Aus den CFD-Berechnungen des folgenden Abschnittes lässt sich ableiten, dass eine Beölung von Innen zwar zu mehr Öl im Lager führt, aber eine Beölung von außen gezielt Öl an die Stelle der stärksten Laufspuren transportiert. Nach Umstellung der Beölung am Prüfstand sind keine Laufspuren in der Kolbennabe erkennbar (s. Bild 4, zwei Bilder von rechts). Für die Außenbeölung werden die Düsen der Minimalmengenschmierung auf die Außenseite der Lagerung gerichtet, sodass der Spalt zwischen Kolbenbolzen und Kolben mit Öl benetzt wird. Eine Darstellung der verschiedenen Lagerseiten ist in Bild 1 gegeben. CFD-Modell und -Berechnung Strömungsberechnungen der Kolbenbolzenlagerung sollen Aufschluss geben, wie das Öl innerhalb der Lagerung verteilt wird und wie die Lagerung auf eine einseitige Beölung reagiert. Dazu werden Füllgrade und Drücke analysiert. Das betrachtete Volumen ist rotationssymmetrisch modelliert und weicht damit im unteren Teil der Kolbennabe von der realen Geometrie ab. Dem Kolbenbolzen (inneren Teil) wird eine Hub- und Drehgeschwindigkeit vorgegeben. Der Solver InterFoam löst die Reynolds-gemittelte Navier-Stokes-Gleichungen, wobei für diesen Anwendungsfall keine Turbulenz angenommen wird, sondern eine laminare Strömung ohne Volumenkräfte nach (1) und (2). (1) (2) Dabei ist u die Geschwindigkeit in alle drei Raumrichtungen, ρ die Dichte, p der Druck und μ die Viskosität. Um den Anlagenwechsel zu simulieren, wird auf die in OpenFOAM ® implementierte Netzbewegung zurückgegriffen. Diese löst die zugrundeliegende Gleichung für die Netzbewegung (3). v ist dabei der Knotengeschwindigkeitsvektor und γ der Diffusionsfaktor. (3) Dieser wird verwendet, um die Netzbewegung zu steuern. Der Diffusionsfaktor kann eine Konstante oder eine Variable sein, die durch andere Eigenschaften in der Domäne definiert wird. Die Auswahl der Variablen für γ hängt vom spezifischen Netzbewegungsproblem ab und erfordert eine objektive Beurteilung. Im vorliegenden Fall wird der Diffusionsfaktor als konstant angenommen, s. (Liu und García 2008). Die Viskosität des Fluids wird berücksichtigt und eine zweiphasige Strömung mit inkompressiblen unmischbaren Gasen / Flüssigkeiten angenommen. Dabei wird auf die Volume of Fluid (VOF) Methode zurückgegriffen. Diese verwendet das Mischungsverhältnis α, um ρ  Z· Zz + ¸ ∗ ∇¸ = −∇[ + »∇ · ∇· = 0 ∇ ∗ (γ ∇ ½) = 0 den Anteil der Flüssigkeiten im Element nach (4) zu beschreiben. Berechnet wird α durch Lösen von (6). Das Dichteverhältnis der Flüssigkeitsdichte ρ 1 und der Luftdichte ρ 2 wird durch Gleichung (5) beschrieben. Weitere Informationen s. (Liu und García 2008; Deshpande et al. 2012). (4) (5) (6) Eine inkompressible Betrachtung hat den Vorteil einer höheren numerischen Stabilität und deutlich kürzerer Rechenzeiten. Die kompressible Lösung würde das gleiche Verhalten zeigen, jedoch reduziert sich die Verdrängung des Öls durch die Luft pro Lastzyklus. Die CFD- Berechnung dient ausschließlich einer qualitativen Anfangsbetrachtung des Systems. Die Netzerstellung erfolgt mit dem OpenFOAM ® eigenen Vernetzungstool BlockMesh. Eine Verformung des Netzes wird bis zu einem Restspalt von 0,8 µm durchgeführt. Ausgangswert sind zwei Promille des Lagerradius (Spiel inkl. thermischer Deformation). Die Frequenz des Lastwechsels ist identisch mit der Pulsfrequenz am Prüfstand, jedoch werden keine Ölflussmengen sondern unterschiedliche α an den Rändern vorgegeben. Es werden fünf Anlagenwechsel simuliert. Die Ergebnisse der CFD-Simulation und später der MKS-Berechnung werden auf einer Linie entlang der Breite des Lagers ausgewertet, welche sich im Nabenzenit befindet. Es wird von einer symmetrischen Belastung und starren Körpern ausgegangen und lediglich eine Kolbennabe berechnet. Ausgewertet werden der Füllgrad α und der Druck auf der definierten Linie im Kompressionsmaximum sowie der Füllgrad im gesamten Volumen über der Zeit (s. Bild 5). Der Füllgrad im gesamten Volumen nimmt mit der Zeit ab, wobei sich für verschiedene Beölungsvarianten (außen / innen) unterschiedliche Füllstände ergeben. Die Beölung von außen zeigt einen geringeren Füllstand als die Beölung von innen. Eine Erklärung liefert die größere Einlassfläche aufgrund der trompetenförmigen Aufweitung im Randbereich. In Bild 5 (links) wird deutlich, dass der Füllstand über der Lagerbreite für die Außenbeölung geringer ist, weil sich das Öl nur in der äußeren Hälfte der Lagerung sammelt. Die innere Beölung zeigt ein lokales Minimum des Füllstands nahe dem inneren Rand des Lagers und einen abfallenden Füllstand hin zur Außenseite. Der hydrodynamische Druck bei Außenbeölung liegt im Bereich des zylindrischen Anteils und wirkt somit einer Annäheα = ¿ 0 , Volumen mit Luft gefüllt 1 , Volumen mit Öl gefüllt ρ = αρ 3 + (1 − α)ρ ∂α ∂t + ∇ ∗ (¸α) = 0 Aus Wissenschaft und Forschung 39 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0036 TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 39 mann 2000; Rienäcker 1995; Schönen 2003). Verwendet wird das Programm FIRST der IST GmbH aus Aachen. Mit Hilfe des Kumar-Booker-Algorithmus können Teilfüllungszustände im Lager berücksichtigt werden. Es handelt sich dabei um einen masseerhaltenden Kavitationsalgorithmus, s. (Kumar und Booker 1991). Gemessene Oberflächenrauigkeiten der gelaufenen Teile und die daraus ermittelten Scher-, Druckflussfaktoren und Kontaktdruckkurven fließen als Randbedingungen in die Berechnung ein. Üblicherweise wird der Umgebungsdruck als Randbedingung auf die Ränder des Lagers (p_Rand=1bar) aufgebracht. Um die Teilfüllungszustände vom Prüfstand nachzustellen, werden verschiedene Drücke verwendet. Für jeweils einen Rand wird der Kavitationsdruck und für den anderen der Atmosphärendruck als Druckrandbedingung verwendet. Es werden zusätzlich die Reibmomente, die Fluidgeschwindigkeiten und die Festkörperkontaktdrücke des Lagers ausgewertet. Bild 6 zeigt auf der Linie im Nabenzenit ausgewertete mittlere Füllstände, simultan zur CFD- Aus Wissenschaft und Forschung 40 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0036 rung der Flächen im Bereich der kleinsten Spaltweite entgegen. Dies führt zu einem besseren Reibungsverhältnis trotz geringeren Füllständen. Bei der Beölung von innen ist ein Druckaufbau im Bereich der größten Trompetenöffnung zu erkennen. Das bedeutet, dass der Widerstand gegen Annäherung der Oberflächen im Bereich des zylindrischen Anteils gering ist. Aufgrund dieser Beobachtung wird die Beölung am Prüfstand umgestellt; das Ergebnis ist in Bild 4 ersichtlich. MKS-Modell und -Berechnung Die Mehrkörpersimulation (MKS) mit Schmierfilmkopplung wird von (Liebmann et al. 2021) übernommen. Diese zeichnet sich durch elastische Körper (mit reduzierten Freiheitsgraden durch eine statisch-modale Reduktion), eine druckabhängige Viskosität nach Roelands, sowie Scher-, Druckflussfaktoren und Kontaktdruckkurven von real gemessenen Oberflächen aus, s. (Lage- Bild 5: Hydrodynamischer Druck und Füllgrad über Lagerbreite (links), Füllgrad im Volumen über Zeit (rechts) Bild 6: Füllgrade über Lagerbreite im Nabenzenit bei versch. Beölungsvarianten (links), Füllgrade im Volumen über der Zeit (rechts), beide inkl. reduziertem zyl. Anteil (x < x 0 ) TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 40 Berechnung. Durchgeführt wird eine weitere Berechnung, bei der der zylindrische Anteil im Lager reduziert wird (x < x 0 ), um die thermische Deformation des Lagers zu berücksichtigen. Beide Varianten der Kolbennabe und die dazugehörige Beölungsvariante zeigen ein Minimum, welches etwa in der Mitte der Lagerung auftritt. Ein direkter Vergleich zwischen dieser Berechnung und jener aus der CFD ist hier nicht ohne weiteres möglich. Der Kumar-Booker-Algorithmus betrachtet die Luft als kompressibel und das Öl als inkompressibel. Es kann keine Luft über den Lagerrand einströmen, wohingegen dies in der CFD-Berechnung gegeben ist. Die CFD- Berechnung betrachtet die Luft ebenso als inkompressibel. Weitere Unterschiede sind beispielsweise die elastischen Körper der MKS-Berechnung. Aus diesen Gründen ergeben sich abweichende Füllstände. Aufgrund des Aufwands wird kein quantitativer Vergleich zwischen den beiden Berechnungsmöglichkeiten angestrebt. Dies könnte Gegenstand weiterführender Arbeiten sein. Trotz dieser Unterschiede ähneln sich die Füllstände über der Lagerbreite. Bei Innenbeölung ist der Füllstand im Bereich der trompetenförmigen Öffnung größer und im Bereich des zylindrischen Anteils höher bei Außenbeölung. Kaum Änderungen dieser Füllstände ergeben sich, wenn der zylindrische Anteil reduziert wird. Die Füllstände über der Zeit im gesamten Volumen sind höher als bei der CFD-Berechnung, doch zeigen sie die gleiche Tendenz. Die Beölung von außen bringt weniger Öl in das Volumen, als dies bei der Innenbeölung der Fall ist. Werden die Drücke betrachtet (s. Bild 7), dann zeigt sich, dass bei Innenbeölung das Druckmaximum weiter im Inneren der Lagerung liegt. Bei Außenbeölung verschiebt sich das Druckmaximum zur Außenseite hin. Bei reduziertem zylindrischen Anteil ist dies noch deutlicher zu beobachten. Ein Blick auf die Festkörperkontaktdrücke zeigt einen reduzierten maximalen Festkörperkontaktdruck über der Zeit bei Außenbeölung, s. Bild 7. Dies wirkt sich auch auf die berechneten prüfstand-äquivalenten Drehmomente aus, s. Bild 8. Durch die Außenbeölung ergeben Aus Wissenschaft und Forschung 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0036 Bild 8: Berechnete Drehmomente über der Zeit (links), mittlere Fluidgeschwindigkeiten über der Lagerbreite (rechts), beide inkl. reduziertem zyl. Anteil (x < x 0 ) Bild 7: Berechnete mittlere Drücke (links), maximaler Festkörperkontaktdruck (rechts), beide inkl. reduziertem zyl. Anteil (x < x 0 ) TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 41 Fluss bis ungefähr zum ersten Drittel der Lagerbreite und dann ein Ausschieben des Öls statt. Durch die trompetenförmige Öffnung kann mehr Öl ins Lager gelangen. Dieses bewegt sich zwar weiter ins Lager hinein, es gelangt aber nicht bis zur Hauptkontaktzone. Die trompetenförmige Öffnung hält zudem das Öl bei Außenbeölung am inneren Lagerrand. Im BDC ist kaum Öl an der Unterseite im Bereich des zylindrischen Anteils der Lagerung vorhanden. Bewegt sich der Bolzen wieder nach oben (TDC) füllt sich der untere Teil des Lagers wieder mit Öl. Je nach Beölungsvariante sind an der Unterseite leichte Unterschiede der Ölmengen im Spalt zu erkennen, welche keine Auswirkungen auf die Reibung innerhalb der Lagerung haben. Auffällig ist, dass in der Berechnung kaum Öl von der Unterseite zur Oberseite der Lagerung gelangt, sondern fast ausschließlich in Lagerbreite strömt. Vergleich zwischen Messung und Berechnung In den folgenden zwei Abbildungen werden die maximalen Drehmomente der Messung (rechts) und die berechneten zeitkontinuierlichen Drehmomente (links), jeweils mit verschiedenen Beölungsrichtungen, abgebildet. Durch Umstellen der Beölung auf eine Beölung von außen können die Messergebnisse durch die Berechnung nachgestellt werden. Bei einer Belastung von 5 kN Aus Wissenschaft und Forschung 42 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0036 sich niedrigere Drehmomente. Je weiter die Stelle der resultierenden Kraft nach außen wandert (Reduktion des zylindrischen Anteils), desto deutlicher wird der Effekt. Ein Blick auf die mittleren Geschwindigkeiten (s. Bild 8) über der Lagerbreite zeigt einen Vorzeichenwechsel der Geschwindigkeit in der Mitte des Lagers. Deshalb ist anzunehmen, dass von beiden Seiten Öl ins Lager transportiert wird und die Beölung an jener Seite verbessert werden muss, welche näher am Hauptauftreffpunkt der resultierenden Kraft liegt. Die Summe des Flusses über die verschiedenen Lagerränder während drei Lastwechseln ist in Tabelle 1 zusammengefasst. x ist dabei der zylindrische Anteil der Feingeometrie im Lager. Es scheint bei den unterschiedlichen Beölungsvarianten jeweils eine unterschiedliche Hauptströmungsrichtung zu geben. Bei beidseitiger Beölung wird ein Schmierstofftransport nach innen festgestellt. Negative Werte sind Mengen, die aus dem Volumen fließen. Ein Blick auf die in Bild 9 dargestellten Ölmengen im Spalt (α * Spaltweite) im BDC (Bottom Dead Center, auf Bolzenposition in Kolbennabe bezogen, unterer Totpunkt) und im TDC bei verschiedenen Beölungsvarianten, lässt erkennen, dass an der Unterseite der Lagerung ein Ölfluss durch das Lager stattfindet. Dagegen findet im Nabenzenit ein Bild 9: Ölmenge im Spalt bei Außenbeölung (oben) und Innenbeölung (unten), jeweils TDC (links) und BDC (rechts), (blau geringe Menge, rot hohe Menge), Kolbenkrone oben, Definition der Innen- und Außenbeölungsrichtung unten Fluss Innenbeölung \ = \ N Außenbeölung \ = \ N Innenbeölung \ < \ N Außenbeölung \ < \ N Beidseitige Beölung \ N Innerer Rand -1.179 ËÌ 1.682 ËÌ -1.355 ËÌ 1.914 ËÌ 0.144 ËÌ Äußerer Rand 1.469 ËÌ -1.142 ËÌ 1.653 ËÌ -1.346 ËÌ 0.100 ËÌ Richtung nach außen nach innen nach außen nach innen nach innen Tabelle 1: Fluss über den Rand der Kolbennabe nach drei Lastwechseln (negativ Fluss ins Volumen, positiv Fluss aus dem Volumen, Richtung der Strömungsgeschwindigkeit in Lagerbreite im ges. Volumen einer Kolbennabe) TDC Außen Innen Innen Außen Außen BDC TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 42 wurden etwa 0.9-1.1 Nm gemessen und berechnet. Wird die Beölung von innen durchgeführt, entstehen Laufspuren (s. Bild 4) und es werden vier bis fünf Mal höhere Drehmomente von etwa 4.5-5.5 Nm gemessen (s. Bild 10). Wird trockene Reibung nach Coulomb für das Lager angenommen, so ergeben sich Reibungskoeffizienten von µ Außenbeölung = 0.02 und µ Innenbeölung = 0.09 bis 0.11. Letztere entsprechen ungefähr dem Reibkoeffizient von Aluminium auf Stahl im geschmierten Zustand. Beide Beölungsvarianten haben jeweils einen Mischreibungszustand zur Folge, jedoch kann mit Außenbeölung mehr Öl an die kritische Stelle (Hauptkontaktzone) befördert werden. Eine Schädigung der Oberfläche führt mit steigender Versuchsdauer zu immer höheren Drehmomenten. Die hier dargelegte Berechnung kann dieses Verhalten nicht abbilden. Hierfür sind erweiternde Berechnungen notwendig. Es lässt sich jedoch eine Tendenz in der Berechnung mit dem Kumar-Booker-Algorithmus ablesen. Ein Tragbildabgleich zwischen Messung und Berechnung zeigt eine gute Übereinstimmung, s. Bild 11. Die berechneten Drücke im Lager bilden zwei Maxima etwa in der Mitte des Lagers (Hälfte der Lagerbreite); diese stimmen sehr gut mit den entstehenden Laufspuren überein. Der linke Bereich der Kontaktzone ist genau wie in der Berechnung marginal breiter als der rechte Teil. Im weiteren Verlauf der Messung bilden sich weitere Laufspuren zur Außenseite der Kolbennabe aus. Fazit und Ausblick Auf einem außermotorischen Prüfstand zur tribologischen Bewertung der Kolbenbolzenlagerung wird ein Stahl- Kolbenbolzen und ein Aluminiumkolben mit Pleuelstange geprüft. Eine Beölung des innen liegenden Rands der Lagerung führt zu Laufspuren und hohen Drehmomenten während der Messung. Nach Umstellen der Beölung am Prüfstand auf eine Beölung von außen (Sicherungsringnut) konnten keine Laufspuren im Lager festgestellt werden. CFD-Berechnungen zeigen, dass eine Beölung von außen eine positive hydrodynamische Druckentwicklung zur Folge hat. Mittels des bereits implementierten Kumar-Booker-Algorithmus und unterschiedlich ge- Aus Wissenschaft und Forschung 43 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DOI 10.24053/ TuS-2021-0036 Bild 10: Berechnete Drehmomente über der Zeit (links), gemessene maximale Drehmomente über der Zeit (rechts), bei verschiedenen Beölungsvarianten Bild 11: Tragbildabgleich: Tragbild im Versuch (links), Tragbild in der Berechnung (Mitte) und Überlagerung der Tragbilder (rechts), Skala in MPa, Belastung 5 kN, Kolbenkrone unten, Außenseite unten TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 43 Lazzara, Maik (2016): Tribologisches Verhalten der Kolbenbolzenlagerung. Wiesbaden: Springer Fachmedien Wiesbaden. Liebmann, Dennis; Lagemann, Volker; Bargende, Michael (2021): Friction Calculations and Validation Measures on an External Component Test Bench of the Piston Pin Bearing under the Influence of Greater Elastic Deformation Caused by a Hydrostatic Bearing. 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Messung und Berechnung der Drehmomente stimmen durch Umstellen der Beölung am Prüfstand sehr gut überein. Die Laufspuren nach der Messung und die Druckzonen der Berechnung im Belastungsmaximum stimmen überein. An der Unterseite des Lagers kann je nach Beölungsvariante ein gerichteter Schmierstofftransport von der einen zur anderen Lagerseite festgestellt werden. Eine Sichtprüfung am Prüfstand bestätigt den Sachverhalt. An der Oberseite des Lagers hingegen wird das Öl angesaugt und wieder ausgeschoben ohne einen gerichteten Schmierstofftransport auszubilden. Für die Auslegung zukünftiger Kolbennaben sollte auf die bevorzugte Beölungsrichtung geachtet werden. Literatur Ba, Lin; He, Zhen-peng; Liu, Yue-hui; Zhang, Gui-chang (2015): Analysis of piston-pin lubrication considering the effects of structure deformation and cavitation. In: J. Zhejiang Univ. Sci. A 16 (6), S. 443-463. DOI: 10.1631/ jzus.A1400105. Deshpande, Suraj S.; Anumolu, Lakshman; Trujillo, Mario F. 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Jahrgang · 6/ 2021 Nachdem auch die Tribologie-Fachtagung 2021 erneut ausschließlich online stattfand, hoffen wir, Sie auf der 63. Tribologie-Fachtagung vom 26. - 28.09.2022 wieder persönlich in Göttingen begrüßen zu können. Wir werden alles dafür tun, dass Sie Ihre Forschungs- und Entwicklungsergebnisse sicher vor Ort präsentieren können, um wieder in direkten Kontakt mit Ihren Fachkollegen zu kommen. Das Tagungshotel „Freizeit In“ hat ein Hygienekonzept entwickelt, das ständig den aktuellen Regularien zu SARS-CoV2 angepasst wird, so dass auch für den Fall vorgesorgt ist, dass derartige Maßnahmen weiter notwendig sind. Ab sofort können Abstracts für Vorträge und Poster eingereicht werden: zum Schwerpunktthema 2022: Materialforschung - Impulse für die Tribologie und zu den Themen: • Tribologische Systeme • Werkstoffe und Werkstofftechnologien • Schmierstoffe und Schmierungstechnik • Dünne Schichten und Oberflächentechnologien • Maschinenelemente und Antriebstechnik • Dichtungstechnik • Tribometrie • Datenbanken und Datenanalyse • Zerspanungs- und Umformtechnik • Tribologie in der Fahrzeugtechnik • Tribologie für Erdbohrungen und Tunnelbau • Biotribologie, Life Science • Haptik und taktile Wahrnehmung von Oberflächen Die Informationen zur Einreichung Ihres Abstracts finden Sie auf der GfT-Webseite unter https: / / www.gft-ev.de/ de/ tribologie-fachtagung-2022/ und in dieser Ausgabe auf Seite 46. Die Tagung wird auch wieder eine Fachausstellung im Foyer des Tagungshotels beinhalten. Die Preise und Konditionen erfahren Sie in der Geschäftsstelle der GfT. Auch in diesem Jahr werden wieder die GfT-Förderpreise und der Werner-Stehr-Preis Tribologie ist überall verliehen. Dazu können Sie gerne Ihre Vorschläge in der GfT Geschäftsstelle einreichen. Die Aufrufe zur Einreichung finden Sie in dieser Ausgabe auf Seite 48 und 49 sowie auf der GfT-Webseite. Wir freuen uns über zahlreiche Einreichungen! Thomas Gradt & Irene Kollenbrandt Mitteilungen der GfT 63. Tribologie-Fachtagung - 26. bis 28. September 2022 in Göttingen - TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 45 Nachrichten 46 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 Mitteilungen der GfT Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Information und Anmeldung/ Information and registration: Vortrags- und Posteranmeldung erfolgen in diesem Jahr über die Webseite: / Registra琀on of papers and posters via website: www.g昀-ev.de/ de/ tribologie-fachtagung-2022 Veröffentlichung / Publication Tagungsband/ Conference Proceedings Zeitschri昀en/ Journals: Tribologie und Schmierungstechnik Termine/ Deadlines: Vortragsanmeldungen/ Abstract submission ........................................... 22.04.2022 Bestä琀gung der Annahme/ Con昀rma琀on of acceptance ............................... 25.05.2022 4-zeilige Zusammenfassung für das Programmhe昀/ 4-line summary for programme booklet ............ 24.06.2022 Abgabe des Manuskripts/ Manuscript submission ...................................... 19.08.2022 Tagungsort/ venue: Tagungshotel Freizeit In Dransfelder Str. 3 D-37079 Gö ngen Tagungsgebühren/ conference fees: inkl. Tagungsunterlagen, Tagungsverp昀egung und gemeinsamem Abendessen » Nichtmitglieder/ non members € 870,- » Mitglieder/ members: GfT, DGMK € 830,- » Vortragende/ speakers € 480,- » Hochschulangehörige/ University members* € 650,- » im Ruhestand oder arbeitssuchend/ re琀red or unemployed € 250,- » Studierende/ students** € 50,- * außer Professoren bzw. Ins琀tutsleiter/ excl. Professors ** bis Master bzw. Diplom/ undergraduate Tagungssprachen ........................... Deutsch und Englisch Conference languages ..................... German and English Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Adolf-Fischer-Str. 34 52428 Jülich Telefon: +49 2461 340 79 38 Internet: www.g昀-ev.de Einladung zur Vortragsanmeldung Call for Papers 63. Tribologie-Fachtagung 63 rd German Tribology Conference 26. - 28. September 2022 in Gö ngen Reibung, Schmierung und Verschleiß Fric琀on, Lubrica琀on and Wear TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 46 Nachrichten 47 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 Mitteilungen der GfT » Tribometrie Praxisnahe Prüfverfahren, Messtechnik in Forschung, Entwicklung und Anwendung, Überwachungssysteme » Datenbanken und Datenanalyse, KI-Methoden Tribologische Datenbanken, Werkzeuge zur tribologi schen Datenanalyse » Zerspanungs- und Umformtechnik Metall- und Kunststo昀verarbeitung, Minimalmengenschmierung, Trockenbearbeitung » Tribologie in der Fahrzeugtechnik Motor, Getriebe, Fahrwerk, Bremsen, Aggregate und Ausrüstung, Tribologie für E-Mobilität und alterna琀ve Kra昀sto昀e » Tribologie für Erdbohrungen und Tunnelbau Werksto昀e und Technologien für Bohrköpfe, Material abtransport, Erzmühlen, Dichtungen usw. » Biotribologie, Life Science Tribologische Systeme in Lebewesen, biomedizinische Tribowerksto昀e, Prü昀echnik » Hap琀k und tak琀le Wahrnehmung von Ober昀ächen Produkthap琀k, Funk琀onalisierung von Ober昀ächen, medizinische Anwendungen, Charakterisierung und Messmethoden, 3D-Displaytechnologie, Smart Surface Technologies A昀er the German Tribology Conference 2021 was held completely online again, we hope that in 2022 we can welcome you personally in Goe ngen. We shall make every e昀ort to provide the opportunity to present your results in research and development safely to an audience on site and get directly into conversa琀on with your colleagues. We invite you to submit abstracts for papers and posters: on the Nachdem auch die Tribologie-Fachtagung 2021 erneut ausschließlich online sta and, ho昀en wir, Sie 2022 wieder persönlich in Gö ngen begrüßen zu können. Wir werden alles dafür tun, dass Sie Ihre For schungs- und Entwicklungsergebnisse sicher vor Ort prä sen琀eren können, um wieder persönlich mit Ihren Fach kollegen ins Gespräch zu kommen. Wir laden Sie ein, Vorträge und Poster anzumelden: zum und zu den weiteren Themen: » Tribologische Systeme Reibsysteme, Verschleiß und Lebensdauer, Berechnungs- und Simula琀onsmethoden, Mikro- und Nanotribologie » Werksto昀e und Werksto echnologien Metalle, Polymere, Verbund- und Leichtbauwerksto昀e, neue Anwendungen, tribologische Charakterisierung » Schmiersto昀e und Schmierungstechnik Schmiersto昀e, Addi琀ve, Kühlschmiersto昀e, Schmie rungs-, Wartungs- und Entsorgungssysteme, nachhal - 琀ge Schmiersto昀e » Dünne Schichten und Ober昀ächentechnologien Beschichtungswerksto昀e und -verfahren, neue Anwendungen, tribologische Charakterisierung » Maschinenelemente und Antriebstechnik Gleit- und Wälzlager, Getriebe und Zahnräder, pneu ma琀sche und hydraulische Systeme, reibschlüssige Verbindungen » Dichtungstechnik Gleitringdichtungen, Radial-Wellendichtungen, berüh rungslose Systeme, Tribologie der Elastomere S and the following topics » Tribosystems Fric琀on systems, wear and life琀me, calcula琀on and simula琀on methods, microand nanotribology » Materials and Materials Technology Metals, polymers, compounds, lightweight materials, new applica琀ons, tribological characteriza琀on » Lubricants and Lubrica琀on Technology Lubricants, addi琀ves, metal working 昀uids, lubrica - 琀on, maintenance and disposal technology, sustaina ble lubricants » Thin Layers and Surface Technologies Coa琀ng materials and processes, new applica琀ons, tribological characteriza琀on » Machine Elements and Transmission Technology Journal and roller bearings, transmissions and gears, pneuma琀c and hydraulic systems, fric琀on couplings » Sealing Technology Slip ring seals, sha昀 seals, non-contact systems, tribo logy of elastomers » Tribometry Prac琀ce relevant test methods, instrumenta琀on in research, development and applica琀on, monitoring » Databases and Data Analysis, AI-Methods Tribological Databases, tools for tribological data analysis » Machining and Forming Technology Metals and polymer processing, minimum quan琀ty lubrica琀on, dry machining » Tribology in Automo琀ve Technology Engine, transmissions, chassis, brakes, components, equipment, Tribology for e-mobility and alterna琀ve fuels » Tribology for Earth Drilling and Tunnelling Materials and technologies for drill heads, material transport, ore mills, seals etc. » Biotribology, Life Science Tribosystems in living organisms, biomedical triboma terials, test methods » Hap琀cs and Tac琀le Percep琀on of Surfaces product hap琀cs, func琀onaliza琀on of surfaces, medi cal applica琀ons, characteriza琀on and test methods, 3D display technology Key Topic 2022: Materials Research - Impetus for Tribology Current developments in materials research and produc琀on methods, CO 2 -neutral materials, calcula琀on methods, interac琀on between surfaces and lubricants, regulatory requirements Schwerpunk琀hema 2022: Materialforschung - Impulse für die Tribologie Aktuelle Entwicklungen der Materialienforschung und Herstellungsmethoden, CO 2 -neutrale Werksto昀e, Berechnungsmethoden, Wechselwirkung zwischen Werksto昀ober昀ächen und Schmiersto昀en, Regulatorische Anforderungen TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 47 Nachrichten 48 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 Die Arbeit sollte in deutscher oder englischer Sprache geschrieben sein und in geschlossener Form vorliegen. Die Arbeit sollte durch deren Betreuer zusammen mit der Bewertung eingereicht werden. Hinweise zur Einreichung erhalten Sie in der Geschäftsstelle der GfT. Die Kategorien Der GfT-Förderpreis wird jährlich in drei Kategorien ausgelobt und ist mit einer Geldprämie sowie einer Urkunde verbunden: » Kategorie 1 (1500,- € ): Für Dissertationen oder ähnliche wissenschaftliche Arbeiten » Kategorie 2 (1000,- € ): Für Diplom-/ Master- oder ähnliche Arbeiten » Kategorie 3 (500,- € ): Für Bachelor- oder ähnliche Arbeiten Das Auswahlkomitee Der technische Beirat der GfT beruft ein Komitee zur Bewertung der eingereichten Arbeiten. Die Einreichungsfrist Den Wettbewerbsbedingungen entsprechende Arbeiten sind bei der Geschäftsstelle der Gesellschaft für Tribologie e.V. bis zum 14. April 2022 per E-Mail einzureichen an: tribologie@gft-ev.de. Die genauen Ausschreibungsbedingungen können auf der GfT- Webseite (www.gft-ev.de) nachgelesen werden. Die Preisverleihung Die Preisverleihung erfolgt im Rahmen der GfT-Jahrestagung und wird danach in der Zeitschrift „Tribologie & Schmierungstechnik“ veröffentlicht. Die Preisträger sind eingeladen, auf der aktuellen oder der folgenden GfT-Jahrestagung einen Vortrag über die Arbeit zu halten. Bei Veröffentlichung der Arbeit soll auf den GfT-Förderpreis hingewiesen werden. Gesellschaft für Tribologie e.V. Adolf-Fischer-Str. 34, 52428 Jülich Tel.: (02461) 340 79 38, E-Mail: tribologie@gft-ev.de Internet: www.gft-ev.de Aufruf zur Einreichung von Vorschlägen für den GfT-Förderpreis 2022 bis zum 14. April 2022 Dissertationen, Master und Bachelor-Arbeiten Der GfT-Förderpreis dient der Würdigung hervorragender Arbeiten, die auf dem Gebiet der Tribologie in letzter Zeit erbracht wurden. Mit ihm werden junge Wissenschaftler und Ingenieure ausgezeichnet, die eine überdurchschnittliche Leistung erbracht haben. Die Anforderungen Die Arbeiten sollen sich auszeichnen durch » eine erkennbare Anwendbarkeit » Wissenschaftlichkeit » Aktualität » einen eigenständigen, schöpferischen Beitrag » eine klare inhaltliche Form Die Kandidaten dürfen das 40. Lebensjahr nicht überschritten haben. Der Abschluss der Arbeit sollte nicht länger als zwei Jahre vor der Bewerbung erfolgt sein. Mitteilungen der GfT Aufruf zur Einreichung von Vorschlägen für den GfT-Förderpreis 2022 bis zum 14. April 2022 Disserta琀onen, Master- und Bachelor-Arbeiten TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 48 Nachrichten 49 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 Aufruf zur Einreichung von Vorschlägen für den Werner-Stehr-Preis „Tribologie ist überall“ bis zum 31. Mai 2022 Die GfT verleiht auch in diesem Jahr wieder den von Fa. Werner Stehr Tribologie gestifteten Preis „Tribologie ist überall“. Der Preis soll den Blick für tribologische Phänomene aus unserem Alltagsleben schärfen und kann für eine im Bild festgehaltene Beobachtung, aber auch eine wissenschaftliche Arbeit, die tribologische Phänomene aus dem täglichen Leben aufgreift, vergeben werden. Der Preisträger darf sich nicht nur über ein Preisgeld von 250,- € freuen, sondern auch über ein tribologisches Objekt, das ihm auf der Abschlussveranstaltung der Tribologie-Fachtagung überreicht wird. Falls Ihnen ein interessantes oder originelles tribologisches Alltagsphänomen auffällt, senden Sie uns bitte ein Foto mit einer prägnanten Beschreibung. Eingereicht werden können auch Zeitschriftenartikel, wissenschaftliche Veröffentlichungen, Bachelor- und Masterarbeiten sowie Dissertationen, die jeweils nicht älter als 2 Jahre sein sollten. Melden Sie diese bitte bis zum 31. Mai 2022 der Geschäftsstelle der GfT. Gesellschaft für Tribologie e.V. Adolf-Fischer-Str. 34, 52428 Jülich Tel.: (02461) 340 79 38, E-Mail: tribologie@gft-ev.de Internet: www.gft-ev.de Mitteilungen der GfT Aufruf zur Einreichung von Vorschlägen für den Werner-Stehr-Preis „Tribologie ist überall“ bis zum 31. Mai 2022 Die GfT verleiht auch in diesem Jahr wieder den von Fa. Werner Stehr Tribologie ges琀昀eten Preis „Tribologie ist überall“. Der Preis soll den Blick für tribologische Phänomene aus unserem Alltagsleben schärfen und kann für eine im Bild festgehaltene Beobachtung, aber auch eine wissenscha昀liche Arbeit, die tribologische Phänomene aus dem täglichen Leben aufgrei昀, vergeben werden. Der Preisträger darf sich nicht nur über ein Preisgeld von 250,- € freuen, sondern auch über ein tribologisches Objekt, das ihm auf der Abschlussveranstaltung der Tribologie-Fachtagung überreicht wird. Falls Ihnen ein interessantes oder originelles tribologisches Alltagsphänomen au昀ällt, senden Sie uns bi琀e ein Foto mit einer prägnanten Beschreibung. Eingereicht werden können auch Zeitschri昀enar琀kel, wissenscha昀liche Verö昀entlichungen, Bachelor- und Masterarbeiten sowie Disserta琀onen, die jeweils nicht älter als 2 Jahre sein sollten. Melden Sie diese bi琀e bis zum 31. Mai 2022 der Geschä昀sstelle der GfT. . Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Adolf-Fischer-Str. 34, 52428 Jülich Tel.: (02461) 340 79 38 E-Mail: tribologie@g昀-ev.de Internet: www.g昀-ev.de 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_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 49 Nachrichten 50 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaf Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sp \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswisse chaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwisse chaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilolo \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikatio wissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprac wissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ A philologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen Fremdsprachendidaktik \ 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 \ Anglisti 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_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 50 Nachrichten 51 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 Mitteilungen der Ö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Jahrgang · 6/ 2021 DE102017209895A1 H02K 5/ 00 Schleicher, Daniel, Dr., St. Valentin, AT Magna Powertrain Bad Homburg GmbH, DE Aktuatormodul sowie Verfahren zur Herstellung eines Aktuatormoduls Es wird ein Aktuatormodul vorgeschlagen mindestens bestehend aus einer elektrischen Maschine und einem Anwendungsmodul, wobei die elektrische Maschine aus einem Stator (2) und einem Rotor besteht, wobei der Rotor unmittelbar am Stator (2) gleitgelagert ist und Stator und Rotor mindestens im Bereich der inneren Lagerfläche mit Kunststoff umgeben sind, wobei die Kunststoffbeschichtung der zylindrischen Rotor-Außenfläche Strukturen aufweist, die sich als Spirale durchgängig über die Bauhöhe des Rotors erstrecken. DE112008000540B4 C10M 123/ 02 Kawamura, Takayuki, Mie, Kuwana, JP; Mikami, Hidenobu, Mie, Kuwana, JP; Tamada, Kenji, Mie, Kuwana, JP NTN Corporation, Osaka, Osaka-shi, JP Schmierfett für Hochgeschwindigkeitslager, Wälzlager für hohe Geschwindigkeit und Verwendung des Wälzlagers Schmierfett für ein Hochgeschwindigkeitslager, das ein Harnstoff-Schmierfett, das eine Verbindung auf Harnstoffbasis als Verdicker desselben enthält, und ein mit dem Harnstoff-Schmierfett vermischtes Nichtharnstoff- Schmierfett, das einen Verdicker auf Nichtharnstoffbasis enthält und die Verbindung auf Harnstoffbasis nicht enthält, umfasst, wobei die Verbindung auf Harnstoffbasis durch eine Reaktion zwischen einer Polyisocyanatkomponente und einer Monoaminkomponente erhalten wird, wobei die Monoaminkomponente mindestens ein Monoamin, das aus einem aliphatischen Monoamin und einem alicyclischen Monoamin ausgewählt ist, mit einem Anteil von nicht weniger als 50 Mol-% an der Gesamtmenge des Monoamins enthält, und wobei der Verdicker auf Nichtharnstoffbasis eine Metallseife oder Natriumterephthalamat ist und der Mischungsanteil des Verdickers auf Nichtharnstoffbasis an der Gesamtmenge des Nichtharnstoff-Schmierfetts 10 bis 40 Gew.-% beträgt. DE102018211165A1 F16H 57/ 037 Bansemir, Gero, Dr., 81827, München, DE; Rastel, Hans, 86949, Windach, DE Bayerische Motoren Werke Aktiengesellschaft, 80809, München, DE Achsgetriebe mit Schmierung Achsgetriebe (1) mit Schmierung aufweisend ein Achsgetriebegehäuse (12) und einen Differentialgetrieberadsatz (11), welcher in diesem Achsgetriebegehäuse (12) angeordnet ist und welcher mit einem ersten Schmierstoff versorgbar ist, wobei dieser erste Schmierstoff innerhalb des Achsgetriebegehäuses (12) aufgenommen ist, weiter ist dieses Achsgetriebegehäuse (12) wenigstens abschnittsweise in einem Schmiermittelspeicher aufgenommen, dadurch gekennzeichnet, dass in dem Schmiermittelspeicher ein zweiter Schmierstoff aufgenommen ist und dass das Achsgetriebegehäuse (12) fluiddicht gegenüber dem Schmiermittelspeicher abgeschlossen ist. DE102018127535A1 B60B 27/ 00 Wagner, Harald, 97422, Schweinfurt, DE Schaeffler Technologies AG &Co. KG, 91074, Herzogenaurach, DE Radlagereinheit Die Erfindung betrifft eine Radlagereinheit umfassend ein Radlager, mit einem Innenring mit Innenringlaufbahn, mit einem Außenring mit Außenringlaufbahn, und mit einer Mehrzahl von zwischen Innenring und Außenring angeordneten, in einem Käfig beabstandet gehaltenen, Wälzkörpern. Vorzugsweise ist der Innenring fahrzeugradseitig mit einem Radnabenflansch ausgebildet. Gemäß einer ersten Ausführung der Erfindung sind eine Mehrzahl der Wälzkörper als Kombinationswälzkörper ausgebildet, derart, dass eine Kugel in einer Zylinderhohlrolle angeordnet. Dabei sind die Kombinationswälzlagerkörper umfänglich gleichmäßig verteilt im Radlager angeordnet. In einer zweiten Ausführung der Erfindung sind eine erste Mehrzahl der Wälzkörper als Kugel und eine zweite Mehrzahl der Wälzkörper als Rolle ausgebildet und sind die Kugeln und die Rollen in regelmäßigen Abständen abwechselnd umfänglich im Radlager angeordnet. Erklärung Für jedes veröffentlichte Patent ist der Informationstext nach folgender Reihenfolge gegliedert: Veröffentlichungs-Nummer (fett); IPC - Hauptklasse; Erfinder (kursiv); Anmelder / Inhaber; Titel der Erfindung (fett) / des Patents; Abstract. Patentumschau TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 52 Normen 53 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen DIN EN ISO 9038: 2021-08 DIN EN ISO 9038: 2021-08 Print: 93,40 EUR/ Download: 77,30 EUR Bestimmung der Weiterbrennbarkeit von Flüssigkeiten (ISO 9038: 2021); Deutsche Fassung EN ISO 9038: 2021 Determination of sustained combustibility of liquids (ISO 9038: 2021); German version EN ISO 9038: 2021 Ersatz für DIN EN ISO 9038: 2013-12 Gegenüber DIN EN ISO 9038: 2013-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) das Prüfverfahren wurde mit den Anforderungen der UN Prüfung L.2 in Einklang gebracht, insbesondere: 1) die Forderung nach Dreifachbestimmungen anstelle von Doppelbestimmungen wurde festgelegt; 2) die maßgebende Prüftemperatur wurde auf 60,5 °C geändert; 3) die Kriterien für Weiterbrennbarkeit wurden überarbeitet. Dieses Dokument legt ein Verfahren für Temperaturen bis zu 100 °C fest, mit dem bestimmt wird, ob ein flüssiges Produkt, das auf Grund seines Flammpunktes als „entzündbares“ eingestuft würde, bei der/ den in den betreffenden Vorschriften angegebenen Temperatur/ en selbstunterhaltend weiterbrennen kann oder nicht. Beschichtungsstoffe), Klarlacke, Lackbindemittel, Lösemittel, Mineralöl- oder ähnliche Produkte und Klebstoffe, die einen Flammpunkt haben. Es ist nicht geeignet, die Brandlast beschichteter Oberflächen zu beurteilen. Z DIN EN ISO 13736: 2013-08 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel (ISO 13736: 2013); Deutsche Fassung EN ISO 13736: 2013 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 13736: 2021- 07 DIN EN ISO 13736: 2021-07 Print: 116,50 EUR/ Download: 96,40 EUR Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel (ISO 13736: 2021); Deutsche Fassung EN ISO 13736: 2021 Determination of flash point - Abel closed-cup method (ISO 13736: 2021); German version EN ISO 13736: 2021 Ersatz für DIN EN ISO 13736: 2013-08 Gegenüber DIN EN ISO 13736: 2013-08 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) 7.5 wurde weiter ausgearbeitet; b) in13.2 und 13.3 wurden die präzisionsbezogenen Definitionen in Übereinstimmung mit ISO 4259-1 aktualisiert; c) in Anhang C wurden die digitalen Kontaktthermometer eingeführt und eine weiterführende Erklärung zu den allgemeinen Flüssigkeitsthermometern eingefügt; d) Anhang D wurde überarbeitet (insbesondere der Unterabschnitt zur Auswertung) und in einen normativen Anhang geändert; e) ein neuer Anhang E zu Flammpunktwerten von Chemikalien wurde aufgenommen. Dieses Dokument legt ein Verfahren für die manuelle und automatische Bestimmung des Flammpunktes von brennbaren Flüssigkeiten im geschlossenen Tiegel fest, deren Flammpunkt zwischen -30,0 °C und mindestens 75,0 °C liegt. E DIN 51503-1: 2021-08 Print: 77,40 EUR/ Download: 63,90 EUR Schmierstoffe - Kältemaschinenöle - Teil 1: Mindestanforderungen Lubricants - Refrigeration oils - Part 1: Minimum requirements Vorgesehen als Ersatz für DIN 51503-1: 2011-01 Erscheinungsdatum: 2021-07-16 Einsprüche bis 2021-09-09 Gegenüber DIN 51503-1: 2011-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitt 2 „Normative Verweisungen“ und Verweisungen auf Prüfnormen aktualisiert; b) Überarbeitung des Abschnitts 3 durch Aufnahme von Abkürzungen; c) Erweiterung der Viskositätsklassen der Gruppe KAA; d) Erweiterung der Gruppen KC und KD zur Abdeckung neuerer Gemische; e) Streichung der Bezeichnung der Kältemaschinenöle mit Wirkstoffen; f) Norm redaktionell überarbeitet. Diese Norm ist anzuwenden für Öle, die in Kältemittelverdichtern zur Schmierung und Kühlung verwendet werden und die dabei der Einwirkung flüssiger und gasförmiger Kältemittel ausgesetzt sind. Für die Triebwerksschmierung von Kältemittelverdichtern, bei denen ein Übertritt des Öles in den Kältemittelkreislauf verhindert wird, dürfen Schmieröle C nach DIN 51517-1 eingesetzt werden. 1.1.1.1 Übersetzugen DIN EN ISO 2719: 2021-06 Print: 145,90 EUR/ Download: 120,50 EUR Determination of flash point - Pensky-Martens closed cup method (ISO 2719: 2016 + Amd 1: 2021) (includes Amendment : 2021) Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren nach Pensky-Martens mit geschlossenem Tiegel (ISO 2719: 2016 + Amd 1: 2021) (enthält Änderung : 2021) Normen TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 53 Normen 54 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 DIN EN ISO 4259-1: 2021-05 Print: 263,20 EUR/ Download: 217,90 EUR 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) Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 1: Bestimmung der Präzisionsdaten von Prüfverfahren (ISO 4259-1: 2017 + Amd 1: 2019 + Amd 2: 2020) DIN EN ISO 13736: 2021-07 Print: 145,90 EUR/ Download: 120,50 EUR Determination of flash point - Abel closed-cup method (ISO 13736: 2021) Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel (ISO 13736: 2021) 1.1.2 Technische Lieferbedingungen des BAAINBw Z BAAINBw TL 9150-0073: 2012-09 Technische Lieferbedingungen - Schmierfett, Polytetrafluorethylen; NATO-Kode: ohne; Bw-Kode: GY3005 A Zurückgezogen, ersetzt durch BAAINBw TL 9150- 0073: 2021-05 BAAINBw TL 9150-0073: 2021-05 Technische Lieferbedingungen - Schmierfett, Polytetrafluorethylen; NATO-Kode: ohne; Bw-Kode: GY3005 Ersatz für BAAINBw TL 9150-0073: 2012-09 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen keine 1.2.2 ISO-Normen ZE ISO 3837 DAM 1: 2020-12 Flüssige Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Kohlenwasserstofftypen - FIA-Verfahren - Änderung 1 ISO 3837 AMD 1: 2021-06 19,30 EUR Flüssige Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Kohlenwasserstofftypen - FIA-Verfahren - Änderung 1 Liquid petroleum products - Determination of hydrocarbon types - Fluorescent indicator adsorption method; Amendment 1 Änderung von ISO 3837: 1993-12 Z ISO 6299: 1998-03 Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Tropfpunktes von Schmierfetten (weiter Temperaturbereich) 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen Z DIN ISO 4384-1: 2014-07 Gleitlager - Härteprüfung an Lagermetallen - Teil 1: Verbundwerkstoffe (ISO 4384-1: 2012) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 4384-1: 2021-08 DIN ISO 4384-1: 2021-08 Print: 46,20 EUR/ Download: 38,10 EUR Gleitlager - Härteprüfung an Lagermetallen - Teil 1: Verbundwerkstoffe (ISO 4384-1: 2019) Plain bearings - Hardness testing of bearing metals - Part 1: Multilayer bearings materials (ISO 4384-1: 2019) Ersatz für DIN ISO 4384-1: 2014-07 Gegenüber DIN ISO 4384-1: 2014-07 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) „Dieser Teil der ISO 4384“ wurde ersetzt durch „Dieses Dokument“; b) ein neuer Abschnitt 3 wurde für die Begriffe hinzugefügt; c) das Dokument wurde redaktionell überarbeitet. In diesem Dokument werden die Parameter für die Härteprüfung von Verbundwerkstoffen für Gleitlager aus Stahl und Lagermetall mit Lagermetallen auf Kupfer- und Aluminiumbasis, die durch Gießen, Sintern oder Plattieren hergestellt wurden, festgelegt. Es stellt eine Ergänzung zu den bestehenden ISO-Publikationen zu Härteprüfungen dar und umfasst deshalb nur die im Vergleich zu diesen anderen Publikationen zu beachtenden Erweiterungen und Beschränkungen. Das angewendete Messverfahren ist abhängig von der Schichtdicke, der Härte und dem Gefüge des Lagermetalls. BE DIN EN 13001-3-2/ A1: 2017-10 Krane - Konstruktion allgemein - Teil 3-2: Grenzzustände und Sicherheitsnachweis von Drahtseilen in Seiltrieben; Deutsche und Englische Fassung EN 13001- 3-2: 2014/ prA1: 2017 Für dieses Dokument ist die Zurückziehung beabsichtigt; da es technisch veraltet ist. Die Methode der Berechnung und des Nachweises wird grundsätzlich geändert. Es gab eine negative Bewertung des HAS- Consultants. Einsprüche bis 2021-08-31 ZE DIN EN 13001-3-8: 2018-06 Krane - Konstruktion allgemein - Teil 3-8: Grenzzustände und Sicherheitsnachweise für Maschinenbauteile - Wellen; Deutsche und Englische Fassung prEN 13001- 3-8: 2018 Zurückziehung beabsichtigt, da europäisches Projekt (273617235) bereits gestrichen wurde. TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 54 Normen 55 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 Z DIN ISO 13012-1: 2010-02 Wälzlager - Zubehör für Linearkugellager in Hülsenform - Teil 1: Hauptmaße und Toleranzen für Reihe 1 und 3 (ISO 13012-1: 2009) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 13012-1: 2021-07 DIN ISO 13012-1: 2021-07 Print: 116,50 EUR/ Download: 96,40 EUR Wälzlager - Zubehör für Linearkugellager in Hülsenform - Teil 1: Hauptmaße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen für Reihe 1 und 3 (ISO 13012-1: 2018) Rolling bearings - Accessories for sleeve type linear ball bearings - Part 1: Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerances for series 1 and 3 (ISO 13012-1: 2018) Ersatz für DIN ISO 13012-1: 2010-02 Gegenüber DIN ISO 13012-1: 2010-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Änderung des Titels; b) Änderung des Anwendungsbereiches; c) Aktualisierung der normativen Verweisungen; d) Überarbeitung der Begriffe, Symbole und Grenzabmaßangaben in Bildern und Tabellen nach den Regeln des Systems der geometrischen Produktspezifikationen (GPS); e) Entfernung von Fw 35 und L1; f) Aufnahme der Tabellen 2, 4, 6, 8, 10, 12, 14, 16, 18; g) Aufnahme der Literaturhinweise. Dieses Dokument legt die Hauptmaße, andere zweckdienliche Maße und die entsprechenden Toleranzen des Zubehörs für Linearkugellager in Hülsenform nach ISO 10285 fest. Dieses Dokument ist anzuwenden für: - die folgenden Gehäuse: - geschlossene und einstellbare Gehäuse ohne Flansch für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 1; - geschlossene und einstellbare Gehäuse mit Flansch für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 3; - offene Gehäuse mit Flansch für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 3; - geschlossene und einstellbare Gehäuse ohne Flansch für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 3; - offene und offene einstellbare Gehäuse ohne Flansch für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 3; - die folgenden Wellenunterstützungen: - Wellenunterstützungen, Standardform, für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 3; - Wellenunterstützung, niedrige Form, für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 3; - die folgenden Wellenböcke: - Wellenböcke mit Flansch für Linearkugellager in Hülsenform der Reihen 1 und 3; - Wellenböcke ohne Flansch für Linearkugellager in Hülsenform der Reihen 1 und 3; - Voll- und Hohlwellen für Linearkugellager in Hülsenform der Reihen 1 und 3. Z DIN ISO 13012-2: 2010-02 Wälzlager - Zubehör für Linearkugellager in Hülsenform - Teil 2: Hauptmaße und Toleranzen für Reihe 5 (ISO 13012-2: 2009) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 13012-2: 2021-07 DIN ISO 13012-2: 2021-07 Print: 100,80 EUR/ Download: 83,20 EUR Wälzlager - Zubehör für Linearkugellager in Hülsenform - Teil 2: Hauptmaße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen für Reihe 5 (ISO 13012- 2: 2018) Rolling bearings - Accessories for sleeve type linear ball bearings - Part 2: Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerances for series 5 (ISO 13012-2: 2018) Ersatz für DIN ISO 13012-2: 2010-02 Gegenüber DIN ISO 13012-2: 2010-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Änderung des Titels; b) Änderung des Anwendungsbereiches; c) Aktualisierung der normativen Verweisungen; d) Überarbeitung der Begriffe, Symbole und Grenzabmaßangaben in Bildern und Tabellen nach den Regeln des Systems der geometrischen Produktspezifikationen (GPS); e) Entfernung von Fw 35 und L1; f) Aufnahme der Tabellen 2, 4, 6, 8; g) Aufnahme der Literaturhinweise. Dieses Dokument legt die Hauptmaße, andere zweckdienliche Maße und die entsprechenden Toleranzen des Zubehörs für Linearkugellager in Hülsenform nach ISO 10285 fest. Dieses Dokument ist anzuwenden für: - die folgenden Gehäuse: - geschlossene und einstellbare Gehäuse ohne Flansch für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 5; - offene und offene einstellbare Gehäuse ohne Flansch für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 5; - Wellenunterstützungen, Standardform, für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 5; - Wellenböcke mit Flansch für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 5; - Voll- und Hohlwellen für Linearkugellager in Hülsenform der Reihe 5. 2.1.2 VDI-Richtlinien VDI/ VDE 2610 Berichtigung: 2021-07 Format für den Austausch von Verzahnungsdaten - Gear-Data-Exchange-Format (GDE-Format) - Definition - Berichtigung zur Richtlinie VDI/ VDE 2610: 2021- 03 Exchange format for gear data - Gear Data Exchange Format (GDE Format) - Definition - Corrigendum concerning standard VDI/ VDE 2610: 2021-03 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen Z EN 12082: 2017-09 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Prüfung des Leistungsvermögens Zurückgezogen, ersetzt durch EN 12082+A1: 2021-06 TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 55 Normen 56 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 ZE EN 12082/ FprA1: 2021-02 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Prüfung des Leistungsvermögens EN 12082+A1: 2021-06 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Prüfung des Leistungsvermögens Railway applications - Axleboxes - Performance testing Ersatz für EN 12082: 2017-09 ZE prEN 15302: 2018-12 Bahnanwendungen - Parameter der Rad-Schiene-Berührgeometrie - Definitionen und Auswertemethoden Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN 15302: 2021-05 E EN 15437-2/ prA1: 2021-05 Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 2: Leistungs- und Konstruktionsanforderungen von fahrzeugbasierten Systemen für Temperaturüberwachung Railway applications - Axlebox condition monitoring - Interface and design requirements - Part 2: Performance and design requirements of on-board systems for temperature monitoring Vorgesehen als Änderung von EN 15437-2: 2012-09 Einsprüche bis 2021-08-12 E FprCEN/ TR 17696: 2021-05 Bahnanwendungen - Fahrzeuginstandhaltung - Leitfaden zur Identifizierung und dem Management von Sicherheitskritischen Komponenten für Schienenfahrzeuge Railway applications - Vehicle Maintenance - Guide for identification and management of Safety Critical Components for railway vehicles 2.2.2 ISO-Normen E ISO/ DIS 199: 2021-05 69,90 EUR Wälzlager - Axiallager - Geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzwerte Rolling bearings - Thrust bearings - Geometrical product specification (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für ISO 199: 2014-07 Einsprüche bis 2021-08-17 E ISO/ DIS 492: 2021-05 69,90 EUR Wälzlager - Radiallager - Geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Rolling bearings - Radial bearings - Geometrical product specifications (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für ISO 492: 2014-07 Einsprüche bis 2021-08-17 E ISO 1206 DAM 1: 2021-06 19,30 EUR Wälzlager - Spanend gefertigte Nadellager - Maße, Geometrische Produktspezifikationen (GPS) und Toleranzen; Änderung 1: Mess- und Prüfverfahren Rolling bearings - Needle roller bearings with machined rings - Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values - Amendment 1: Measuring and verification methods Vorgesehen als Änderung von ISO 1206: 2018-02 Einsprüche bis 2021-09-02 Z ISO/ TR 1281-1 Technical Corrigendum 1: 2009-10 Wälzlager - Erläuternde Anmerkungen zur ISO 281 - Teil 1: Dynamische Tragzahlen und nominelle Lebensdauer; Korrektur 1 Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ TR 1281-1: 2021-05 Z ISO/ TR 1281-1: 2008-12 Wälzlager - Erläuternde Anmerkungen zur ISO 281 - Teil 1: Dynamische Tragzahlen und nominelle Lebensdauer Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ TR 1281-1: 2021-05 ISO/ TR 1281-1: 2021-05 190,50 EUR Rolling bearings - Explanatory notes on ISO 281 - Part 1: Basic dynamic load rating and basic rating life Ersatz für ISO/ TR 1281-1: 2008-12 und ISO/ TR 1281-1 Technical Corrigendum 1: 2009-10 ZE ISO/ DIS 3031: 2018-03 Wälzlager - Axial-Nadelkränze, Axialscheiben - Anschlussmaße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 3031: 2021-06 E ISO/ FDIS 3031: 2021-06 69,90 EUR Wälzlager - Axial-Nadelkränze, Axialscheiben - Anschlussmaße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Rolling bearings - Thrust needle roller and cage assemblies, thrust washers - Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für ISO 3031: 2000-08; Ersatz für ISO/ DIS 3031: 2018-03 E ISO 3245 DAM 1: 2021-06 19,30 EUR Wälzlager - Nadellager, Nadelhülsen, Nadelbüchsen - Maße, Geometrische Produktspezifikationen (GPS) und Toleranzen; Änderung 1: Mess- und Prüfverfahren Rolling bearings - Needle roller bearings with drawn cup and without inner ring - Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values - Amendment 1: Measuring and verification methods Vorgesehen als Änderung von ISO 3245: 2015-12 Einsprüche bis 2021-09-02 E ISO/ DIS 4821: 2021-05 69,90 EUR Gleitlager - Verfahren zur Prüfung der dynamischen Adhäsion von DLC-beschichteten Teilen unter geschmierten Bedingungen Plain bearings - Dynamic adhesion test method for DLC TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 56 Normen 57 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 coated parts under lubricated condition Einsprüche bis 2021-08-03 Z ISO 6621-3: 2000-09 Verbrennungsmotoren; Kolbenringe; Werkstoffe; Identisch mit ISO 6621-3: 1983 Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 6621-3: 2021-06 ZE ISO/ DIS 6621-3: 2019-11 Verbrennungsmotoren - Kolbenringe - Teil 3: Materialspezifikationen ISO 6621-3: 2021-06 45,90 EUR Verbrennungsmotoren - Kolbenringe - Teil 3: Materialspezifikationen Internal combustion engines - Piston rings - Part 3: Material specifications Ersatz für ISO 6621-3: 2000-09 ZE ISO/ DIS 12297-1: 2018-09 Wälzlager - Zylinderrollen - Teil 1: Stahlrollen - Maße, Geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 12297-1: 2021-06 E ISO/ FDIS 12297-1: 2021-06 69,90 EUR Wälzlager - Zylinderrollen - Teil 1: Stahlrollen - Maße, Geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Rolling bearings - Cylindrical rollers - Part 1: Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values for steel rollers Vorgesehen als Ersatz für ISO 12297: 2012-03; Ersatz für ISO/ DIS 12297-1: 2018-09 E ISO/ FDIS 19259: 2021-06 106,10 EUR Plain bearings - Bearings with embedded solid lubricants Vorgesehen als Ersatz für ISO 19259: 2015-10 106,10 EUR ZE ISO/ DIS 20515: 2020-11 Wälzlager - Radiallager, Haltenuten - Maße und Toleranzen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 20515: 2021-06 E ISO/ FDIS 20515: 2021-06 69,90 EUR Wälzlager - Radiallager, Haltenuten - Maße und Toleranzen Rolling bearings - Radial bearings, retaining slots - Dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für ISO 20515: 2012-06; Ersatz für ISO/ DIS 20515: 2020-11 E ISO/ DIS 22507: 2021-05 69,90 EUR Gleitlager - Fluidfilmlager Materialien für Fahrzeug- Turbolader Plain bearings - Fluid film bearing materials for vehicular turbocharger Vorgesehen als Ersatz für ISO 22507: 2018-09 Einsprüche bis 2021-08-05 3 Vorhaben 3.1 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung des Gehaltes an festen Stoffen in Schmierfetten - Teilchengrößen über 25 μm; (DIN 51813: 2016-03); NA 062-06-52 AA <06235838> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Gehaltes an festen Stoffen mit Teilchengrößen über 25 μm in Schmierfetten fest. 3. 2 DIN-Normenausschuss Werkstofftechnologie (NWT) Pulvermetallurgie - Begriffe; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 145-01-01 AA <14500197> Dieses Dokument definiert die Begriffe aus dem Gebiet Pulvermetallurgie. Die Pulvermetallurgie ist ein Zweig der Metallurgie, der sich mit der Herstellung metallischer Pulver oder der Herstellung von Teilen, die aus solchen Pulvern mit oder ohne Zusätze nichtmetallischer Pulver durch Formen und Sintern erzeugt werden, beschäftigt. 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 mög- TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 57 Normen 58 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 lichst vollständige Information zu geben, werden Entwürfe von anderen technischen Regeln auch bei bereits abgelaufener Einspruchsfrist angezeigt. Voraussetzung für die Aufnahme einer Titelmeldung in die DITR-Datenbanken ist das Vorliegen eines Belegexemplars der technischen Regel. Alle regelerstellenden Organisationen werden daher gebeten, Belegstücke zu Veränderungen ihrer Regelwerke mit Preisangabe an folgende Anschrift zu senden: Deutsches Informationszentrum für technische Regeln (DITR), 10772 Berlin. Erklärung der im DIN-Anzeiger für technische Regeln verwendeten Vorzeichen: V = DIN SPEC (Vornorm) F = DIN SPEC (Fachbericht) P = DIN SPEC (PAS) A = DIN SPEC (CWA) G = Geschäftsplan (GP → einer DIN SPEC (PAS)) E = Entwurf M = Manuskriptverfahren C = Corrigendum/ Berichtigung Ü = Übersetzung B = Beabsichtigte Zurückziehung (BV → einer Vornorm, BE → eines Entwurfs) Z = Zurückziehung (ZV → einer Vornorm, ZE → eines Entwurfs) 4.1 Europäische und internationale Normungsergebnisse 4.1.1 Europäische Normen Der Druck der vom Europäischen Komitee für Normung (CEN) angenommenen EN als DIN-EN-Norm ist vorgesehen. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) beim Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Der Druck der vom Europäischen Komitee für Elektrotechnische Normung (CENELEC) angenommenen EN und HD als DIN-ENbzw. DIN-EN-Norm mit VDE- Klassifizierung ist in Vorbereitung. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript bei der DKE Deutsche Kommission Elektrotechnik Elektronik Informationstechnik im DIN und VDE, Stresemannallee 15, 60596 Frankfurt, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Die Übernahme der vom Europäischen Institut für Telekommunikationsnormen (ETSI) angenommenen EN in das Deutsche Normenwerk ist in Vorbereitung. Bis zur Übernahme als DIN-Norm kann das Vormanuskript bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. 4.1.2 Europäische Norm-Entwürfe Die spätere Übernahme der von CEN und CENELEC veröffentlichten Norm-Entwürfe (prEN) und der von CENELEC herausgegebenen HD-Entwürfe (prHD) in das Deutsche Normenwerk ist vorgesehen. Hinsichtlich der Schlussentwürfe (prEN) von CEN, die ohne Einspruchsfristen angezeigt werden, können Vormanuskripte in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) zu den angegebenen Preisen bezogen werden. Bei Dokumenten, die im Parallelen Umfrageverfahren bei IEC und CENELEC erschienen sind, ist in Klammern die Nummer des IEC-Dokumentes angegeben. Diese Entwürfe können bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Stellungnahmen sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. Die vom ETSI veröffentlichten Entwürfe für Europäische Normen (prEN) sollen später in das Deutsche Normenwerk übernommen werden. Diese Entwürfe (überwiegend in englischer Sprache) können bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Stellungnahmen sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. 4.1.3 Internationale Normen und Norm-Entwürfe Die Ergebnisse der Arbeit der Internationalen Organisation für Normung (ISO) und der Internationalen Elektrotechnischen Kommission (IEC) sowie der ISO/ IEC- Arbeit können im DIN Deutsches Institut für Normung e. V., Burggrafenstraße 6, 10787 Berlin, IEC-Normen und IEC-Entwürfe zusätzlich bei der DKE eingesehen werden. Die Ergebnisse der ISO- und IEC-Arbeit sind in Englisch und/ oder Französisch erhältlich. Sie liegen in deutscher Übersetzung vor, wenn sie gleichzeitig als Europäische Normen oder DIN-ISO- oder DIN-IEC-Normen übernommen werden. Kopien der ISO-Norm-Entwürfe können beim DIN Deutsches Institut für Normung e. V. (AuslandsNormen- Service), 10772 Berlin, bezogen werden. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen (TS) und Berichte (TR) sowie Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden herausgegeben, wenn ein Norm-Entwurf TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 58 Normen 59 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 keine ausreichende Zustimmung zur Veröffentlichung als Norm erreichen konnte oder wenn sich ein zu normender Gegenstand noch in der Entwicklungs- oder Erprobungsphase befindet. Europäische und Internationale Technische Berichte dienen zur Bekanntmachung bestimmter Daten, die für die europäische bzw. internationale Normungsarbeit von Nutzen sind. Europäische Technische Spezifikationen werden in der Regel als DIN SPEC (Vornorm) übernommen. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden spätestens drei Jahre nach ihrer Veröffentlichung mit dem Ziel überprüft, die für die Herausgabe einer Norm erforderliche Einigung anzustreben. Europäische Technische Berichte können bei Bedarf als DIN SPEC (Fachbericht) übernommen werden. Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) können von der ISO herausgegeben werden, wenn sich ein Thema noch in der Entwicklung befindet oder wenn aus einem anderen Grund derzeit noch keine Internationale Norm veröffentlicht werden kann. Eine PAS kann auch ein in Zusammenarbeit mit einer externen Organisation erarbeitetes Dokument sein, das nicht den Anforderungen einer Internationalen Norm entspricht. Europäische und Internationale Workshop Agreements (CWA und IWA) Diese Dokumente sind Ergebnisse von Arbeiten europäischer oder internationaler Expertengruppen (Workshops) im Rahmen von CEN/ CENELEC und ISO/ IEC, jedoch außerhalb der Technischen Komitees. Sie liegen, falls nicht anders angegeben, in englischer Fassung vor. 5 Herausgeber und Bezugsquellen 5.1 Deutsche Normen Herausgeber: DIN Deutsches Institut für Normung e. V., 10772 Berlin Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.2 Europäische Normen Herausgeber: European Committee for Standardization (CEN), 17, Avenue Marnix, 1000 BRUXELLES, BEL- GIEN, Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.3 ISO-Normen Herausgeber: International Organization for Standardization, Case postale 56, 1211 GENÈVE 20, SCHWEIZ- Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.4 VDI-Richtlinien Herausgeber: Verein Deutscher Ingenieure (VDI), Postfach 10 11 39, 40002 Düsseldorf Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlinoblenz 5.5 Technische Lieferbedingungen des BAAINBw Herausgeber: Bundesamt für Ausrüstung, Informationstechnik und Nutzung der Bundeswehr (BAAINBw), Postfach 30 01 65, 56057 Koblenz Bezug: Bundesamt für Ausrüstung, Informationstechnik und Nutzung der Bundeswehr (BAAINBw), Postfach 30 01 65, 56057. TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 59 Normen 60 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 6/ 2021 tik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilolog 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 \ Al rt \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommu nschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historisch nschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Managem ogie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Ba 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琀erte Einführung in das Thema Ölanalysen. Es vermi�elt das nö琀ge Hintergrundwissen, von der sachgerechten Probenentnahme, den Prüfverfahren bis zum Verstehen der Analysenergebnisse. Hierdurch unterstützt es den Anwender dabei, kostspielige Ausfallzeiten der Maschinen zu verhindern. Rüdiger Krethe ist diplomierter Maschinenbauer und Tribotechniker. Er befasst sich seit mehr als 25 Jahren intensiv mit der Schmierung von Maschinen, angefangen von der Produktauswahl, der innerbetrieblichen Organisa琀on bis hin zur Überwachung von Schmierölen und Hydraulik昀üssigkeiten während des Einsatzes. TuS_6_2021.qxp_TuS_Muster_2021 02.02.22 17: 17 Seite 60 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 Christoph Bienefeld, Andreas Vogt, Marian Kacmar, Eckhard Kirchner Feature-Engineering für die Zustandsüberwachung von Wälzlagern mittels maschinellen Lernens Tim Langner, Frank Schönberg, Marc Knapp Gleitlagerprüfstand mit erweiterter Sensorik zur Bestimmung der tribologischen Verschleißcharakteristik von Werkstoffen Niklas Bauer, Susanne Hahn, Simon Feldmeth, Frank Bauer, Katharina Schmitz Rheological Characterization and EHL Simulation of a Grease in a Lubricated Sealing Contact Thomas Geike, Marc Hieke Kavitationsdynamik in geschmierten Kontakten - Weiterentwicklung eines Modells mit Blasendynamik Dennis Liebmann, Volker Lagemann, Michael Bargende Öltransport und Reibungsbewertung innerhalb der Kolbenbolzenlagerung