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Tribologie und Schmierungstechnik HERAUSGEGEBEN VON ADRIAN RIENÄCKER UND MANFRED JUNGK 1 _ 22 69. JAHRGANG Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Heft 1 | Februar 2022 69. 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 Ein Unternehmen der Narr Francke Attempto Verlag GmbH + Co. KG 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 156,-. Abonnementspreis print + online access: EUR 450,-, Vorzugspreis für private Leser EUR 168,- (alle Preise inkl. 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ISSN 0724-3472 Für eine Veröffentlichung bitten wir Sie, uns die Daten als Word- Dokument und als PDF sowie die Original-Bilddaten zur Verfügung zu stellen. Hilfreich ist es ferner, wenn die Bilder durchnummeriert und bereits an der richtigen Stelle platziert sowie mit den zugehörigen Bildunterschriften versehen sind. Da wir auf die Einheit von Text und Bild großen Wert legen, bitten wir, im Text an geeigneter Stelle einen sogenannten (fetten) Bildhinweis zu bringen. Das Gleiche gilt für Tabellen. Auch sollten die Tabellen unsere Art des Tabellenkopfes haben. Die Artikel dieses Heftes zeigen Ihnen, wie wir uns den Aufbau Ihres Artikels vorstellen. Vielen Dank. Bitte lesen Sie dazu auch unsere ausführlichen „Hinweise für Autoren“ (Checkliste auf der hinteren Umschlagseite). Aktuelle Informationen über die Fachbücher zum Thema „Tribologie“ und über das Gesamtprogramm des expert verlags finden Sie im Internet unter www.expertverlag.de Ihre Mitarbeit in Tribologie und Schmierungstechnik ist uns sehr willkommen! Impressum Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie | Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft | Organ der Swiss Tribology Editorial 1 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0001 Auch im Jahr 2021 musste die Tribologie-Fachtagung mit dem Schwerpunktthema „Nachhaltigkeit in der Tribologie“ im Online-Format stattfinden. Mit fast 250 Teilnehmerinnen und Teilnehmern konnte eine beachtliche Steigerung zum Vorjahr erzielt werden und auch diesmal wurde die professionelle Vorbereitung durch Frau Kollenbrandt, Herrn Dr. Gradt und die Firma Aixzellent sehr gelobt. Sehr erfolgreich wurden eine Fachausstellung und sogar eine Abendveranstaltung in das Programm integriert. Herr Dr. Wincierz hob die Bedeutung der Tribologie für das Erreichen der Klima- und Nachhaltigkeitsziele hervor und unterstrich am Beispiel der Entwicklung der COVID-19-Impfstoffe die Bedeutung von Wissenschaft und Technologie für die Lösung globaler Herausforderungen. Dabei gilt es die Grundlagen zu erarbeiten und zu verstehen und mit Mut in die Anwendung zu investieren. Herr Dr. Woydt trug im Plenum die Ergebnisse der beiden von ihm vorbildlich organisierten und redigierten GfT-Studien „CO 2 &Reibung“ sowie „Nachhaltigkeit&Verschleißschutz“ vor, die inzwischen über 4100-mal von der Webpräsenz der GfT heruntergeladen wurden. Das Georg-Vogelpohl-Ehrenzeichen wurde an Prof. Dr.-Ing. Alfons Fischer verliehen, die Laudatio hielt Herr Prof. Dr.-Ing. Werner Theisen. In beiden Beiträgen wurde ein humorvoller Blick auf Leben und Wirken des Geehrten gerichtet, der auch als ‚Co-Editor-in-Chief’ der renommierten Fachzeitschrift ‚WEAR’ international geschätzt wird. Der Programmausschuss musste über 80 eingereichte Beiträge bewerten und in fünf Parallelsitzungen gliedern. Eine Auswahl der besten Publikationen liegt nun, versehen mit dem Prädikat ‚begutachtet’, in der Zeitschrift ‚Tribologie und Schmierungstechnik’ vor. Wir wünschen Ihnen bei der Lektüre Neues, Spannendes und Erfreuliches zu finden. Adrian Rienäcker Editorial des Gastherausgebers Prof. Dr. Adrian Rienäcker Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 Veranstaltungen Datum Ort Veranstaltung 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 ► 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/ ► 30.08. - 31.08.22 Stuttgart UNITI Mineral Oil Technology Congress 2022 www.umtf.de ► 06.09. - 08.09.22 Essen Lubricant Exhibition & Conference www.lubricantexpo.com ► 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 Inhalt 3 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 5 Martin Wittmaack, Markus André, Jürgen Molter Analyse von Einflussparametern auf den Stick-Slip-Effekt mittels Tribometerversuchen und FE-Simulation Analysis of System Parameters on the Stick-Slip-Effect through Tribometer Tests and Finite Element Computations 16 Achill Holzer, Björn Reetz, Tileman Münch, Katharina Schmitz Experimentelle Untersuchungen zum Einlaufverhalten bleifreier Sondermessinglegierungen Experimental Investigations into the Running-in Behavior of Lead-free Special Brass Alloys 33 Timo Rinschede, Nils Felinks, Dirk Biermann, Janis Kimm, Sebastian Weber, Philipp Niederhofer, Clara Herrera, Martin Kalveram Turning of high strength, austenitic stainless steels 41 Markus Matzke, Susanne Beyer-Faiss, Markus Grebe, Olav Höger Thermo-oxidative grease service life evaluation - laboratory study with the catalytically accelerated method using the RapidOxy 50 Kristine Brittain, Ardian Morina, Liuquan Yang, Anne Neville Impact of thermal cycles on tribological properties and oxidation of MoS 2 coatings 1 Editorial des Gastherausgebers Professor Dr. Adrian Rienäcker 2 Veranstaltungen Aus Wissenschaft und Forschung 60 Nachrichten Mitteilungen der GfT 63 Patentumschau 65 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 69. Jahrgang, Heft 1 Februar 2022 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 Anzeige 4 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswiss chaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwiss chaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilol Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikatio issenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Spra issenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ hilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwese remdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Touris VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwiss chaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglisti auwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtsc 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 - Ein Unternehmen der Narr Francke Attempto GmbH + Co. KG Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Germany Tel. +49 (0)7071 97 97 0 \ Fax +49 (0)7071 97 97 11 \ info@narr.de \ www.narr.de 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. Einleitung In Kraftfahrzeug-Hauptbremszylindern können in Abhängigkeit der Bremsflüssigkeit unerwünschte Geräusche in Form von Quietschen auftreten. Ursache hierfür ist der Stick-Slip-Effekt zwischen den Elastomerdichtungen und der Kolbenstange des Hauptbremszylinders. Bei dem Stick-Slip-Effekt wechselt der Kontakt mit hoher Frequenz zwischen Haften und Gleiten. Eine Ursache für den Stick-Slip-Effekt ist ein mit zunehmender Gleitgeschwindigkeit abnehmender Reibungskoeffizient [1], was charakteristisch für den Mischreibungsbereich der Stribeck-Kurve ist. Die zukünftige Vermeidung von Stick-Slip-Geräuschen in hydraulischen Systemen erfordert die Charakterisierung der tribologischen Eigenschaften der Bremsflüssigkeit in Verbindung mit dem jeweiligen Tribosystem. Daher wird in dieser Arbeit ein Versuchsaufbau präsentiert, mit dem der Stick-Slip-Effekt für die Reibpaarung Stahl-Elastomer-Bremsflüssigkeit provoziert werden kann. Dies ermöglicht die Untersuchung der Stick-Slip- Aus Wissenschaft und Forschung 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0002 unikationswissenche Sprachwissenent \ Altphilologie Kommunikationsistorische Sprachanagement \ Alttik \ Bauwesen \ schaft \ Tourismus ie \ Kulturwissenichte \ Anglistik \ \ BWL \ Wirtschaft Analyse von Einflussparametern auf den Stick-Slip-Effekt mittels Tribometerversuchen und FE-Simulation Martin Wittmaack, Markus André, Jürgen Molter * Eingereicht: 22.9.2021 Nach Begutachtung angenommen: 8.2.2022 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Bewegte Elastomerdichtungen in hydraulischen Kfz- Bremssystemen werden durch die Bremsflüssigkeit geschmiert. Diese Dichtsysteme neigen in Abhängigkeit der verwendeten Bremsflüssigkeit zum Stick-Slip- Effekt, der in Form von unerwünschten Quietschgeräuschen auftreten kann. Die zukünftige Vermeidung des Stick-Slip-Effektes erfordert die Charakterisierung der tribologischen Eigenschaften der Bremsflüssigkeit in Verbindung mit dem jeweiligen Tribosystem. In dieser Arbeit wird ein Tribometerversuch vorgestellt, mit dem die Stick-Slip-Neigung der Bremsflüssigkeit untersucht werden kann. Für die objektive Bewertung des Stick-Slip-Effektes wird eine mathematische Kenngröße präsentiert. Außerdem wird für die FE- Simulation ein dynamisches Reibmodell auf Basis der Stribeck-Kurve präsentiert, mit dem der Stick- Slip-Effekt visualisiert und die Einflussparameter untersucht werden können. Schlüsselwörter Stick-Slip, Stribeck-Kurve, Reibungsmodellierung, FE-Simulation, reiberregte Schwingung, Mischreibung Analysis of System Parameters on the Stick-Slip-Effect through Tribometer Tests and Finite Element Computations Brake fluids lubricate dynamic seals in automotive brake systems. Depending on the fluid, such seals tend to show a stick-slip effect, which may cause disturbing squeal noises. In order to avoid such stickslip-noise in future systems, it is required to characterize and rate the frictional behavior of different brake fluids in an appropriate way. This paper presents a tribometer test that enables to investigate the stick-slip-effect depending on the brake fluid. For an objective evaluation, an indicator value is introduced. Furthermore, this paper presents a dynamic friction model on basis of the Stribeck-curve that allows visualization and detailed investigation of the stickslip effect within finite element computations. Keywords stick-slip, Stribeck-curve, friction model, FE-simulation, friction induced vibration, mixed friction Kurzfassung Abstract * Martin Wittmaack, M.Eng. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-3879-0274 Prof. Dr.-Ing. Markus André Hochschule Hannover Ricklinger Stadtweg 120, 30459 Hannover Prof. Dr.-Ing. Jürgen Molter Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-8096-3223 Hochschule Mannheim Paul-Wittsack-Straße 10, 68163 Mannheim mit acht halbkreisförmigen Rippen (Radius r = 1 mm) und ist aus dem DIK-Referenzelastomer (EPDM mit der Härte 80 ShA) [2] gefertigt. Die gemessenen Stribeck-Kurven für die Fluide RF31 und RF33 sind für eine Normalkraft von F N = 29,98 N und eine Kontaktfläche von A = 57,2 mm 2 in Bild 2 aufgetragen. Insbesondere im Bereich der Grenzreibung unterscheiden sich diese. So beträgt bei einer Relativgeschwindigkeit von v rel = 0,1 mm/ s der Reibkoeffizient des Fluids RF31 μ RF31 = 0,2877 (F R RF31 = 8,6 N), bei dem Fluid RF33 liegt dieser hingegen bei μ RF33 = 0,2159 (F R RF33 = 6,5 N). Im Bereich der Mischreibung fällt der Reibkoeffizient der RF31 stärker ab als bei der RF33. Bei einer Relativgeschwindigkeit von v rel = 100 mm/ s sind die Reibkoeffizienten beider Flüssigkeiten nahezu identisch. Versuchsaufbau am SRV ® -Tribometer Für die Untersuchung der Stick-Slip-Neigung der Bremsflüssigkeiten werden Modellversuche mit einem Schwing-Reib-Verschleiß-Tribometer (SRV ® -Tribometer) der Firma Optimol durchgeführt. Bei diesem wird eine Stahlkugel (d = 10 mm) mit definierter Normalkraft F N auf einen Probenkörper des DIK-Referenzelastomers gedrückt (siehe Bild 3). Der zylinderförmige Probenkörper hat eine Dicke von 2 mm und einen Durchmesser von 10 mm und ist in einer Stahlwanne fixiert, wobei die Wanne soweit mit der Bremsflüssigkeit gefüllt ist, dass die Probenoberfläche benetzt ist. Während des Versuches führt die Stahlkugel in Abhängigkeit der Zeit t eine Aus Wissenschaft und Forschung 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0002 Neigung. Für die objektive Bewertung des Stick-Slip- Effektes wird ferner eine mathematische Bewertungsgrundlage präsentiert, mit der die Stick-Slip-Neigung differenziert werden kann. Zur weiteren Untersuchung der Einflussgrößen auf das tribologische System wird eine Finite-Elemente-Studie durchgeführt. Experimentelle Untersuchung der Bremsflüssigkeiten Im Rahmen dieser Arbeit wird der Einfluss von zwei Bremsflüssigkeiten auf die Reibung untersucht, die im Folgenden als RF31 und RF33 bezeichnet werden. In Produkttests führte die Verwendung der Flüssigkeit RF31 zu dem Stick-Slip-Effekt an den Elastomerdichtungen des Hauptbremszylinders. Das Fluid RF33 war hingegen unauffällig. Die Viskosität der Bremsflüssigkeiten wurde vom Projektpartner Deutsches Institut für Kautschuktechnologie e.V. (DIK e.V., Hannover) mit einem Viskosimeter mit koaxialem Zylindermesssystem gemessen. Bei einer Temperatur von 23 °C unterscheidet sich die Viskosität der beiden Fluide nur geringfügig (η RF31 = 11,5 mPa · s, η RF33 = 12,2 mPa · s). Die Messung der Stribeck-Kurven erfolgte mit einem Lineartribometer [2] ebenfalls durch das DIK e.V.. Bei diesem Versuch reibt ein Rippengummi auf einer quer zur Bewegungsrichtung geschliffenen C45-Stahlplatte (siehe Bild 1). Das Rippengummi besteht aus einer Elastomerplatte (Länge 32 mm, Breite 20 mm, Dicke 2 mm) Bild 1: Tribometer-Versuch für die Messung der Stribeck-Kurve Bild 2: Gemessene Stribeck-Kurven oszillierende Bewegung x(t) gemäß der Gleichung (1) aus (1) Die Amplitude a der Anregungsschwingung x(t) beträgt a = 1 mm. Die Untersuchungen werden in mehreren Stufen mit Anregungsfrequenzen im Frequenzbereich von f a = 2,…,6 Hz und Normalkräften im Bereich von F N = 15,…,25 N durchgeführt. Vor der Durchführung der Versuche ist es erforderlich, die Vulkanisationshaut der Elastomerprobe zu entfernen. Dies dient der verbesserten Reproduzierbarkeit und erfolgt mit Hilfe einer Wendeschneidplatte oder eines Schleifpapiers mit 400er Körnung. Bei der Verwendung des Schleifpapiers wird dieses mit einer Kraft von F = 50 N auf die Elastomerprobe gedrückt und für die Dauer von 20 Sekunden mit einer Frequenz von f = 1 Hz und einer Amplitude a = 50 mm oszillierend bewegt. Für die Untersuchung des Stick-Slip-Effektes wird das Verhältnis der Reibkraft zur Normalkraft betrachtet. Dies ist exemplarisch für die beiden Flüssigkeiten RF31 und RF33 für eine Anregungsfrequenz f a = 5 Hz und eine Normalkraft F N = 20 N in Bild 4 aufgetragen. Es ist zu erkennen, dass bei der Untersuchung des Fluids RF31 der Stick-Slip-Effekt auftritt, beim Fluid RF33 hingegen nicht. ( ) = sin ( 2 ) . Mathematische Kenngröße Für die quantitative Bewertung der Stick-Slip-Neigung ist eine mathematische Kenngröße erforderlich. Diese muss die im Reibkraftsignal erkennbare Stick-Slip- Schwingung quantifizieren und hinreichend zwischen den untersuchten Fluiden differenzieren. Hierzu wird die Stick-Slip-Kennzahl S auf Basis des stochastischen Streuungsmaßes der Standardabweichung eingeführt. Für die Berechnung der Stick-Slip-Kennzahl S wird zunächst der gleitende Mittelwert M(t) gemäß Gleichung (2) berechnet, wobei die gemessenen Reibwertverläufe R(t) im Mittelungsintervall [-T m ⁄ 2; + T m ⁄ 2] durch die Funktion g(t ̃ ) gewichtet werden. Als Gewichtungsfunktionen eignen sich zum Beispiel eine im Mittelungsintervall konstante Funktion, eine Dreiecksfunktion oder eine Gauß-Verteilungsfunktion. Da sich die Wahl der Gewichtungsfunktionen auf die Kenngröße S nur geringfügig auswirkt, wird hier der Einfachheit halber die konstante Funktion g(t ̃ ) =1 verwendet. (2) (3) ( ) = 1 ( ) ( ) = ( ) Aus Wissenschaft und Forschung 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0002 Bild 3: Aufbau des SRV ® -Tribometerversuches Bild 4: Gemessenes Reibwertsignal der Fluide RF31 und RF33 Für die Auswertung des Tribometer-Versuchs folgt daraus, dass die Größe des Mittelungsintervalls T m maximal ein Zehntel der Anregungsperiode betragen darf. Die minimale Größe des Mittelungsintervalls muss jedoch mindestens einer Periode der Stick-Slip- Schwingung entsprechen. Aus Bauteilversuchen ist bekannt, dass die minimale Stick-Slip-Frequenz bei ca. 500 Hz liegt, woraus für das Mittelungsintervall eine minimale Größe von T m,min = 2 ms folgt. Wird der SRV ® -Versuch mit einer Anregungsfrequenz von bis zu f a,max = 20 Hz untersucht, folgt hieraus die maximale Größe des Mittelungsintervalls zu T m,max = 5 ms. Im Folgenden wird daher das Mittelungsintervall T m = 3,5 ms verwendet. Versuchsergebnisse In Bild 4 werden die Reibwertsignale für die Fluide RF31 und RF33 verglichen. Bei dem Fluid RF31 ist, im Gegensatz zu dem Fluid RF33, deutlich der Stick-Slip- Effekt zu erkennen. In Bild 6 ist die Stick-Slip-Kennzahl S für die beiden Flüssigkeiten in Abhängigkeit der Normalkraft F N und der Anregungsfrequenz f a aufgetragen. Bei den Versuchsergebnissen mit dem Fluid RF31 ergibt sich die mittlere Stick-Slip-Kennzahl zu S m (RF31) = 0,0256. Für die Versuchsergebnisse mit dem Fluid RF33 berechnet sich die mittlere Stick-Slip-Kennzahl zu S m (RF33) = 0,0012. Die Stick-Slip-Kennzahl S differenziert somit die beiden Fluide deutlich. Aus Wissenschaft und Forschung 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0002 Um die Anregungsschwingung aus dem Reibwertsignal herauszufiltern, wird die Abweichung A(t) aus der Differenz des Reibwertsignals und des Mittelwertes M(t) berechnet (4) Die anschließende Integration des Quadrats der Abweichung A(t) über das auszuwertende Zeitintervall T (z.B. 10 Anregungsperioden), ergibt die Stick-Slip-Kennzahl S mit (5) Die Größe des Mittelungsintervalls [-T m ⁄ 2; + T m ⁄ 2] beeinflusst hingegen signifikant die Stick-Slip-Kennzahl S, weshalb dessen Einfluss am Beispiel eines Sinussignals R(t) mit der Frequenz f = 10 Hz und der Amplitude a = 0,3 untersucht wird. In Bild 5 ist für dieses Signal die Stick-Slip-Kennzahl S in Abhängigkeit des Mittelungsintervalls T m aufgetragen. Für ein Mittelungsintervall bis zu T m = 0,01 s ist die Stick-Slip-Kennzahl nahezu null, da dann der gleitende Mittelwert M(t) fast identisch zum Reibwertsignal R(t) ist. Die Abweichung A(t) sowie die Stick-Slip-Kennzahl S nehmen dann sehr kleine Werte an. Im Bereich 0,01 s < T m < 0,1 s steigt die Stick- Slip-Kennzahl an. Ist das Mittelungsintervall T m ≥ 0,1 s, liegt S konstant bei S = 0,21. Der gleitende Mittelwert ist dann ungefähr null, sodass die Stick-Slip-Kennzahl die Schwingung des Reibwertsignals R(t) abbildet. ( ) = ( ) ( ) . = 1 ( ) . Bild 6: Stick-Slip-Kennzahl S für die Flüssigkeiten RF31 und RF33 Bild 5: Einfluss des Mittelungsintervalls auf die Stick-Slip-Kennzahl S Reibungsmodellierung Für die Reibungsmodellierung im Rahmen von Stick- Slip-Untersuchungen wird in der Regel die Stribeck- Kurve verwendet. Jedoch beschreibt diese das Reibverhalten in einem stationären Zustand, was im Widerspruch zu dem hochdynamischen Stick-Slip-Effekt steht. Durch die schnelle Änderung der Relativgeschwindigkeit muss sich der Schmierfilm aufbzw. wieder abbauen. Die Simulation des Stick-Slip-Effektes erfordert daher ein Reibmodell, welches den dynamischen Auf- und Abbau des Schmierfilms berücksichtigt. Der gängige Ansatz für die Beschreibung einer Spaltströmung (Bild 7) ist die instationäre Reynolds-Gleichung [3]. Unter der Annahme eines inkompressiblen Newtonschen Fluids (Dichte ρ = konst, Viskosität η = konst) ergibt sich diese zu (6) Für die Lösung der Reynolds-Gleichung in Kopplung mit der FEM existieren verschiedene Ansätze [4, 5, 6]. Um den hohen Rechenaufwand durch diese Kopplung von Fluid- und Strukturmechanik zu vermeiden, wird hingegen im Folgenden die Schmierfilmdynamik mit einer empirischen Evolutionsgleichung für die Schmierspalthöhe h beschrieben 12 = ( + ) 2 + . (7) Die zeitliche Änderung der Schmierfilmhöhe h ist in dieser Gleichung abhängig von den empirischen Parametern γ und β, der aktuellen Schmierfilmhöhe sowie der Relativgeschwindigkeit v rel . Für die Stribeck- Kurven-Parameter des Fluids RF31 (siehe Tabelle 1) ist in Bild 8 die Schmierfilmhöhe h für das Beispiel einer sprunghaften Änderung der Relativgeschwindigkeit v rel aufgetragen. Es ist zu erkennen, dass sich der Schmierfilm dabei zeitverzögert aufbzw. abbaut und sich dann einem stationären Wert annähert. Im stationären Zustand ist die Schmierfilmhöhe abhängig vom Verhältnis der empirischen Parameter γ/ β sowie der Relativgeschwindigkeit v rel gemäß (8) Für die Reibungsmodellierung erfolgt eine additive Aufteilung der Reibschubspannung τ in die Festkörperreibung τ s und in die Flüssigkeitsreibung τ fl gemäß (9) Der Festkörperreibungsanteil τ s wird, in Anlehnung an Armstrong-Hélouvry [7] mit einem exponentiellen Ansatz beschrieben. Im stationären Zustand ist dieser abhängig vom Kontaktdruck p, dem Haftreibungskoeffizienten μ 0 , der Relativgeschwindigkeit v rel sowie von den beiden empirischen Stribeck-Parametern v s und δ, = + . = . = + . Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0002 Bild 8: Schmierfilmberechnung mit dem dynamischen Reibmodell Bild 7: Spaltströmung Schmierfilms und nähert sich der stationären Lösung der Stribeck-Kurve an. Die sprunghafte Änderung der Relativgeschwindigkeit v rel führt bei der Flüssigkeitsreibung τ fl dyn ebenfalls zu einer sprunghaften Änderung. Die Ursache hierfür ist die Annahme einer Couette- Strömung sowie der verzögerte Auf- und Abbau des Schmierfilms bei der Verwendung des dynamischen Reibmodells. Bestimmung der Modellparameter Für die Bestimmung der empirischen Parameter β und γ wird mit Hilfe der Inverse-Hydrodynamic-Lubrication-Methode (IHL) nach Blok [8] die Schmierfilmhöhe im stationären Zustand berechnet und an der Stelle der minimalen Schmierfilmhöhe ausgewertet, da an dieser Position der Anteil der Festkörperreibung am größten ist. Mit Gleichung (8) kann so das Verhältnis der empirischen Schmierfilmparameter abgeschätzt werden. Durch die Minimierung des Fehlerquadrates werden die Stribeck-Parameter μ 0 , v s , δ und c an die gemessen Stribeck-Kurven (Bild 2) angepasst. Die Reibkraft F R = τ· A berechnet sich im stationären Zustand aus den Gleichungen (10) und (12) zu (13) Die Normalkraft F N während des Tribometer-Versuches ist bekannt und die Kontaktfläche A wird mit einer FEM- Simulation des Versuchsaufbaus abgeschätzt. In Bild 2 sind die Stribeck-Kurven für die Flüssigkeiten RF31 und RF33 aufgetragen. Es ist zu erkennen, dass sich die Gleichung (13) gut an die gemessenen Stribeck-Kurven anpassen lässt. Die verwendeten Parameter sind der Tabelle 1 zu entnehmen. = + . Aus Wissenschaft und Forschung 10 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0002 die für die Anpassung an die gemessenen Stribeck- Kurven erforderlich sind, und ergibt sich zu (10) Für die Berechnung instationärer Reibungszustände wird zunächst gemäß Gleichung (7) die Schmierfilmhöhe h mit Hilfe des expliziten Euler-Integrationsschemas berechnet. Ausgehend von der berechneten Schmierfilmhöhe wird mit Gleichung (8) eine äquivalente Geschwindigkeit für den stationären Zustand berechnet, bei der sich diese Schmierfilmhöhe einstellen würde. Der Anteil der Festkörperreibung des dynamischen Reibmodells berechnet sich dann aus Gleichung (10) zu (11) Für die Beschreibung der Flüssigkeitsreibung wird im Schmierspalt vereinfachend eine Couette-Strömung angenommen. Der Flüssigkeitsreibungsanteil τ fl ist dann proportional zur Viskosität η, der Relativgeschwindigkeit v rel , dem empirischen Stribeck-Parameter c sowie umgekehrt proportional zur Schmierfilmhöhe h (12) Durch das Einsetzen der Gleichung (8) in (12) kann der Flüssigkeitsanteil der Schubspannung τ fl im stationären Zustand ausgedrückt werden, so dass gemessene Stribeck-Kurven durch die empirischen Parameter angepasst werden können. Für die beispielhafte Schmierfilmberechnung aus Bild 8 sind in Bild 9 die berechneten Reibschubspannungen τ s und τ fl aufgetragen. Für das Reibmodell der stationären Stribeck-Kurve ändern sich die Schubspannungen τ s stat und τ fl stat ebenso sprunghaft wie die Relativgeschwindigkeit v rel . Wird hingegen das dynamische Reibmodell verwendet, folgt der Anteil der Festkörperreibung τ s dyn dem Aufbzw. Abbau des = . = . = . [ ] [ ] [ ] 1 s [ ] [ ] [ ] RF31 0,2928 57,28 0,8859 7,86 12,51e+ .01 29,98 57,2 RF33 0,2204 94,15 0,5832 4,81 12,41e+ .01 29,98 57,2 Bild 9: Berechnung der Reibschubspannung mit dem dynamischen Reibmodell Tabelle 1: Parameter der Stribeck-Kurve Simulation des SRV ® -Versuches Beim Auftreten des Stick-Slip-Effektes wechselt der Kontakt mit einer Frequenz von mehreren hundert bis tausend Hertz zwischen Haften und Gleiten. Dies hat eine entsprechend schnelle Änderung der Geschwindigkeiten und Beschleunigungen zur Folge, weshalb für eine dynamische FE-Simulation des Stick-Slip-Effektes die explizite Zeitintegration verwendet wird. In der vorliegenden Arbeit wird dafür die kommerzielle Simulationssoftware ABAQUS/ explicit verwendet [9]. Sowohl die Kugel (Bild 10a, Pos. 1), als auch die Probenaufnahme (Pos. 3) werden als starre Oberflächen modelliert, da deren Verformung im Vergleich zur Elastomerplatte vernachlässigbar klein ist. Die Elastomerprobe (Pos. 2) wird mit linearen Hexaeder Elementen (Elementtyp C3D8R) vernetzt. Für die Reduzierung der Rechenzeit wird die Symmetrie des Versuchsaufbaus ausgenutzt und mit einem Halbmodell gerechnet. Im Kontakt zwischen der Kugel (Pos. 1) und der Elastomerprobe (Pos. 2) wird das dynamische Reibmodell verwendet und im Kontakt zwischen der Elastomerprobe (Pos. 2) und der Probenaufnahme (Pos. 3) wird Coulombsche Reibung mit einem Reibkoeffizienten von μ = 0,3 angenommen. Für beide Kontakte wird ein nodeto-surface Kontakt mit kinematischem Kontaktalgorithmus [10] verwendet. Das DIK-Referenzelastomer wurde am DIK e.V. charakterisiert [2]. Das Spannungs-Dehnungsverhalten wird mit dem hyperelastischen Neo-Hooke-Materialmodell beschrieben. Die Formänderungsenergiedichte W für das Neo-Hooke-Modell berechnet sich gemäß Gleichung (14) aus dem Neo-Hooke-Parameter C 10 und der ersten Invariante Î 1 des deviatorischen Anteils des Cauchy-Green-Tensors [11] (14) Die Anpassung an einen Stufenzugversuch liefert den Neo-Hooke-Parameter C 10 = 1,1612 MPa (Bild 11). Auf Grund der expliziten Zeitintegration ist es erforderlich, eine moderate Kompressibilität von D = 0,1 MPa -1 anzunehmen. Das viskoelastische Materialverhalten des Referenzelastomers wird durch eine Prony-Reihe berücksichtigt, welche an die Ergebnisse der Dynamisch- Mechanischen-Analyse (DMA) angepasst wurde. Die Masterkurven für den Speichermodul G' und den Verlustmodul G'' sind für die Referenztemperatur T ref = 20 °C in Bild 11 aufgetragen und zeigen eine gute Anpassung der Prony-Reihe an die DMA. Um im Simulationsmodell nach dem Montagevorgang die erforderliche Relaxationszeit zu reduzieren und einen stationären Ausgangszustand erreichen zu können, wird die Prony- Reihe so reduziert, dass die maximale Relaxationszeit bei τ p max = 0,4 s liegt. Da die minimale SRV-Anregungsfrequenz f a = 2 Hz in derselben Größenordnung wie die maximale Relaxationszeit liegt und die erwartete minimale Stick-Slip-Frequenz bei ca. 500 Hz liegt, ist davon auszugehen, dass der aus dieser Annahme resultierende Modellfehler vernachlässigbar klein ist. = 3 . Aus Wissenschaft und Forschung 11 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0002 Bild 11: Materialmodell des DIK-Referenzelastomer Bild 10: Simulationsmodelle des SRV ® -Versuches her untersucht. Trotz der unterschiedlichen Amplituden der Stick-Slip-Schwingung korrelieren die Simulationsergebnisse sehr gut zu den experimentellen Beobachtungen. Bei dem Reibmodell der stationären Stribeck-Kurve (Gleichung 13) wird der Auf- und Abbau des Schmierfilms nicht berücksichtigt. Wird dieses stationäre Reibmodell an Stelle des dynamischen Reibmodells verwendet, tritt sowohl bei dem Reibmodell des Fluids RF31 als auch bei dem Reibmodell des Fluids RF33 der Stick- Slip-Effekt auf. Für die FE-Simulation mit dem stationären Reibmodell ergibt sich die Stick-Slip-Kennzahl S für das Fluid RF31 zu S RF31 = 0,0312 und für das Fluid RF33 zu S RF33 = 0,0171. Die Differenzierung der Stick- Slip-Neigung der untersuchten Fluide ist mit dem Reibmodell der stationären Stribeck-Kurve nicht möglich. Dies zeigt, dass für die Untersuchung des Stick-Slip- Effektes auf Basis der FE-Simulation die Schmierfilmdynamik berücksichtigt werden muss. Untersuchung des Steifigkeitseinflusses Beobachtungen aus den SRV ® -Versuchen zeigen, dass die Sensitivität des Versuchs von dem verwendeten Federpaket im Versuchsaufbau, also der Systemsteifigkeit des Tribometers, abhängig ist. Je nach gewählter Steifigkeit des Tribometers kann der Stick-Slip-Effekt provoziert werden oder nicht. Daher wird nun der Einfluss der Steifigkeit mit Hilfe des oben eingeführten FE- Simulationsmodells untersucht. Bei den bisherigen Simulationen wurde nur die Elastizität des Probekörpers berücksichtigt und der übrige Versuchsaufbau als starr angenommen (Bild 10a). Hierbei tritt mit dem Reibmodell der RF31 der Stick-Slip-Effekt Aus Wissenschaft und Forschung 12 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0002 Die Simulation besteht aus drei Schritten. Im ersten Simulationsschritt wird die Stahlkugel in die Elastomerplatte gedrückt. Wegen des viskoelastischen Materialverhaltens folgt ein Simulationsschritt, in dem die dynamischen Effekte abklingen. Im dritten Simulationsschritt wird das Verhalten während des SRV ® -Versuches bestimmt, wobei die Stahlkugel mit der Anregungsschwingung x(t) gemäß Gleichung (1) bewegt wird. In Bild 12 ist das Verhältnis der Reibkraft zu der Normalkraft F R ⁄ F N sowohl für die FE-Simulation unter Verwendung des dynamischen Reibmodells als auch für den Tribometerversuch aufgetragen. Es ist zu erkennen, dass der Stick-Slip-Effekt bei dem Fluid RF31 sowohl bei der FE-Simulation als auch beim Versuch auftritt. Bei dem Fluid RF33 hingegen tritt der Stick-Slip-Effekt nicht auf. Im Vergleich zu den Versuchsergebnissen wird bei der FE-Simulation mit dem Reibmodell des Fluids RF31 eine größere Stick-Slip-Amplitude berechnet. Dies zeigt sich auch in der Stick-Slip-Kennzahl S. Für die dargestellten Simulationsergebnisse ergibt sich die Stick-Slip-Kennzahl S für die RF31 zu S RF31 = 0,0441 und für die RF33 zu S RF33 = 0,0017. Bei dem Tribometerversuch hingegen ergibt sich die Stick-Slip-Kennzahl S für die RF31 zu S RF31 = 0,0225 und für die RF33 zu S RF33 = 0,0015. Sowohl in der FE-Simulation als auch im Tribometer-Versuch differenziert die Stick-Slip- Kennzahl S die beiden Flüssigkeiten deutlich. Im Vergleich der Ergebnisse von FE-Simulation und Tribometerversuch in Bild 12 ist ferner zu erkennen, dass das Verhältnis aus Reibkraft zu Normalkraft in den FE- Ergebnissen im Bereich des Haftens einen steileren Anstieg zeigt als im Tribometerversuch. Ursache hierfür ist, dass im FE-Modell sämtliche Probenanbindungen als ideal starr angenommen werden, was in der Realität nicht der Fall ist. Der Einfluss der Steifigkeit auf den Stick-Slip-Effekt wird im nachfolgenden Abschnitt nä- Bild 12: FE-Simulation des SRV ® -Versuches auf, bei der RF33 hingegen nicht. Nun wird untersucht, ob durch Reduzierung der Systemsteifigkeit durch Einbringen einer zusätzlichen Feder in das Simulationsmodell (Bild 10b) der Stick-Slip-Effekt auch bei Verwendung des Fluids RF33 provoziert werden kann. Die Steifigkeit k des Systems [12] berechnet sich während des Haftens aus der Differentiation des Reibkraftverlaufs F R (t) nach der Verschiebung u (t) gemäß (15) Die zusätzliche Feder, mit der Steifigkeit k Feder = 200 N/ mm, wird zwischen der Kugel und dem Knoten, über den die Bewegungsrandbedingung aufgebracht wird, eingebracht (Bild 10b, Pos. 4). Für die Unterdrückung hochfrequenter Schwingungen in dem Federelement wird außerdem eine geringe Dämpfung von d = 0,02 N · s/ mm berücksichtigt. Durch die zusätzliche Feder wird das System insgesamt weicher. So beträgt die Anfangssteifigkeit des Systems ohne zusätzliche Feder k ≈ 150 N/ mm, während sie mit der zusätzlichen Feder bei k ≈ 80 N/ mm liegt. In Bild 14 ist deutlich zu erkennen, dass so auch für das Reibmodell der RF33 eine Stick-Slip-Neigung erreicht werden konnte. Die Stick-Slip-Neigung nimmt also mit abnehmender Steifigkeit zu. Diese Simulationsergebnisse korrelieren sehr gut mit grundlegenden Untersuchungen des Stick-Slip-Effektes. Beispiele für die Untersuchung mit einem Feder-Masse-Dämpfer-Modell sind [9] zu entnehmen. = ( + ) ( ) ( + ) ( ) . Zusammenfassung und Fazit An den Dichtungen in Kfz-Hauptbremszylindern können in Abhängigkeit der Bremsflüssigkeit unerwünschte Stick- Slip-Geräusche auftreten. Um dies zu vermeiden ist es erforderlich, die tribologische Eignung von Bremsflüssigkeiten mit einem Tribometer-Versuch zu charakterisieren. Hierzu wurde die Verwendung eines SRV ® -Tribometers untersucht, bei dem eine Stahlkugel auf einer mit der untersuchten Flüssigkeit benetzten Elastomerplatte reibt. Mit diesem Versuch konnten eine für den Stick-Slip-Effekt anfällige und eine für den Stick-Slip-Effekt nicht anfällige Bremsflüssigkeit erfolgreich differenziert werden. Die Bewertung einer Bremsflüssigkeit im Hinblick auf die Stick-Slip-Neigung erfordert eine objektive Bewertungsgröße. In Anlehnung an die Standardabweichung wurde hierfür die einfach zu bestimmende Stick-Slip- Kennzahl S eingeführt. Weiter wurde ein empirisches dynamisches Reibmodell eingeführt, das die Simulation von Stick-Slip-Mechanismen auf der Basis von gemessenen Stribeck-Kurven erlaubt. Hierbei wird der dynamische Auf- und Abbau der Schmierfilmhöhe phänomenologisch beschrieben. Die Simulationsergebnisse dieses Modells korrelieren sehr gut zu experimentellen Ergebnissen. Mit Hilfe des vorgestellten dynamischen Reibmodells wurde schließlich der Einfluss der Systemsteifigkeit auf Aus Wissenschaft und Forschung 13 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0002 Bild 13: FE-Simulation des SRV ® -Versuches mit stationären Reibmodell Bild 14: Einfluss der Systemsteifigkeit auf den Stick-Slip-Effekt (hier für RF33) [3] Hamrock, B. J., Schmid, S. R. u. Jacobson, B. O.: Fundamentals of fluid film lubrication. Mechanical engineering, Bd. 169. New York: Dekker (2004) [4] Angerhausen, J.: Physikalisch motivierte, transiente Modellierung translatorischer Hydraulikdichtungen. Reihe Fluidtechnik, Bd. 102. Düren: Shaker (2020) [5] Schmidt, T., André, M. u. Poll, G.: A transient 2D-finiteelement approach for the simulation of mixed lubrication effects of reciprocating hydraulic rod seals. Tribology International 43 (2010) 10, S. 1775-1785 [6] Bartel, D.: Simulation von Tribosystemen. Grundlagen und Anwendungen. Wiesbaden: Vieweg+Teubner Verlag / GWV Fachverlage GmbH Wiesbaden (2010) [7] Armstrong-Hélouvry, B.: Control of Machines with Friction. Boston, MA: Springer US (1991) [8] Blok, H.: Inverse Problems in Hydrodynamic Lubrication and Design Directives for Lubricated Flexible Surfaces. International Symposium on Lubrication and Wear: Proceedings; [… held at the University of Houston in June 1963]. Berkeley, Calif: McCutchan (1965), S. 1-151 [9] André, M., Wittmaack, M: Schlussbericht zum ögP Tribologie in Normen weltweit (TriNoWe) im Rahmen des BMWi-Förderprogramms WiPaNo. Hochschule Hannover (2021). https: / / doi.org/ 10.2314/ KXP: 1767529422 [10] Dassault Systèmes: ABAQUS 2019 Online Documentation. Version 1931. Vélizy-Villacoublay (2019) [11] Stommel, M., Stojek, M. u. Korte, W. H.: FEM zur Berechnung von Kunststoff- und Elastomerbauteilen. München: Hanser (2018) [12] Lindner, M.: Experimentelle und theoretische Untersuchungen zur Gummireibung an Profilklötzen und Dichtungen, Universität Hannover Dissertation. Hannover (2006) Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0002 die Stick-Slip-Neigung untersucht. Durch die Reduzierung der Systemsteifigkeit konnte auch für vorher unauffällige Reibmodelle der Stick-Slip-Effekt provoziert werden. Für den Tribometerversuch folgt daraus, dass die Steifigkeit des Versuchsaufbaus geeignet gewählt werden muss, damit die Stick-Slip-Neigung von Bremsflüssigkeiten differenziert werden kann. Danksagung Die Autoren bedanken sich herzlich bei dem Bundesministerium für Wirtschaft und Energie für die Förderung des Forschungsprojektes „TriNoWe - Tribologie in Normen Weltweit“ im Rahmen des Förderprogrammes WIPANO. Des Weiteren bedanken wir uns bei dem Deutschen Institut für Kautschuk Technologie e. V. (DIK) für die Zurverfügungstellung der Stribeck-Kurven sowie für die Charakterisierung des DIK-Referenz- Elastomers. Literatur [1] Ibrahim, R. A.: Friction-Induced Vibration, Chatter, Squeal, and Chaos—Part I: Mechanics of Contact and Friction. Applied Mechanics Reviews 47 (1994) 7, S. 209-226 [2] Lang, A.: Tribologie in Normen weltweit (TriNoWe): Abschlussbericht im Rahmen des BMWI-Förderprogramms WiPaNo. Deutsches Institut für Kautschuktechnologie e. V. (2021). https: / / doi.org/ 10.2314/ KXP: 1767532911 Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 Besuchen Sie unsere Seminare, Lehrgänge und Fachtagungen. Öl- und Condition-Monitoring durch Ölanalysen Seminar (35264) 11. + 12. Apr. 2022 Schmierung - Vertiefungsseminar Seminar (35829) 22. Juni 2022 Tribologie - Methodik und Anwendung Seminar (35827) 3. Mai 2022 Kunststoffzahnräder Seminar (35708) 19. + 20. Sept. 2022 Geschmierte Reibung unter Gleit- und Wälzbeanspruchung Seminar (35828) 4. Mai 2022 Tribologische Analytik und Schadenskunde Seminar (35830) 20. Sept. 2022 Nachhaltige Schmierstoffe und Bioschmierstoffe Seminar (35855) 21. Juni 2022 Maßnahmen zur Minimierung von Verschleiß in der Praxis Seminar (35181) 11. + 12. Okt. 2022 Flex: Präsenz in Ostfildern oder Online-Teilnahme Präsenz in Ostfildern Weitere Informationen und Anmeldung unter www.tae.de Besuchen Sie unsere Seminare, Lehrgänge und Fachtagungen. Vor Ort oder online teilnehmen Weiterbildung Tribologie Aus Wissenschaft und Forschung 16 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 Experimentelle Untersuchungen zum Einlaufverhalten bleifreier Sondermessinglegierungen Achill Holzer, Björn Reetz, Tileman Münch, Katharina Schmitz* Eingereicht: 28.9.2021 Nach Begutachtung angenommen: 8.2.2022 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. In tribologischen Systemen mit hoher Beanspruchung kommen wegen ihrer hervorragenden Reibverschleißeigenschaften bevorzugt Sondermessinge zum Einsatz. Ein gutes Beispiel dafür sind Axialkolbenpumpen und -motoren. Diese enthalten eine Vielzahl von Bauteilen aus Sondermessing. Als Kontaktpartner für das Sondermessing wird üblicherweise ein vergüteter und nitrierter Stahl eingesetzt. Diese Werkstoffkombination ergibt eine Hartweich-Paarung. Solche Hart-weich-Paarungen zeigen generell ein gutes Einlaufverhalten, da sich das weichere Material (in diesem Fall das Sondermessing) schnell an die Oberfläche des härteren Reibpartners anpassen kann. Zu den Gleitpaarungen in der Axialkolbenpumpe, bei der das Einlaufen eine besonders große Rolle spielt, zählt der Kontakt Steuerspiegel-Kolbentrommel. Für ein optimales Einlaufen des Steuerspiegels wird dessen Kontaktfläche gefinisht. Das Finishing besteht aus einem Feinschleif- oder Läppvorgang und anschließendem Gleitschleifen. Mittels Feinschleifen/ - Läppen wird hierbei die Zielrauheit der Kontaktfläche voreingestellt. Das Gleitschleifen erzielt mehrere Effekte: Verrundung des Kantenbruchs, Abtragen der Rauheitsspitzen und Schaffung von Grübchen als Schmierstoffreservoir in der Kontaktfläche mit der Kolbentrommel. Als Werkstoff für Steuerspiegel haben sich seit Jahrzehnten Sondermessinge auf der Basis von CuZn-Mn-Al-Pb-Si, die zwischen 0,1 und 1,0 Masse-% Blei als Legierungselement enthalten und somit als technisch bleihaltig gelten. Blei dient in diesen Legierungen nicht nur als Spanbrecher, sondern trägt auch durch Einbau in die Triboschichten zur Verbesserung des Reibverschleißverhaltens bei. Im Rahmen der stoffpolitischen Entwicklungen rund um REACH wird Blei zunehmend aus den Kupferwerkstoffen verbannt und es müssen bleifreie Alternativen entwickelt werden. Ziel der Entwicklung ist, durch chemische Zusammensetzung und Gefüge in den bleifreien Werkstoffen die gleichen guten Eigenschaften, wie sie für die bleihaltigen Referenzwerkstoffe bekannt sind, zu erzielen. Kurzfassung * Achill Holzer, M.Sc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-1190-1819 Institut für fluidtechnische Antriebe und Systeme (ifas) RWTH Aachen University Campus Boulevard 30, 52074 Aachen Dr.-Ing. Björn Reetz Dr.-Ing Tileman Münch OTTO FUCHS Dülken GmbH&Co.KG, Heiligenstraße 70, 41751 Viersen Univ.-Prof. Dr.-Ing. Katharina Schmitz Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-1454-8267 Institut für fluidtechnische Antriebe und Systeme (ifas) RWTH Aachen University Campus Boulevard 30, 52074 Aachen Das Ergebnis dieser Entwicklung sind die drei neuen, in diesem Beitrag vorgestellten bleifreien Sondermessingwerkstoffe. Für diese wurde untersucht, wie sich die Oberflächenrauheit (fein/ grob) und das Fertigungsverfahren (Feinschleifen + Gleitschleifen/ Läppen + Gleitschleifen) auf das Einlaufverhalten auswirken. Die Vorgaben hierfür basieren auf den Erfahrungen mit dem bleihaltigen Referenzwerkstoff CuZn40Al2Mn2Si. Es ist gelungen, für alle untersuchten bleifreien Werkstoffe die gefinishten Oberflächen so einzustellen, dass ein reproduzierbares Einlaufverhalten erzielt wurde. Abhängig von den Werkstoffeigenschaften der vier Legierungen und den variierten Parametern ergab sich ein unterschiedliches Einlaufverhalten. Das Optimum der Parameter für ein schnelles Einlaufen ist hierbei für die untersuchten Werkstoffe verschieden. Die ermittelten Reibwerte unterscheiden sich unter dieser Voraussetzung nicht signifikant, von denen des mit Blei legierten Referenzwerkstoffs. Schlüsselwörter bleifrei, REACH, Tribometer, Sondermessing, Feinschleifen, Läppen, Kolbentrommel, Steuerspiegel 1 Motivation Als Werkstoff für Steuerspiegel sind Sondermessinge auf der Basis der Zusammensetzung CuZn-Mn-Al-Pb-Si bereits seit vielen Jahrzehnten zuverlässig im Einsatz. Diese Werkstoffe enthalten zwischen 0,1 und 1,0 Masse-% Blei als Legierungselement. Blei dient in diesen Legierungen nicht nur als Spanbrecher, sondern Untersuchungen haben gezeigt, dass Blei auch in den tribologischen Reaktionsschichten angereichert wird und so zu einer Verbesserung des Reibverschleißverhaltens beitragen kann / Pau17/ . Im Rahmen der stoffpolitischen Entwicklungen rund um REACH wird Blei zunehmend aus den Kupferwerkstoffen verbannt. Somit sind bleifreie Alternativen erforderlich, bei denen die gleichen guten Eigenschaften vorliegen, wie sie für die bleihaltigen Referenzwerkstoffe bekannt sind. Daher ist es nicht ausreichend, einfach nur Blei in den bekannten Referenzwerkstoffen wegzulassen. Vielmehr sind Maßnahmen an der chemischen Zusammensetzung und den Gefügen der bleifreien Werkstoffe erforderlich, um zu diesen gewünschten Eigenschaften zu gelangen. Wesentlich für das Einlaufverhalten und damit die Effizienz des Steuerspiegels ist für eine gegebene Materialpaarung die Oberflächenbeschaffenheit in der Kontaktfläche am einbaufertigen Bauteil. Mit dem Finishing des Steuerspiegels wird diese Oberfläche eingestellt, so dass die rein technische Aufgabe darin besteht, für die bleifreien Alternativen bedarfsgerechte technische Oberflächenvorgaben einzustellen. Das Finishing trägt in der gesamten Kette der Herstellung des Steuerspiegels auch relevant zu den Kosten bei und liefert deshalb ein wichtiges Potenzial zur Kostenoptimierung der Steuerspiegel. Zu dem Wechselspiel Oberflächenbearbeitungsprozessen, den sich einstellenden Oberflächen und dem daraus resultieren Einlaufverhalten liegen lediglich sehr vereinzelte Untersuchungen vor. Diese Untersuchungen wurden zudem üblicherweise an einfach zusammengesetzten Messingwerkstoffen durchgeführt, die aufgrund ihrer Zusammensetzung und Gefüge unzureichend auf die für Steuerspiegel relevanten Sondermessinge übertragbar sind. Angesichts des Stands der Technik sehen die Autoren die Notwendigkeit zur Durchführung umfassender systematischer Untersuchungen zum Einlaufverhalten von Sondermessingen für Steuerspiegel. Diese Untersuchungen sind Gegenstand des vorliegenden Beitrags. 2 Einlaufen tribologischer Systeme Wenn die Oberflächen der Reibpartner des tribologischen Systems, in dem vorliegenden Fall Steuerspiegel und Kolbentrommel, nach Einbau und Inbetriebnahme erstmals in Funktion sind, vergeht eine gewisse Zeit, bis die tribologische Paarung einen stabilen Zustand (Steady- State) erreicht. Diese dem stabilen Betriebszustand vorangehende Phase wird als Einlaufen bezeichnet. Während in vielen Betrachtungen des Einlaufens das geometrische Glätten der Oberflächen im Vordergrund steht, ist das Einlaufen insgesamt ein viel komplexerer Prozess und kann eine Vielzahl von Einzelaspekten umfassen:  Geometrische Veränderungen der Reiboberflächen (Abtragen von Rauheitsspitzen, Bildung neuer Rauheitstäler infolge abrasiver Wirkung)  Stoffliche Veränderungen in den Reiboberflächen („Dritter Körper“, Tribomutationsschichten): Eine reale Oberfläche besteht aus gegenüber dem Grundwerkstoff sich stofflich und strukturell unterscheidenden Bereichen, die stark vereinfacht in einem Schichtmodell mit äußerer (physikalische und chemische Reaktionen mit der Umgebung) sowie innerer Grenzschicht (Veränderungen der Struktur und Eigenschaften des Grundwerkstoffs ohne Änderung dessen chemischer Zusammensetzung) betrachtet werden / Czi15/ .  Dabei führen Vorgänge in wenigen Nanometern (z.B. Amorphisierung) bis hin zu vielen Mikrometern (z.B. Phasenumwandlungen, Rekristallisation) Materialtiefe unterhalb der Kontaktfläche zu wesentlichen Veränderungen der resultierenden Werkstoffeigenschaften an der Oberfläche gegenüber dem Grundwerkstoff, z.B. hinsichtlich Festigkeit, Korrosion, Schmierung sowie Reibung und Verschleißwiderstand / Czi15, Bla05/ . Aus Wissenschaft und Forschung 17 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 Experimental Investigations into the Running-in Behavior of Lead-free Special Brass Alloys In tribological systems with high loads, leaded special brasses are preferably used because of their excellent wear properties. Axial piston pumps and motors are a good example of such systems. In order to be able to dispense with lead-containing materials in the future, alternative materials are being tested. The result of this development are three new lead-free special brass materials presented in this article. For these, the effect Abstract of surface roughness (fine/ coarse) and the manufacturing process (fine grinding + vibratory grinding/ lapping + vibratory grinding) on the running-in behavior was investigated. The specifications for this are based on experience with the lead-containing reference material CuZn40Al2Mn2Si. Keywords lead-free, REACH, tribometer, special brass, fine grinding, lapping, cylinder, valve plate. Deeken durchgeführt / Jan97, San03, Dee05/ . Wegner / Weg15/ verfolgte simulative Arbeiten, die experimentell validiert werden konnten. Weiterhin wurden Messungen und Simulationen des Kontaktes Kolbentrommel - Steuerspiegel an verschiedenen Forschungseinrichtungen / Wie03, Brä06, Cha14/ durchgeführt. Über die Verstellung des Schwenkwinkels der Schrägscheibe lassen sich bei der Schrägscheibenpumpe stufenlos unterschiedliche Schluckvolumina einstellen. Die Temperatur des Hydraulikmediums ist eine weitere Variable in dem System. Damit ergeben sich vielfältige mögliche Arbeitspunkte, in denen Axialkolbenpumpen in Schrägscheibenbauweise abhängig von der Anwendung in Bezug auf Druck, Drehzahl, Ausschwenkung und Temperatur betrieben werden können. Dies führt beim tribologischen Kontakt Kolbentrommel -Steuerspiegel ebenfalls zu einem breiten Band an Arbeitspunkten, welche sowohl Grenz-, Flüssigkeitsals auch Mischreibung beinhalten. Aus den resultierenden Beanspruchungen lassen sich übergeordnet nachfolgende Anforderungen an den Steuerspiegel ableiten:  Reproduzierbares und schnelles Einlaufen der Kontaktfläche  Geringe Reibung  Geringe Leckage  Hohe Effizienz  Hoher Verschleiß- und Kavitationswiderstand  Temperaturfestigkeit  Verträglichkeit mit dem eingesetzten Hydraulikmedium Diese genannten Anforderungen schlagen sich auch in der Auslegung der Geometrie und den Oberflächen des Steuerspiegels nieder, wie nachfolgend erläutert wird. 3.2 Resultierende Anforderungen an Geometrie und Oberfläche Die vorgenannten Anforderungen werden am besten durch eine Oberfläche erfüllt, welche Plateaus mit dazwischenliegenden Tälern aufweist. Eine solche Oberfläche darf nicht zu glatt sein, weil sonst kein Schmierstoff mehr zwischen die Reibpartner gelangen kann und das Risiko von Adhäsion besteht. Sichtbare Kratzer auf den Funktionsflächen sind wegen des Risikos von Leckagen unerwünscht. Ungerichtete Vertiefungen ohne eine ausgeprägte Verbindung zu den Außenrändern des Steuerspiegels unterstützen durch Einfangen des Schmierstoffs dessen Schmierwirkung im Reibkontakt. Eine entsprechende Oberfläche wird durch das gezielte Finishing der Steuerspiegel eingestellt. Aber nicht nur die Oberflächenbearbeitung selbst, sondern auch Fertigungsschritte wie beispielsweise ein Gleitschleifen, das auch Aus Wissenschaft und Forschung 18 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 Alle am Tribosystem beteiligten Reibpartner, deren Umgebung und die Belastungsparameter wirken beim Einlaufen des Tribosystems zusammen und sind daher für das Einlaufen zu berücksichtigen. Das Ziel eines optimalen Einlaufens ist, dass sich im stationären Zustand des Tribosystems ein stabiler Betriebszustand mit möglichst geringer Reibung, wenig Verschleiß und somit hoher Effizienz einstellt / Bla05/ . Dafür vorteilhaft sind üblicherweise entsprechend der Betriebsbedingungen mittlere Lasten. Zu geringe Lasten können nicht die gewünschten Oberflächenveränderungen herbeiführen, während sich bei zu hohen Lasten keine stabilen Bedingungen und Oberflächenzustände ausbilden. 3 Tribologischer Kontakt: Kolbentrommel - Steuerspiegel 3.1 Funktion und Beanspruchungen des Kontakts Axialkolbenpumpen wandeln die Drehung einer Eingangswelle in einen Volumenstrom des zu fördernden Druckmediums um. Die Pumpen bestehen typischerweise aus einer ungeraden Anzahl Kolben, welche in einer revolverartigen Kolbentrommel einer aufgezwungenen Bewegungsbahn folgen. Der Druckaufbau findet durch die jeweilige Kinematik sowie einer Kommutation zwischen Hoch- und Niederdruckversorgung statt. Bedingt durch hohen Flächenpressungen sowie hohen Relativgeschwindigkeiten kommt es an mehreren Stellen zu tribologisch anspruchsvollen Belastungen. Die Kontakte Kolbentrommel - Steuerspiegel, Kolben - Buchse und Kolbengleitschuh - Schrägscheibe, sind üblicherweise am höchsten belastet und in Bild 1 dargestellt. Weiterführende Betrachtungen, Auslegungsansätze und Funktionsprinzipien von Axialkolbenmaschinen sowie deren tribologische Kontakte sind unter anderem / Iva93, Sch18, Man13/ zu entnehmen. Gegenstand der vorliegenden Veröffentlichung ist speziell der Kontakt Kolbentrommel - Steuerspiegel. Dieser dient nicht nur als hydrostatisches Lager der Triebwerkseinheit, sondern gleichzeitig als Ventil für die Kommutation zwischen den unterschiedlichen Druckniveaus. Betrachtungen des Kolbentrommel -Steuerspiegel -Kontaktes wurden am ifas bereits von Jang, Sanchen und Bild 1: Wesentliche tribologische Kontakte in einer Schrägscheibenmaschine zur Bearbeitung der Kanten eingesetzt wird, beeinflussen die Oberfläche. Das Gleitschleifen erzeugt feine Mulden, die als zusätzliche Schmierstoffreservoirs dienen. Aus dem Zusammenspiel des Werkstoffs und der Oberflächenbearbeitung des Bauteils (Werkstück) resultiert ein Rauheitsprofil. Das Rauheitsprofil kann optisch oder taktil bestimmt und daraus charakteristische Parameter zur Beschreibung der Spitzen und Täler abgeleitet werden. Technisch besonders gebräuchliche Parameter sind der arithmetische Mittenrauwert Ra, die maximale Rautiefe Rmax, die reduzierte Spitzenhöhe Rpk und die reduzierte Spitzentiefe Rvk. Dabei erfolgt die Herleitung der reduzierten Spitzenhöhe Rpk und der reduzierten Spitzentiefe Rvk aus der Abbott-Kurve, bei der es sich um eine spezielle Darstellung zur Beschreibung der Höhen und Tiefen des Rauheitsprofils handelt. Am unspezifischsten sind dabei die Parameter Ra und Rmax, denn auch wenn zwei Oberflächen die gleichen Ra- oder Rmax-Werte aufweisen, können sich deren Oberflächenprofile in technisch relevanter Weise signifikant unterscheiden. Deshalb ist die Berücksichtigung weiterer Kennwerte wie zum Beispiel Rpk und Rvk erforderlich, je genauer die Oberfläche und damit auch die nötigen Verfahren zu deren Erzeugung definiert werden sollen. Eine umfassende Beschreibung der Oberflächenparameter findet sich bei / ZEI16/ . Untersuchungen zu Oberflächenparametern in hydraulischen Systemen wurden unter anderem durch / Alb16, Brc15, Bur14, Keh98, Scg01, Sco15, Wel14/ durchgeführt. Die aus den Anforderungen für Steuerspiegel üblicherweise resultierenden Parameter liegen in den nachfolgenden Wertebereichen:  Ra 0,1 bis 0,8 µm  Rmax 3 bis 8 µm  Rvk 0,1 bis 1,0 µm  Rpk ≤ 0,8 µm Bei den Anwendern liegen in der Anwendung sehr unterschiedlichste Bedingungen vor, z.B. Geschwindigkeit und Schmierstoffauswahl, und deshalb wird im Einzelfall entweder das obere oder das untere Ende der genannten Wertebereiche bevorzugt. Die in Bild 2 gezeigten Abbottkurven vergleichen die unterschiedlichen Rauheitsprofile verschiedene Oberflächenbearbeitungen für den bleihaltigen Referenzwerkstoff CuZn40Al2Mn2Si. Bild 3 zeigt die Abbottkurven der beiden bleifreien Alternativmaterialien, welche in der vorliegenden Arbeit mit der bleihaltigen Referenzlegierung verglichen werden. Aus Wissenschaft und Forschung 19 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 Bild 3: Oberfläche vor Versuchsbeginn bleifreie Alternativmaterialien CuZn36Mn3Al2Si1NiSn (links), CuZn28Al4Ni3Si1Mn (rechts), optische Rauheitsmessungen basierend auf Farb-Fokusvariation mit dem Messsystem Alicona G4 / Pra01/ Bild 2: Oberfläche vor Versuchsbeginn bleihaltige Referenzlegierung (CuZn40Al2Mn2Si), optische Rauheitsmessungen basierend auf Farb-Fokusvariation mit dem Messsystem Alicona G4 / Pra01/ Anteile an im Vergleich dazu weicherer α-Phase auf (Bild 4). Bei den Hartphasen handelt es sich herkömmlicherweise um Mangansilizide oder auch Mischsilizide. Der Anteil der Silizide beträgt wenige Prozent, 10 bis einige 100 µm Länge sind für die Silizide üblich. Die in den gezeigten Versuchen untersuchten Sondermessinge wurden von der Firma OTTO FUCHS Dülken (OFD) zur Verfügung gestellt. Als Referenzwerkstoff dient hierbei die bleihaltig Legierung CuZn40Al2MnSi (OF 2212). Das Gefüge dieser Legierung weist eine Messingmatrix mit überwiegend härterer β-Phase und auf den Korngrenzen sowie im inneren der β-Körner im Vergleich dazu weicherer α-Phase auf. In die Messingmatrix sind um die 3 % Mangansilizide als Verschleißträger eingelagert. Das Blei liegt in Form elementarer Ausscheidungen vor. Die Brinellhärte von den Tribomerterscheiben aus CuZn40Al2MnSi beträgt ca. 160 HBW 2,5/ 62,5. Mit dem in der Legierung vorherrschenden Gefüge wird eine gute Kombination aus Verarbeitungs- und Anwendungseigenschaften erzielt. Als bleifreier Vergleichswerkstoff mit gleichem Gefügetyp und ähnlicher Härte (170 HBW) wurde die Legierung CuZn36Mn3AlsSi1Sn (OF 2228) ausgewählt. CuZn36Mn3AlsSi1Sn ist eine für Steuerspiegel eingesetzte Legierung, bei der sich durch gezielte Maßnahmen der Legierungszusammensetzung ähnliche Eigenschaften wie bei der bleihaltigen Referenz ergeben. Aus Wissenschaft und Forschung 20 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 Der Vergleich dieser Abbottkurven zeigt, dass bei den unterschiedlichen Materialien ähnliche Oberflächenrauheitsstrukturen erzeugt wurden. 4 Experimentelle Untersuchungen Für die Untersuchung des Einlaufverhaltens von Steuerspiegeln wurde eine zweistufige Vorgehensweise gewählt. Tribometeruntersuchungen dienten dazu, in der ersten Stufe eine breite Kombination aus Werkstoffen, Oberflächenbearbeitungen und resultierenden Oberflächenprofilen unter vergleichbaren Randbedingungen zu testen. Dabei wurden im Anlieferungszustand Stribeckkurven aufgenommen und die Prüfkörper anschließend nach einer in Kapitel 4.2 definierten Prozedur eingefahren. Es hätte den vertretbaren Aufwand gesprengt, den gleichen Testumfang mit einem Pumpenprüfstand durchzuführen. Deshalb wird in Kapitel 5.4 lediglich exemplarisch die Übertragbarkeit auf komplette Pumpen gezeigt. 4.1 Untersuchte Steuerspiegelwerkstoffe Sondermessinge sind eine gängige Werkstoffgruppe für Steuerspiegel in Axialkolbenpumpen. Das charakteristische Gefüge dieser Sondermessinge besteht aus einer Messingmatrix mit darin eingelagerten Hartphasen als primärer Verschleißträger. Die Messingmatrix weist dabei überwiegend β-Phase und üblicherweise geringere Bild 4: Lichtmikroskopische Aufnahmen der der Gefüge der untersuchten Legierungen für Steuerspiegel Bezeichnung OFD Kurzname der Legierung -Anteil [%] -Anteil [%] Anteil der IMP** [%] Härte HBW*** OF 2212 CuZn40Al2Mn2Si Rest * 14 3 160 OF 2228 CuZn36Mn3Al2Si1Sn Rest * 12 3 170 OF 2290 CuZn28Al4Ni3Si1Mn Rest * <2 7 230 Tabelle 4 1: Zusammenfassende Angaben zu den Gefügen und Härten der untersuchten Legierungen für Steuerspiegel CuZn40Al2Mn2Si (OF 2212) CuZn36Mn3Al2Si1Sn (OF 2228) CuZn28Al4Ni3Si1Mn (OF 2290) * α, β und IMP ergeben ** IMP=Intermetallische Phasen ***Härte wurde durchgängig zusammen 100% mit HB2,5/ 62,5 bestimmt Außerdem wurde eine im Vergleich zu CuZn36Mn3 AlsSi1Sn deutlich festere Legierung untersucht. CuZn28Al4Ni3Si1Mn (OF 2290) ist mit ≥230 HBW die Legierung mit der größten Härte in den Untersuchungen. Im Gefüge sind lichtmikroskopisch lediglich sehr vereinzelt α-Körner nachweisbar. Im Vergleich zu den Mangansiliziden bei den vorgenannten Sondermessingen liegen die Hartphasen aufgrund ihrer Mischzusammensetzung bei CuZn28Al4Ni3Si1Mn in rundlicher Form vor. Tabelle 4 1 führt die Materialien auf. 4.2 Tribometerprüfstand Der Scheibe - Scheibe Tribometerprüfstand dient zum Nachstellen der Schmierungsbedingungen innerhalb hydraulischer Verdrängereinheiten. Dies ermöglicht es im Gegensatz zu einem Pumpenprüfstand, kostengünstiger und schneller Tests durchführen zu können. Weiterhin ermöglicht der Versuchsaufbau die Bestimmung von Messwerten, die in einer Komplettpumpe nicht erfasst werden könnten. Für die Versuche werden Tribometerscheiben der Abmessung 70 mm Außendurchmesser x 29 mm Innendurchmesser x 15 mm Höhe verwendet. Durch den Anpresszylinder können die Scheiben mit einer definierten Last beaufschlagt werden. Die Tribometerscheibe und der Rotor (Reibpartner aus nitriertem Stahl) befinden sich in einem gemeinsamen Ölbad, welches durch einen separaten Umwälzkreislauf temperiert und gefiltert wird. Die Art Tribometerprüfstand ist auch als Tribometer nach Siebel-Kehl bekannt / Keh36/ . Bild 5 zeigt das Scheibe - Scheibe Tribometer sowie dessen Messtechnik und die Tribokammer in der die tribologische Belastung stattfindet. Nähere Informationen zum Tribometer unter / Hol19/ , / Kos21/ . Bei den Versuchen wurde neben den Parametern Winkelgeschwindigkeit ω und Anpresskraft F auch die Viskosität des Fluids (η bzw. ν) durch Temperaturänderung des Fluids variiert. Dadurch konnte eine höhere spezifische Reibleistung aufgrund des höheren Festkörperreibanteils in die Lageroberfläche eingebracht werden. Die Tribometerversuche umfassen das Abfahren von Stribeckkurven und die Durchführung von Einlaufversuchen. Bei der Durchführung der initialen Stribeckvermessung wird der vorgeheizte Prüfstand genutzt. Nach Start des Tests erfolgt eine Kalibrierung des Momentensensors. Ausgehend von einer Drehzahl von 500 min -1 wurde diese schrittweise bis auf einen Maximalwert von 4000 min -1 gesteigert, was einer Reibgeschwindigkeit von 14 m/ s entspricht. Auf der Maximaldrehzahl wurde wenige Sekunden ausgeharrt, bis sich ein Temperaturgleichgewicht eingestellt hat. Nach Erreichen der Temperatur wird die eingestellten Drehzahlrampe durch gleichmäßige Verminderung der Drehzahl bis zum Stillstand des Prüfstands abgefahren. Im Anschluss daran wurden die Testscheiben ausgebaut und vermessen. Nach Bestimmung der initialen Stribeckkurven wurde die Vermessung der Einlaufkurven an den gleichen Tribometerscheiben durchgeführt. Dieses Vorgehen ist bei der Diskussion der Ergebnisse zu beachten. Für die Einlaufkurven wurde basierend auf Herstellerangaben zum Einlaufen von Pumpen eine Gleitgeschwindigkeit von 6 m/ s gewählt. Bei konstanter Belastung erfolgte über die ersten 10 Betriebsminuten die Aufzeichnung von Reibwert und Temperatur am Reibkontakt beziehungsweise Ölbad. Dabei wird der zugehörige Reibwert, und Aus Wissenschaft und Forschung 21 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 Bild 5: Schematischer Aufbau des Tribometerprüfstands 4.3 Pumpenprüfstand Der Pumpenprüfstand dient dem Ziel, die Erkenntnisse des Scheibe - Scheibe Tribometers in praxisnaher Umgebung zu validieren. In diesem Prüfstand ist der Hauptkontakt Steuerspiegel -Kolbentrommel korrekt abgebildet, alle weiteren Einflüsse sollen möglichst wenig ins Gewicht fallen. Aufgebaut wurde der Prüfstand (Bild 6), basierend auf einer Axialkolbenmaschine für geschlossene Kreisläufe, welche den Vorteil aufweist, den Kavitationseinfluss durch eine Vorspannung ausblenden zu können. Für die Aus Wissenschaft und Forschung 22 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 damit letztlich der Reibkoeffizient, mittels Drehmomentmessung und Verrechnung mit dem Antriebsmoment berechnet. 4.2.1 Angaben zu den Tribometerscheiben Bei den Tribometerscheiben wurde für alle Legierungen in gleicher Weise das Bearbeitungsverfahren (Feinschleifen + Gleitschleifen / DIN03a/ ) versus Läppen + Gleitschleifen / DIN03b/ ) sowie der an den Reibflächen eingestellte Rauheitsbereich (fein versus grob) variiert. Die daraus resultierenden Testvarianten sind Tabelle 4 2 zu entnehmen. Werkstoff Verfahren Rauheit Mittlere Ra Mittlere Rpk Mittlere Rvk CuZn40Al2Mn2Si (OF2212) geläppt Feine Rauheit 0,12 0,1 0,4 Grobe Rauheit 0,28 0,3 1,1 feingeschliffen Feine Rauheit 0,15 0,2 0,9 Grobe Rauheit 0,20 0,2 0,9 CuZn36Mn3Al2Si1Sn (OF2228) geläppt Feine Rauheit 0,12 0,2 0,4 Grobe Rauheit 0,30 0,3 1,1 feingeschliffen Feine Rauheit 0,15 0,2 0,8 Grobe Rauheit 0,25 0,2 1,0 CuZn28Al4Ni3Si1Mn (OF2290) geläppt Feine Rauheit 0,15 0,2 0,5 Grobe Rauheit 0,35 0,4 1,1 feingeschliffen Feine Rauheit 0,10 0,2 0,8 Grobe Rauheit 0,25 0,3 0,9 Tabelle 4 2: Kombination der Legierungen, Bearbeitungsverfahren und Rauheitsbereiche bei den für Tests eingesetzten Tribometerscheiben Bild 6: Schematischer Hydraulikschaltplan des Einzelkontaktprüfstands nötigen Randbedingungen sorgt ein externes Speiseaggregat, welches mittels zweier Zahnradpumpen zwei unterschiedliche Druckniveaus zur Verfügung stellt. Beide Abgänge verfügen über Temperatursowie Volumenstromsensoren. 5 Ergebnisse und Diskussion 5.1 Einlaufverhalten im bleihaltigen Referenzsystem Ausgangspunkt für die Betrachtung der bleifreien Sondermessinge ist die bleihaltige Referenzlegierung CuZn40Al2Mn2Si (OF2212). Die Stribeckkurven aller Oberflächenvarianten starten von einem Reibwert von etwa 0,15 im Grenzreibbereich. Bei einer Gleitgeschwindigkeit im Bereich von 4 bis 6 m/ s erreichen die Kurven im Gebiet der Flüssigkeitsreibung einen Reibwert von 0,02 bis 0,04, der mit weiter zunehmender Gleitgeschwindigkeit auf diesem Niveau ausharrt (Bild 7). Unterschiede zeigen sich im Einfluss der Oberflächenbearbeitungen auf die Neigung des Steilabfalls im Mischreibungsgebiet:  Die Kurven der Varianten vom Feinschleifen fallen steiler ab als beim Läppen  Die Oberflächen mit geringerer Rauheit bei gleichem Verfahren zeigen einen steileren Abfall des Reibwertes als die mit höherer Rauheit Dargestellt für das Einlaufverhalten sind die Reibwert- und Temperatur-Zeit-Verläufe aller Werkstoffe bei einer Reibgeschwindigkeit von 6 m/ s. Die Reibgeschwindigkeit für das Einlaufen von CuZn40Al2Mn2Si ist damit Aus Wissenschaft und Forschung 23 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 0 100 200 300 400 500 600 700 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14 Reibkoeffizient CuZn40Al2Mn2Si 0 100 200 300 400 500 600 700 Zeit in Sekunden 50 55 60 65 70 Temperatur in °C Temperaturentwicklung feingeschliffen fein feingeschliffen grob geläppt fein geläppt grob Typischer Grenzwert 0 2 4 6 8 10 12 14 Geschwindigkeit in m/ s 0 0.05 0.1 0.15 0.2 Reibkoeffizient CuZn40Al2Mn2Si feingeschliffen fein feingeschliffen grob geläppt fein geläppt grob Bild 7: Initiale Stribeckkurve der CuZn40Al2Mn2Si (rechts Temperaturentwicklung) im bzw. am Ende des Übergangsbereichs von Grenzzu Flüssigkeitsreibung anzusiedeln. Ein besonders gutes Einlaufverhalten liegt vor, wenn sich innerhalb kurzer Einlaufdauer der Reibwert und die resultierende Temperatur im Reibkontakt auf ein stabiles, möglichst geringes Niveau einfahren. Geringe Startreibwerte zu Beginn des Einfahrens und niedrige Temperaturentwicklungen während des Einlaufvorganges sind dabei ebenfalls von Vorteil, damit die thermomechanischen Belastungen im Reibsystem begrenzt werden. Dementsprechend (Bild 8) stechen die feingeschliffenen Varianten sowie im Rauheitsvergleich die Varianten geringerer Rauheit durch ein etwas besseres Einlaufverhalten hervor (Bild 8). Bild 8: Einlaufvorgänge während der ersten 10 Minuten (CuZn40Al2Mn2Si), Reibgeschwindigkeit 6 m/ s, exemplarisch (je Variante 3 Versuche) prägt sind. Dies lässt sich bereits lichtmikroskopisch feststellen und wird in den elektronenmikroskopischen Aufnahmen noch deutlicher (Bild 10). Der Ablauf und das Resultat der Einlaufvorgänge sind wesentlich abhängig von den initialen Oberflächenstrukturen, die wiederum von den für die Oberflächenbear- Aus Wissenschaft und Forschung 24 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 Die Abbottkurven vom Sondermessing und der Stahl- Gegenscheibe zeigen, dass es während des Einlaufens zu einer Glättung der Rauheitsberge kommt (Bild 9). Mit dem Einlaufvorgang geht einher, dass die Bearbeitungsspuren vom Finishing der Oberflächen in der Kontaktfläche deutlich weniger bis gar nicht mehr ausge- Bild 10: Oberflächenaufnahmen der feingeschliffenen Tribometerscheiben mit hoher Rauheit aus CuZn40Al2Mn2Si nach der Fertigbearbeitung (a und d) und nach dem Einlaufen (b und e) sowie Übergang von Bearbeitungszu Reibfläche (c) 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Materialtraganteil [%Rmr] -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6 Schnittlinientiefe [μm] Neuzustand nach Stribeck 10 min eingelaufen 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Materialtraganteil [%Rmr] -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6 Schnittlinientiefe [μm] Neuzustand nach Stribeck 10 min eingelaufen Bild 9: Abbottkurven, links bleihaltiges feingeschliffenes Sondermessing mit geringer Rauheit, rechts Stahl Gegenscheibe beitung angewendeten Verfahren beeinflusst werden. Beim Läppen wird verfahrensbedingt im Vergleich zum Feinschleifen weniger Material abgetragen. Damit bleiben höhere Spitzen in den Oberflächen stehen als beim Feinschleifen. Ein weiterer Effekt beim Läppen ist aber auch, dass zudem weniger ausgeprägt neue tiefere Täler erzeugt werden, weil es sich hierbei im Wesentlichen um einen reinen Glättungsvorgang handelt. Damit zeigt die geläppte Oberfläche im Allgemeinen geringere Rauheiten und damit einen kleineren Schmierspalt, aber auch gleichzeitig weniger ausgeprägte Schmierstoffreservoirs für hydrostatische Schmierung. Im Vergleich dazu zeichnet sich die feingeschliffene Oberfläche durch etwas geringere Oberflächenspitzen (höherer Traganteil und geringerer Kontaktdruck) und ausgeprägtere Täler und damit mehr Schmierstoffreservoirs für hydrostatische Schmierung aus, wobei die Täler auch eine etwas bessere Verbindung aufweisen, so dass sich der Schmierstoff auf der Gleitfläche gut verteilen kann. Diese Ausprägung der Täler spiegelt sich in größeren Rvk-Werten wider (Tabelle 4 2). Für das Einlaufen der Oberflächen und die Ausbildung von Tribomutationsschichten ist erforderlich, dass gleichmäßig verteilt in der Kontaktfläche Schmierstoff vorliegt und über hinreichende thermomechanische Belastungen genügend Energie zum Aktivieren der Schmierstoffreaktionen mit der Kontaktfläche eingebracht wird. Beides wird durch die bei den feingeschliffenen Tribometerscheiben vorliegenden Strukturen etwas besser erfüllt als beim Läppen und führt daher zu den noch besseren Einlaufergebnissen für feingeschliffene Tribometerscheiben. Sofern mit den Einstellungen des Läppprozesse ebenfalls durch zusammenhängende Täler für die gewünschte gleichmäßige Schmierung der Oberfläche gesorgt wird, zeichnet sich auch die geläppte Oberfläche durch ein deutliches Einlaufverhalten aus. Dieses Ziel kann augenscheinlich auch mit dem Läppen bei dem Referenzwerkstoff erreicht werden (Bild 8). Damit bestätigt sich die Erfahrung aus der Praxis, dass bei dem Referenzwerkstoff sowohl das Feinschleifen als auch das Läppen grundsätzlich für das Finishing der Steuerspiegel verwendbar sind / ASM89, PET, SCH/ . Somit ist hier der Einfluss des variierten Finishing- Verfahrens relativ gering. Um den Mischreibungsbetrieb bei geringen Einlaufgeschwindigkeiten zu erreichen, wird eine geringe Schmierspalthöhe bevorzugt. Vor diesem Hintergrund sind bei grundsätzlich gleicher Art der Oberflächenbeschaffenheit im allgemeinen geringere Rauheiten bevorzugt. Damit lässt sich schließlich auch erklären, warum bei gleichem Verfahren eine weniger raue Oberfläche für das optimale Einlaufen von Vorteil ist. Diese Oberflächenunterschiede spiegeln sich in der vorhandenen Größenordnung erwartungsgemäß unzureichend in den Oberflächenparameter Ra und Rmax wider. In jedem Falle sind für eingehendere Unterscheidungen die Oberflächenspitzen und -täler auch die Parameter Rpk bzw. Rvk zu betrachten. Tendenziell unterscheiden sich dabei an den bearbeiteten Tribometerscheiben die Rpk- Werte in geringerem Maße voneinander als die Rvk- Werte, wobei letztere für die raueren Varianten im Vergleich zu den feinen Varianten größer sind (Tabelle 4 2). Während in den vorliegenden Untersuchungen eine Einlaufgeschwindigkeit gewählt wurde, variiert diese in der Praxis von Hersteller zu Hersteller und kann auch höhere Werte annehmen. Hierbei sind mögliche Geschwindigkeitseffekte für unterschiedliche Oberflächenvarianten zu beachten, wie der Vergleich der Reibwerte von den Stribeckkurven mit denen der Einlaufkurven zeigt. Das Einlaufen geschmierter Oberflächen führt im Allgemeinen zu chemischen Veränderungen in der Reibfläche. Für deren qualitative Untersuchung wurden exemplarisch REM-EDX-Linienanalysen ausgewählter Elemente durchgeführt (Bild 11). Die Ergebnisse deuten wie zu Aus Wissenschaft und Forschung 25 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 Bild 11: REM-Bild einer Laufspur (Draufsicht im Schliff) sowie Linienverteilung ausgewählter Elemente anhand von REM-EDX-Analysen (normierte Verteilung mit 1 = Wert im unbeeinflussten Grundwerkstoff) 5.2 Auswirkungen der Eliminierung von Blei auf das Einlaufverhalten Im Vergleich zu CuZn40Al2Mn2Si unterscheidet sich CuZn36Mn3Al2Si1Sn hinsichtlich Gefüge und Härte am geringsten. Die initialen Stribeckkurven sowie die Entwicklung der Reibwerte und der Temperatur für die verschiedenen Oberflächenvarianten der Tribometerscheiben über eine Einlaufdauer von insgesamt 10 Minuten sind Bild 12 sowie Bild 13 zu entnehmen. Die Reibwerte der beiden feingeschliffenen Varianten sowie der geläppten mit hoher Rauheit stabilisieren sich beim Einlaufen auf ein gleichermaßen geringes Niveau von 0,04 bis 0,05 und während des Einlaufvorganges tritt auch keine Temperaturüberhöhung im Reibkontakt auf. Folglich zeigen sowohl die feingeschliffene als auch die geläppte Variante mit hoher Rauheit gutes Einlaufverhalten. Zudem lässt sich aus den vergleichbaren Aus Wissenschaft und Forschung 26 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 erwarten chemische Veränderungen an der Reiboberfläche gegenüber dem Grundwerkstoff an. Es zeigt sich der Hinweis auf die Bildung von Oxiden. Oxide wurden passenderweise auch schon bei Untersuchungen von / Pau07/ an Steuerspiegeln aus bleihaltigem Sondermessing nachgewiesen. Für eine weitergehende quantitative Analyse sind andere physikalische Analyseverfahren erforderlich, deren Einsatz den Rahmen der vorliegenden Arbeit gesprengt hätte. Derartige weiterführende Untersuchungen würden sich auch für die Untersuchung zur Anreichung von Schwefel, Phosphor oder anderen Additivbestandteilen in der Reibfläche eignen, denn üblicherweise erstreckt sich die Tiefe dieser Reaktionsschichten auf wenige Nanometer und ist für REM-EDX daher aufgrund der Auflösung nicht zugänglich. Vor diesem Hintergrund wurde bei den vorliegenden Untersuchungen auch von weiteren REM-EDX-Analysen abgesehen. 0 100 200 300 400 500 600 700 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14 Reibkoeffizient CuZn36Mn3Al2Si1Sn 0 100 200 300 400 500 600 700 Zeit in Sekunden 50 55 60 65 70 Temperatur in °C Temperaturentwicklung feingeschliffen fein feingeschliffen grob geläppt fein geläppt grob Typischer Grenzwert 0 2 4 6 8 10 12 14 Geschwindigkeit in m/ s 50 55 60 65 70 Temperatur in °C CuZn36Mn3Al2Si1Sn feingeschliffen fein feingeschliffen grob geläppt fein geläppt grob 0 2 4 6 8 10 12 14 Geschwindigkeit in m/ s 0 0.05 0.1 0.15 0.2 Reibkoeffizient CuZn36Mn3Al2Si1Sn feingeschliffen fein feingeschliffen grob geläppt fein geläppt grob Bild 12: Initiale Stribeckkurve der CuZn36Mn3Al2Si1Sn (rechts Temperaturentwicklung) Ergebnissen bei den Reibwerten der Stribeck- und der Einlaufkurven schließen, dass bei der Legierung CuZn36Mn3Al2Si1Sn Geschwindigkeitseinflüsse auf das Einlaufverhalten weniger Einfluss haben. Diese Ergebnisse sind umso bemerkenswerter, als bei der Legierung bewusst auf Blei verzichtet wurde (Bild 13). Weiterhin auffällig ist ein etwas schlechteres Einlaufverhalten (Reibwert- und Temperaturentwicklung) der geläppten Oberfläche mit geringer Rauheit und daraus resultierend niedrigerer effektiver Flächenpressung in den Mikrokontakten. Dieses Verhalten wird darauf zurückgeführt, dass im Zus ammenspiel von genügend Schmierfähigkeit und Belastungen zur Aktivierung von Schmierstoff- Bild 13: Einlaufvorgänge während der ersten 10 Minuten (CuZn36Mn3Al2Si1Sn), Reibgeschwindigkeit 6 m/ s, exemplarisch (je Variante 3 Versuche) Werkstoff-Interaktionen die Ausbildung schützender Triboschichten unterstützt wird. Ungeachtet dessen hat sich jedoch auch diese Variante als praxistauglich erwiesen, denn in der realen Pumpe spielen noch weitere Faktoren eine wesentliche Rolle für das Oberflächendesign (Bauteilnuten, Pulsationen, Kavitation etc.) und sind die Auswirkungen der verschiedenen Oberflächen auf die Effizienz der Pumpe weniger ausgeprägt als in dem Modellkontakt. Die Glättung der Oberflächen nach dem Einlaufen ist sowohl anhand der Abbott-Kurven (Bild 14) als auch in den Oberflächen-Aufnahmen zu erkennen (Bild 15). Bei ähnlichem Gefüge wie bisher von der bleihaltigen Referenzlegierung bekannt unterscheiden sich die mechanischen Eigenschaften von CuZn36Mn3Al2Si1Sn nur geringfügig. Auch ohne Blei wird bei der neuen Legierung ein gutes Einlaufverhalten erzielt, ohne dass dafür die bislang eingesetzten Verfahrensfenster des Finishing verlassen werden müssen. Lediglich für die Oberfläche vom Läppen und mit geringer Rauheit weicht das Einlaufverhalten von den anderen Oberflächenvarianten deutlicher ab und erweist sich als etwas ungeeigneter. Das bedeutet, auch für die bleifreie Legierung CuZn36Mn3Al2Si1Sn sind sowohl das Aus Wissenschaft und Forschung 27 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Materialtraganteil [%Rmr] -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6 Schnittlinientiefe [μm] Abbott Kurven radialen Richtung 31CrMoV9 gasnitriert Neuzustand nach Stribeck 10 min eingelaufen 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Materialtraganteil [%Rmr] -0.5 -0.4 -0.3 -0.2 -0.1 0 0.1 0.2 0.3 0.4 Schnittlinientiefe [μm] Abbott Kurven tangentiale Richtung OF2228 Geläppt fein Neuzustand nach Stribeck 10 min eingelaufen Bild 14: Abbottkurven, links bleifreies feingeschliffenes Sondermessing geringer Rauheit, rechts Stahl Gegenscheibe Bild 15: Oberflächenaufnahmen der feingeschliffenen Tribometerscheiben hoher Rauheit aus CuZn36Mn3Al2Si1Sn nach der Fertigbearbeitung (a und c) und nach dem Einlaufen (b und d) und das nahezu 100 prozentige β-Matrixgefüge dieser Legierung zurückzuführen ist. Auch bei diesen beiden Legierungen zeigen die feingeschliffenen Varianten ein besseres Einlaufverhalten. Darüber hinaus jedoch treten sowohl im Fall der vergleichsweise relativ harten Sondermessinglegierung ausgeprägtere Abhängigkeiten des Einlaufens von den Oberflächen- und Fertigungsbedingungen auf, als dies gegenüber den Vergleichslegierungen aus Kapitel 5.2 der Fall ist (Bild 16, Bild 17). Im Falle der relativ harten Legierung CuZn28Al4Ni3Si1Mn ist der Unterschied zwischen feinen und groben Oberflächen bei den Stribeckkurven und dem Einlaufverhalten noch stärker ausgeprägt als bei den übrigen betrachteten Legierungen. Bei der für diese Legierung vorliegenden Härte ist davon auszugehen, dass Rauheitsspitzen unter den vorliegenden auf im Vergleich dazu weichere Werkstoffe abgestimmte Belastungen kaum nennenswert abgetragen werden können (Bild 18). Die- Aus Wissenschaft und Forschung 28 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 Feinschleifen als auch das Läppen grundsätzlich für das Finishing der Steuerspiegel einsetzbar. Darüber hinaus besteht die Möglichkeit, durch Veränderung der Belastungsparameter beim Einfahren das von Schmierung und Aktivierung der Schmierstoff-Werkstoff-Wechselwirkung zu steuern. Bei der chemischen Zusammensetzung dieser bleifreien Legierung liegt somit eine ausgewogene Kombination aus Verarbeitungseigenschaften, Festigkeitseigenschaften und Reibverschleißperformance vor. 5.3 Einlaufverhalten bleifreier Sondermessinge mit unterschiedlicher Messingmatrix und mechanischen Eigenschaften Bei CuZn28Al4Ni3Si1Mn handelt es sich um die mit Abstand härteste Legierung in den vorliegenden Untersuchungen, was auf die chemische Zusammensetzung 0 100 200 300 400 500 600 700 0 0.02 0.04 0.06 0.08 0.1 0.12 0.14 Reibkoeffizient CuZn28Al4Ni3Si1Mn 0 100 200 300 400 500 600 700 Zeit in Sekunden 50 55 60 65 70 Temperatur in °C Temperaturentwicklung feingeschliffen fein feingeschliffen grob geläppt fein geläppt grob Typischer Grenzwert 0 2 4 6 8 10 12 14 Geschwindigkeit in m/ s 0 0.05 0.1 0.15 0.2 Reibkoeffizient CuZn28Al4Ni3Si1Mn feingeschliffen fein feingeschliffen grob geläppt fein geläppt grob Bild 16: Initiale Stribeckkurve der CuZn28Al4Ni3Si1Mn (rechts Temperaturentwicklung) se Rauheitsspitzen können im Reibkontakt zu einem Verhaken der Oberflächen und damit zum Aufbau hoher Reibungen führen, was auch in den Versuchen festgestellt wird (Bild 19). Der Einfluss der Reibung auf das Einlaufen der Oberfläche ist ambivalent: einerseits Aktivierung der Oberfläche, andererseits bei übermäßigem Energieeintrag Störung des angestrebten Werkstoffgleichgewichts. Geschwindigkeitseffekte führen auch bei der Legierung CuZn28Al4Ni3Si1Mn zu leicht unterschiedlichen Reibwerten bei entsprechender Geschwindigkeit in den Stribeckkurven gegenüber den Einlaufkurven. Bild 17: Einlaufvorgänge während der ersten 10 Minuten (CuZn28Al4Ni3Si1Mn), Reibgeschwindigkeit 6 m/ s, exemplarisch (je Variante 3 Versuche) 5.4 Übertragbarkeit der Tribometerversuche auf eine reale Pumpe Zur Bewertung der Übertragbarkeit der Tribometerversuche auf den Bauteilkontakt in einer Axialkolbenpumpe wurde die bleihaltige feingeschliffenen Variante ausgesucht. Die hier gezeigten Versuche wurden wie in Kapitel 4.3 durchgeführt. Dargestellt sind die Stribeck- und die Einlaufkurve mit in Absprache mit dem betreffenden Pumpenhersteller anonymisierter y-Achse. Die initiale Stribeckkurve des Kontakts Kolbentrommel - Steuerspiegel (Bild 20) weist dabei eine gute Übereinstimmung mit den Ergebnissen aus den Tribometerversuchen auf. Die initiale Stribeckkurve des Kontakts Kolbentrommel - Steuerspiegel (Bild 20) weist dabei eine gute, qualitative Übereinstimmung mit den Ergebnissen aus den Tribometerversuchen auf und auch das zeitliche Verhalten des Reibkoeffizienten beim Einlaufen zeigt wie bei den Aus Wissenschaft und Forschung 29 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Materialtraganteil [%Rmr] -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6 Schnittlinientiefe [μm] Abbott Kurven tangentiale Richtung 31CrMoV9 gasnitriert Neuzustand nach Stribeck 10 min eingelaufen 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Materialtraganteil [%Rmr] -0.8 -0.6 -0.4 -0.2 0 0.2 0.4 0.6 Schnittlinientiefe [μm] Abbott Kurven tangentiale Richtung OF2212 geschliffen fein Neuzustand nach Stribeck 10 min eingelaufen Bild 18: Abbottkurven, links bleihaltiges feingeschliffenes Sondermessing geringer Rauheit, rechts Stahl Gegenscheibe Bild 19: Oberflächenaufnahmen der geläppten Tribometerscheiben mit hoher Rauheit aus CuZn28Al4Ni3Si1Mn nach der Fertigbearbeitung (a und c) und nach dem Einlaufen (b und d) Tribometerversuchen eine deutliche Reduktion des Reibwerts (Bild 21). Das Einlaufen führt wie bei den Tribometerscheiben auch hier zu einer Glättung der Oberflächen (Bild 22). Zwischen den Tribometer- und den Pumpenprüfstandsergebnissen liegt damit eine gute Übereinstimmung vor. Vor diesem Hintergrund erweisen sich Tribometerversuche als geeignetes experimentelles Werkzeug, um den Einfluss unterschiedlicher Parameter wie Werkstoff, Schmierstoff oder Oberfläche auf das Einlaufen des Kontakts Kolbentrommel - Steuerspiegel mit geringerem Zeit- und Kostenaufwand einzuschätzen, bevor in die aufwendigere Ebene von Pumpenversuchen gegangen wird. 6 Zusammenfassung Sondermessinge sind unverzichtbar für diverse Gleitkontakte in Axialkolbenpumpen. Dazu zählt auch der Kontakt Steuerspiegel-Kolbentrommel. Stoffpolitische Trends bedingen, dass die bislang mit Blei legierten Sondermessingwerkstoffe in diesem und auch anderen Reibkontakten durch gleichwertige Sondermessinge ohne Blei substituiert werden müssen. Mittels Tribometerversuchen an diesen neuen bleifreien Sondermessingen für Steuerspiegel wurde der Aus Wissenschaft und Forschung 30 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 Bild 20: Initiale Stribeckkurve der realen Pumpe (blau) im Vergleich zur Tribometerscheibe (rot) Bild 21: Einlaufvorgänge der realen Pumpe während der ersten 10 Minuten (blau) im Vergleich zur Tribometerscheibe (rot) 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Materialtraganteil [%Rmr] g g Steuerspiegel Neuzustand nach Stribeck 10 min eingelaufen 0 10 20 30 40 50 60 70 80 90 100 Materialtraganteil [%Rmr] g g Kolbentrommel Neuzustand nach Stribeck 10 min eingelaufen Bild 22: Abbottkurven, links Kolbentrommel aus CuZn40Al2Mn2Si, rechts Steuerspiegel aus Stahl Einfluss unterschiedlicher Oberflächenbearbeitungen beim Finishing auf deren Einlaufverhalten charakterisiert und dazu Verfahren (Läppen/ Feinschleifen + Gleitschleifen) sowie resultierende Rauheiten innerhalb des Bereichs variiert, der auch schon von der bleihaltigen Referenzlegierung CuZn40Al2Mn2Si bekannt ist. Für alle untersuchten bleifreien Werkstoffe ließen sich die gefinishten Oberflächen hierbei so einstellen, dass ein reproduzierbares gutes Einlaufverhalten erzielt wurde. Dabei zeigten sich die Varianten vom Feinschleifen in den Stribeckkurven und beim Einlaufen für die gewählten Einlaufbedingungen etwas positiver im Vergleich zum Läppen. Zurückgeführt wird dies auf eine positive Schmierwirkung und optimalen Energieeintrag beim Einlaufen der Oberflächen dieser Varianten. In der Praxis spielen nicht nur weitere Faktoren eine wesentliche Rolle für das Oberflächendesign (Bauteilnuten, Pulsationen, Kavitation etc.), sondern variiert auch abhängig von Hersteller und Baugruppe des Herstellers der arbeitspunktverschiedenen Oberflächen auf die Effizienz der Pumpe. Hierbei sind Geschwindigkeitseffekte besonders zu berücksichtigen und die Oberflächenvorgaben entsprechend anzupassen. Daher sind auch alle untersuchten Verfahren und Oberflächenvarianten bereits bei der bleihaltigen Serienlegierung relevant und behalten ebenso bei den bleifreien Legierungen ihre Berechtigung. Für die bezüglich Legierung, Gefüge und Härte sehr unterschiedlichen bleifreien Sondermessinge werden dabei auch spezifische werkstoffabhängige Unterschiede festgestellt:  CuZn36Mn3Al2Si1Sn: Etwas schlechteres Einlaufverhalten (Reibwert- und Temperaturentwicklung) der geläppten Oberfläche mit geringer Rauheit  CuZn28Al4Ni3Si1Mn: Für diese Legierung sind feine Oberflächen von Vorteil. Somit sind die Härte und das Verformungssowie Verfestigungsvermögen der Werkstoffe maßgebliche Faktoren für die Auswahl der Finishing-Verfahren und Zieloberflächen, damit ein gutes Einlaufen ermöglicht wird. Gutes Einlaufen bedeutet, dass sich reproduzierbar und nach möglichst kurzer Einlaufdauer stabile niedrige Reibwerte und Verschleißraten einstellen. Das kann am besten geschehen, wenn die Oberfläche für das Einlaufen ausreichend Rauheitstäler für die Schmierung und möglichst wenig Rauhheitsspitzen aufweist. Für jeden Werkstoff gibt es folglich eine optimale Kombination aus Finishingprozess, erzeugter Oberfläche und gutem Einlaufverhalten. 7 Ausblick Entscheidend für das Einlaufen sind die im Finishing erzeugten Oberflächen mit ihren Strukturen und Eigenschaften. Das Finishing lässt sich daher als Mittel zum Zweck betrachten, um diese Oberflächen zu erzeugen. In Ermangelung umfangreicherer und vor allen Dingen übergreifender Veröffentlichungen zu dem Thema empfehlen die Autoren weiterführende systematische Untersuchungen. Im ersten Schritt geht es darum, eine möglichst präzise Beschaffenheit einer Startoberfläche für ein optimales Einlaufen unter Berücksichtigung der Werkstoffeigenschaften zu liefern. Eine Beschreibung der optimalen Oberfläche ermöglicht, sich aus dem Korsett der bekannten Finishingverfahren zu lösen und dann im zweiten Schritt auch alternativen Verfahren zu betrachten, mit denen ähnlich geeignete Oberflächen unter möglicherweise wirtschaftlicheren Bedingungen erzeugt werden können. Die zurzeit angewendeten Verfahren für das Finishing von Steuerspiegeln wurden bereits vor geraumer Zeit etabliert. In der Zwischenzeit haben sich durch den technischen Fortschritt andere Verfahren wie z.B. das Bürsten zu interessanten möglichen Alternativen entwickelt. Literatur / Alb16/ Albers, A., Reichert, S., Heldmaier, S.; Untersuchung des Einlauf-Verschleißverhaltens von geschmierten Kontakten unter Berücksichtigung unterschiedlicher Fertigungsverfahren mit Hilfe der Finite-Elemente-Methode, Tribologie Fachtagung, Göttingen, 2016 / ASM89/ ASM; Grinding, Honing, and Lapping. In: ASM Handbook Volume 16: Machining. ASM International, 1989 / Bla05/ Blau, P. 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Tribometrie, Tribomaterialien, Tribotechnik. 4., vollst. überarb. und erw. Aufl. Wiesbaden: Springer Vieweg., 2015 / Dee05/ Deeken, M.; Berechnung tribologischer Kontakte - Simulation hydrostatischer Verdrängereinheiten mit Hilfe moderner CAE-Werkzeuge, O+P, 2005 Aus Wissenschaft und Forschung 31 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 / Pra01/ Prantl, M.; InfiniteFocus Optische 3D Oberflächenmessung. Online im Internet. URL: https: / / www. avt.et.tu-dresden.de/ fileadmin/ saet/ Archiv_2001_ 2010/ Treffen50/ Alicona_VDE.pdf [10-09-2021] / San03/ Sanchen, G.; Auslegung von Axialkolbenpumpen in Schrägscheibenbauweise mit Hilfe der numerischen Simulation, Dissertation, RWTH Aachen, 2003 / Scg15/ Scherge, M., Linsler, D., Schlarb, T.; The runningin corridor of lubricated metal-metal contacts, Wear 342-343, S. 60-64, 2005 / SCH/ Schleifprofi; Schleifprofi. Online im Internet: URL: https: / / www.schleifprofi.com/ schleifverfah ren/ laeppen/ [21.09.2021] / Sch18/ Schmitz, K., Murrenhoff, H.; Grundlagen der Fluidtechnik - Teil 1: Hydraulik, Vorlesungsumdruck, 8. Aufl., Shaker, Aachen, 2018 / Sco15/ Schorgel, M., Bartel, D.; Reibungsreduzierung eines Dieselmotors durch Einlaufverschleiß, 12. 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Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0003 / DIN03a/ N.N.; DIN 8589-11, „Fertigungsverfahren Spanen Teil 11: Schleifen mit rotierendem Werkzeug Einordnung, Unterteilung, Begriffe“, Beuthverlag, 2003 / DIN03b/ N.N.; DIN 8589-15, „Fertigungsverfahren Spanen Teil 15: Läppen Einordnung, Unterteilung, Begriffe“, Beuthverlag, 2003 / Hol19/ Holzer, A.; Schmitz, K.; Optimization of a discdisc tribometer to avoid hysteresis during friction Measurements, ECOTRIB 2019 : 7 th European Conference on Tribology with special event 4 th Austria-India-Symposium on Materials Engineering and Tribology, MaTri’19 : book of abstracts, 2019 / Iva93/ Ivantysyn, J., Ivantysynova, M; Hydrostatische Pumpen und Motoren - Konstruktion und Berechnung, Vogel, Würzburg, 1993 / Jan97/ Jang, D.-S.; Verlustanalyse an Axialkolbeneinheiten, Dissertation, RWTH Aachen University, 1997 / Keh36/ Kehl, B; Siebel, E.; Untersuchungen über das Verschleißverhalten der Metalle bei gleitender Reibung, Stahl und Eisen - Zeitschrift für das deutsche Eisenhüttenwesen, Jahrg. 56, Nr. 21, S. 609, 1936 / Keh98/ Kehrwald, B.; Untersuchung der Vorgänge in tribologischen Systemen während des Einlaufens, Dissertation, Universität Karlsruhe, 1998 / Man13/ Manring, N.D.; Fluid power pumps and motors - Analysis, design, and control, McGraw Hill, New York, USA, 2013 / Pau17/ Paulus, A.; Reaktionsschichtbildung auf bleifreien Bronze- und Messingwerkstoffen im Kontakt von Zylinder und Steuerscheibe einer Axialkolbenpumpe. 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Die Zerspanung von CrMnCN-Stählen gestaltet sich in Bezug auf Prozessstabilität und Wirtschaftlichkeit dabei als sehr herausfordernd. In diesem Zusammenhang führen insbesondere ungünstige Spanformen, hohe thermomechanische Belastungen und die Überlagerung verschiedener Verschleißmechanismen zu Herausforderungen bei der Drehbearbeitung. Nachfolgend werden zwei unterschiedliche Schmierstoffstrategien für die Zerspanung von austenitischen CrMnN- und CrMnCN- Edelstählen hinsichtlich Spanform, mechanischer Werkzeugbelastung und Verschleiß analysiert. Darüber hinaus werden die Werkstückeigenschaften im Hinblick auf Oberflächenrauheit und Gefügeveränderungen betrachtet. Schlüsselwörter Hochfeste Werkstoffe; Nichtrostender, austenitischer Stahl; Kühlschmierstoffe; Korrosionsbeständigkeit; Interstitielle Elemente; Kaltverfestigung; Drehbearbeitung High interstitial austenitic stainless CrMn steels are characterised by significantly increased work hardening ability and strength compared with conventional CrNi austenites, yet maintaining very high ductility and toughness. The machining of high interstitial CrMnCN steels is challenging in terms of process stability and economic efficiency. In this context, unfavourable chip forms, high thermomechanical loads and the superposition of different wear mechanisms in particular lead to challenges in turning operations. In the following article, different lubricant strategies are analysed for machining of CrMnN and CrMnCN austenitic stainless steels regarding chip form, mechanical tool loads and wear. Furthermore, the workpiece properties are considered with regard to surface roughness and microstructural changes. Keywords High-strength materials; stainless austenitic steels; cooling lubricants; corrosion resistance; Interstitials; work hardening; turning Kurzfassung Abstract * Timo Rinschede M.Sc. - Corresponding author Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-8771-6479 Nils Felinks M.Sc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-7232-0367 Prof. Dr.-Ing. Prof. h.c. Dirk Biermann Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-8215-0093 Technische Universität Dortmund Institute of Machining Technology 44227 Dortmund, Germany Janis Kimm M.Sc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-9875-3910 Prof. Dr.-Ing. Sebastian Weber Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-4168-3480 Ruhr-Universität Bochum, Chair of Materials Technology 44780 Bochum, Germany Dr.-Ing. Philipp Niederhofer Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-7619-8840 Dr.-Ing. Clara Herrera Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-7505-149X Deutsche Edelstahlwerke Specialty Steel GmbH & Co. KG 58452 Witten, Germany Dr.-Ing. Martin Kalveram Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-4561-8106 Seco Tools GmbH 40699 Erkrath, Germany they are non-magnetic. Consequently, they can be used in demanding environments like e.g. oiland gas-exploration, submarine environments, or medical applications. On the other hand, mechanical properties of HNS and HIS, in particular the combination of high toughness and intense cold work hardening, are prone to cause issues for machining of such alloys, e.g. concerning chip formation or tool wear. Thus, in this study, two different high strength austenitic stainless steels are investigated aiming at finding optimized parameters for efficient machining. Experimental setup Workpiece materials Two different high strength austenitic stainless steels were chosen for the investigations. X3MnCrNiMoN is a commercially available HNS, which is used e.g. for oiland gas-exploration. X30CrMnN18-18 is a newly developed HIS, which can be used e.g. as a stainless bearing steel, but also in similar applications as mentioned above. Both steels were supplied as round bars with a diameter of 60 mm. They were tested in solution annealed condition, which ensures a fully austenitic microstructure free of precipitates. The resulting mechanical properties along with the chemical compositions and microstructural images can be found in Figure 1. Tools In the experimental investigations, specific inserts for machining austenitic steels from Seco Tools were used, as is shown in Figure 2. The cutting insert type CNMG120408-MF4 TM2501 was used for roughing and type VBMT160404-F1 TM2501 for finishing tests. Both inserts are made of the same cutting material and Aus Wissenschaft und Forschung 34 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0004 Introduction Conventional austenitic stainless steels (Fe-18Cr-8Ni) are alloyed with chromium, which ensures corrosion resistance, and nickel, which is required for stabilization of the austenitic phase. In order to improve resistance to localized corrosion, molybdenum can be added [1]. While featuring superior resistance to attack of corrosive media as well as very high toughness and ductility, conventional FeCrNi austenites suffer from rather low strength, which is unfavorable for many applications. Strength can be increased by applying cold work strengthening, which, however, can be accompanied by deformation-induced phase transformation from austenite to martensite. Another possibility is the addition of interstitial elements, most likely nitrogen, which results in increased strength, improved cold work hardening ability, and stabilization of the austenitic phase. However, the solubility of nitrogen is limited in FeCrNi steels, and the precipitation of most probably chromium-rich nitrides is undesired since it is linked with deterioration of corrosion resistance and mechanical properties. Nitrogen solubility in austenitic stainless steels can be enhanced by a (partial) substitution of nickel by manganese (FeCrMn(Ni)). Thus, higher amounts of nitrogen can be added (“high nitrogen steels”, HNS), which improves mechanical properties as well as resistance to localized corrosion [2]. High nitrogen contents however may require pressurized metallurgy, which is expensive. Thus, recent developments aimed at introduction of high amounts of interstitial elements at ambient pressure, which was achieved by partial replacement of nitrogen by carbon. The so called austenitic “high interstitial steels” (HIS) combine superior mechanical properties with good corrosion resistance and can be produced by conventional metallurgy [3]. HNS and HIS remain fully austenitic even at high degrees of cold deformation, which in turn means, that Figure 1: Mechanical properties and chemical composition of the investigated steel grades provide high cutting-edge stability and wear resistance for machining austenitic stainless steel grades. The coating system, comprising TiCN and Al 2 O 3 , is applied to the tools in a CVD process with a maximum thickness of 7 µm, which enables the preparation of sharp cutting edges. For roughing, a corner radius of r ε = 0.8 mm was applied to increase the cutting stability. In order to realize small cutting depths as well as to machine complex contours, a decreased corner radius of r ε = 0.4 mm was selected for finishing inserts. The tool type CNMG120408-MF4 is characterised by an open, negative geometry with a tool orthogonal clearance of α = 0 ° and a rounded cutting-edge radius of r β = 36 mm. In comparison, the positive finishing insert type VBMT160404-F1 has a similar cutting-edge radius but a tool orthogonal clearance of α = 5 °. Machines and lubricants The tests were carried out on two different CNC lathes in order to apply various cooling lubricant strategies. One test series was performed with oil on a Monforts RNC200A lathe, which has a drive power of P max = 13 kW. The Index ABC65 machine tool was used for the tests under emulsion and has a drive power of P max = 35 kW. The cutting oil type Blasomill13 from Blaser Swisslube GmbH is mineral-based. The high lubricating effect is provided by anti-wear and extremepressure-additives. A water-miscible cooling lubricant based on ester oil of type Blaser Vaso 6000 was applied for machining tests under emulsion. The content was adjusted to 12 % in order to achieve a sufficient lubricating effect in addition to the cooling qualities. Methods of analysis Specific multicomponent dynamometers type Kistler 9121 and Kistler 9119 respectively were used to measure the mechanical tool loads while machining. The tool wear was analysed by a digital microscope type Keyence VHX 5000 and surface quality was measured with a tactile surface roughness tester type Hommel Etamic W5 in cutting time periods of Δ th = 3 min. In addition, chip formation was analysed by a highspeed microscope type Keyence Highspeed VW9000. Samples that were cut from the machined parts were embedded in epoxy, and carefully ground by hand to a mesh size of 1000 using SiC grinding paper. Afterwards they were polished down to a grain size of 1 μm with a diamond suspension and then etched in V2Aetching solution to develop deformation features and microstructures. The microhardness was measured with the KB30s automatic hardness tester (KB Prüftechnik) with a load of 0.1 kg. Further, a microhardness tester type Shimadzu HMV-G was used to analyse the subsurface zone after sample preparation process. Results and discussion Roughing In the experimental tests the machinability in turning, both roughing and finishing, of the stainless, non-magnetic steel grades were analysed experimentally. Initially, tests on varying cutting speed, feed rate and cutting depth were performed in order to work out favourable cutting parameters. The primary criteria of these analyses were high productivity as well as process reliability. Concerning finishing, a high surface quality was intended. The machinabilities of these steel grades are negatively influenced by their high ductility in particular. This effects chip breaking and favours the formation of chip balls. The experimental test on tool life, presented in the following, is based on the results of initial tests, in which cutting parameters were varied. In roughing, inserts of type CNMG120408-MF4 TM2501 were used at a feed rate of f = 0.3 mm, a cutting depth of a p = 1.5 mm and a cutting speed of v c = 50 m/ min. The mechanical tool loads and tool wear were presented along the performed cutting time of t h = 18 min. Figure 3 displays the results for the regarded materials depending on lubricant types. With regard to the mechanical tool loads, it is shown that no significant deviations of cutting forces were measured for most experiments. Rising mechanical tool loads over machining time were only observed in roughing X30CrMnN18-18 under the use of emulsion-based cool- Aus Wissenschaft und Forschung 35 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0004 Figure 2: Turning tools used for roughing and finishing X30CrMnN18-18 under these conditions causes increased loadings on the cutting edge. In particular, abrasive wear forms can be observed, which is induced by the impact of interstitial particles [5, 6]. Furthermore, cutting material spalling and plastic deformation, especially under emulsion, can be observed, which is the reason for increasing cutting forces. In comparison to the steel grade X3MnCrNiMoN19-16-5-3, increased notch wear on the main cutting edge as well as lower thermal load marks were analysed in the turning tests under emulsion. The occurring tool loads and the resulting tool wear can be influenced by microstructural changes in form of strain hardening, besides other factors [3]. In order to investigate this correlation more precisely in the context of processing the investigated steel grades, metallographic analyses of the previously machined workpiece subsurface zones were carried out. By these analyses, the microscopic changes in the subsurface zones were to be detected in order to enable a reference to the previously presented results of machining tests. Figure 4 shows the results of microhardness tests in the workpiece’s subsurface zones, starting from the machined surface. Aus Wissenschaft und Forschung 36 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0004 ing lubricant. In general, a favourable ratio of cutting, feed and passive force could be achieved with the performed cutting parameters. In comparison, machining X30CrMnN18-18 is characterised by a higher level of cutting force components, due to comparatively increased mechanical strength as well as a higher content of interstitial elements nitrogen and carbon. Due to this, this material causes intense mechanical loadings. Furthermore, tool wear increases in form of abrasive wear at the cutting edges. Especially in terms of tool wear, there are significant differences between the materials as well as between the applied cooling lubricant types. The material X3MnCrNiMoN19-16-5-3 causes less abrasive wear on the flank face and a reduced width of flank wear land (VB). The main cutting edge and the corner were rounded, so the cutting edge durability decreases in consequence. However, these phenomena do not affect the mechanical tool loads and the chip shape along the regarded cutting time t h . Due to the low thermal conductivity of austenitic steels [1], high thermal tool loads can be implied at roughing under oil. Because of the increased cooling qualities, thermal loadings can be significantly reduced by using a coolant emulsion [4]. By applying oil as lubricant concept, a burr was formed at the level of the cutting depth, regarded as sign of wear. Turning Figure 3: Mechanical tool loads and wear behaviour in roughing under oil and emulsion Basically, the materials differ in terms of the measured bulk hardness: A micro hardness of 290 HV0.1 was detected for the material X30CrMnN18-18, which is about 50 HV0.1 higher than for X3MnCrNiMoN19-16-5-3. Additional to the bulk hardness, rough turning causes a hardening of the subsurface zone to the depth of s = 0.2 mm. These cold hardening phenomena are favoured by the influence of the solved interstitial elements, which hinder dislocations in the crystal lattice. The level of bulk hardness as well as hardening results correlates with the mechanical tool loads and tool wear, observed in the performed machining test. In this context, the increased strength for X30CrMnN18-18 causes higher mechanical tool loads as well as more extensive abrasive wear. Moreover, the choice of cooling lubricant does not have a significant effect on the subsurface zone’s strength. In summary, it can be said that the observed hardening effects induced by rough machining can thus be used effectively in application purposes in form of an increased surfaced integrity. In this context special wear resistance properties arise for the presented choice of cutting tools and the parameters. The comparison of the tool wear along the regarded cutting time demonstrates the differences in the use of different cooling lubricants. Due to the higher thermal conductivity and capacity of water-mixed lubricants compared to oil, the point of contact can be cooled more ef- Aus Wissenschaft und Forschung 37 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0004 Figure 5: Resulting tool wear and micro hardness analysis at increased cutting parameters for roughing using a coolant emulsion Figure 4: Results of micro hardness analyses in the subsurface zones of the roughed workpieces differentiated between material and lubricant Finishing In addition to roughing, experiments on finish-turning for the regarded steel grades were also investigated. In these tests, inserts type VMBT160404-F1 TM2501 were applied. In terms of technological analysis of finishing processes a high reliability, especially with regard to chip shape and chip removal as well as a high surface quality, was adduced primarily. Especially under these aspects, the coolant types oil and emulsion were compared experimentally in initial tests. Due to the superior lubrication effect [4], it can be said that higher surface qualities were measured in the tests under oil. An increased thermal tool load did not occur due to the small chip cross-section during finishing, so that an increased cooling effect was not necessary. In this context, machining under emulsion does not generate significant advantages. For this reason, only the results for finishing under oil are presented below. The tool wear and the surface quality were documented over a cutting time of t h = 18 min, and the subsurface zone of the finished surface was also analysed. Figure 6 shows these results for both materials. The finishing process was performed at a feed rate of f = 0.1 mm and a cutting depth of a p = 0.4 mm. Under these cutting parameters, ribbon chips were shaped by the chip former geometry. They move away from point of contact into feed direction and finally are removed reliably. Chip breakage cannot be achieved due to the material’s high ductility and the low chip cross-section area. Under the performed conditions, it was possible to reach Aus Wissenschaft und Forschung 38 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0004 fectively when using an emulsion. By this, the intensive thermal loadings on the tool can be reduced significantly. For this reason, increased cutting parameters for turning under emulsion were applied in further experimental tests. The material removal rate and thus also the productivity are to be increased by rising the cutting speed to v c = 75 m/ min and the feed rate to f = 0.35 mm. The test results describing tool wear and the micro hardness in the subsurface zones are shown in Figure 5. For the material X3MnCrNiMoN19-16-5-3 the enhanced machining strategy, a high process stability and comparable signs of wear were observed. More precisely, minor material removing signs at the main cutting edge and corner as well as notch wear at the level of the cutting depth could be analysed after processing. When considering the subsurface zone, the process adjustments primarily affect the hardening depth, but not the degree of hardening. Furthermore, turning the material X30CrMnN18-18 under the same machining conditions, both the degree of hardening and the hardening depth significantly increase. Strong mechanical loads attend this on the cutting tool, so that plastic deformation and abrasive wear was detected. As a result of increased tool loading, a tool breakage occurs after a cutting time of t h = 15 min. In summary, it can be said that the thermal tool loading can be reduced significantly by the increased cooling effect of an emulsion towards oil for the regarded steel grades. However, the investigated cutting parameters for roughing can be applied productively in turning X30CrMnN18-18 because of increased strain hardening effects and mechanical loadings. Figure 6: Surface quality, influence on subsurface zone and tool wear for finishing under oil an average roughness depth Rz ≈ 4 µm and a centre roughness value Ra ≤ 1 µm along the entire process. The small chip cross-section during finishing does not lead to any significant changes in the surface integrity and thus only a slight hardening in the subsurface zone. Using a micro hardness analysis, it was shown that there are slight increases towards the bulk hardness for both investigated materials. Low thermal and mechanical tool loads were accompanied by minor tool wear signs in form of abrasive cutting-face wear. In summary, the finishing process of the considered non-magnetic austenitic steel grades can be entirely realised using cutting oil as a cooling lubricant in accordance with the defined targets. Chip formation In the context of turning austenitic steel grades, the resulting chip shape and its removal are particularly important in order to reach a high process quality [7]. The high ductility of austenitic steels results from the facecentred cubic crystal structure, which favours plastic deformability due to a high number of slip systems [8]. In terms of machining, these properties lead to the use of a small cutting-edge radius in order to improve material separation and reduce plastic deformation in the subsurface zone. However, the cutting edge also provides sufficient stability to avoid any chipping of cutting material. Consequently, smaller cutting-edge roundings should be used for finishing. In contrast, more stable machining tools with an increased rounding should be used for roughing [9]. Due to their good plastic deformability, austenitic steels tend to form long continuous chips, which are accompanied by turning the risk of chip nests on the tool and workpiece while machining. For this reason, the chips must be moved away from the cutting edge reliably. This can be achieved in particular by suitable adjustment of the cutting parameters, the corner radius and the chip former. For a precise analysis of chip formation, a high-speed microscope was used to record sequences of roughing and finishing processes for both steel grades (see Figure 7). By the technological analysis of the recorded pictures, it can be proven that the specific combination of cutting parameters and tool selection for roughing and finishing is appropriate to guide the material intentionally from chip former in an angle of about 45 °. Afterwards, the chips are led in feed direction, which was attended to prevent collisions to the previously machined surface. The specific cutting edge geometry provides stable material separation of the ductile workpiece material without chipping of the cutting edge, as the high-speed pictures show. With a focus on the roughing process, it can be said that the extreme deformation rates in consequence of the large area of the undeformed chip cause a transgression of break stress at frequent intervals. Thus, the chips break in small sections, as shown in Figure 7. With regard to the finishing process, it is evident that cylindrical helical chips are formed under the regarded conditions. Although the chips do not break in segments, they leave from the point of cutting as well as from the machined part of the workpiece, so that no negative process influences can be ascertained. Summary In the presented studies, turning processes of two nonmagnetic austenitic stainless steels (X30CrMnN18-18 and X3MnCrNiMoN19-16-5-3) were analysed technologically with special regard to varied cooling lubricants. Aus Wissenschaft und Forschung 39 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0004 Figure 7: Chip formation and chip shape in roughing and finishing operations stainless steels have a great potential for high-tech applications, where high strength and corrosion resistance is required. References [1] Berns, H.; Theisen, W.: Eisenwerkstoffe Stahl und Gusseisen. 4. Auflage, Springer Verlag, Berlin 2008 [2] Gavriljuk, V.; Berns, H.: High Nitrogen Steels, Springer Verlag, Berlin 1999 [3] Berns, H.; Gavriljuk, V.; Riedner, S.: High Interstitial Stainless Austenitic Steels. Springer Verlag, Berlin Heidelberg 2013, https: / / doi.org/ 10.1007/ 978-3-642-33701-7 [4] Weinert, K.: Trockenbearbeitung und Minimalmengenkühlschmierung. 1. Auflage, Springer Verlag, Berlin Heidelberg 1998 [5] Niederhofer, P.: Hochlegierte Stähle für den Einsatz bei Verschleiß- und Korrosionsbeanspruchung. Dissertation, Ruhr-Universität Bochum 2015 [6] Forke, E.; Niederhofer, P.; Albrecht, M.; Hüllmann, A.; Kräusel, V.; Schneiders, T.; Gehde, M.: Profile Cross Rolling of High-Interstitial Austenitic Stainless Steels for Application in Plastics Extrusion. Steel research international, Volume 91, Issue 5, Special Issue: Tooling 2019, 2019. https: / / doi.org/ 10.1002/ srin.201900417 [7] Maruda R.W.; Krolczyk, G.M.; Niesłony, P.; Krolczyk, J.B.; Legutko, S.: Chip Formation Zone Analysis During the Turning of Austenitic Stainless Steel 316L under MQCL Cooling Condition, Procedia Engineering, Volume 149, 2016, pp. 297-304, https: / / doi.org/ 10.1016/ j.proeng.2016.06.670 [8] Tobler, R.; Meyn, D.: Cleavage-like fracture along slip planes in Fe-18Cr-3Ni-13Mn-0.37N austenitic stainless steel at liquid helium temperature. Metallurgical Transactions A19 6. 1988, pp. 1626-1631 [9] Klocke, F.: Fertigungsverfahren 1 - Zerspanung mit geometrisch bestimmter Schneide. 9. Auflage, Springer Verlag, Berlin 2018 Aus Wissenschaft und Forschung 40 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0004 It was proven that the investigated materials - in comparison to conventional austenitic stainless steels - can be characterised as difficult-to-machine due to its comparatively high content of nitrogen and carbon. These interstitially dissolved elements increase the material’s mechanical properties. Regarding its machinability, a direct correlation between C+N-content and loadings was proven. The microstructural analysis of the rough turned X30CrMnN18-18 samples revealed that there was no influence of the applied lubricant type. Furthermore, a significant influence of the cutting parameters used can be declared. The comparably increased material’s strength limits the maximum cutting parameters that can be applied under performed conditions. With regard to thermal aspects, the choice between oil and emulsion should be considered according to the targeted application. The coolant type has a specific influence effect on tool loads and achievable surface quality. The thermal loadings occurred less due to the comparatively higher cooling effect of water-based lubricant, especially during roughing under emulsion. In consequence, it was feasible to increase cutting speed and feed for machining X3MnCrNiMoN19-16-5-3 and succeed in the same tool life. In contrast, using oil provides a higher lubrication effect, which has a particular effect in finishing. In comparison to the analogous process under water-based lubricant a higher surface quality was reached. Concerning the resulting surface integrity, there were no differences between the metalworking fluids evaluated. Looking ahead to further investigations, the work hardening potential of the regarded steel grades can be utilised by means of mechanical post-processing in order to influence the surface integrity specifically. By the presented investigations, it was shown that by applying specific cutting parameters, tool types and cooling lubricant, it is possible to turn difficult-to-machine austenitic steels with comparatively reduced productivity and at a high surface quality. Therefore, non-magnetic, austenitic Aus Wissenschaft und Forschung 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0005 Thermo-oxidative grease service life evaluation - laboratory study with the catalytically accelerated method using the RapidOxy Markus Matzke, Susanne Beyer-Faiß, Markus Grebe, Olav Höger* Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Die zunehmenden Anforderungen an die Produktlebensdauer, einschließlich geringerer Ausfallraten und höherer Belastungen, stellen eine Herausforderung für Schmierfette dar und es sind geeignete Methoden zur Abschätzung der Fettgebrauchsdauer erforderlich. Thermo-Oxidation ist ein dominanter Degradationsmechanismus in vielen Automobilanwendungen bei erhöhten Betriebstemperaturen. Bei der Tribologie- Fachtagung der Gesellschaft für Tribologie (GfT) 2019 wurde die Bosch-Methode zur quantitativen beschleunigten Prüfung der thermo-oxidativen Stabilität von Fetten mit dem RapidOxy Gerät vorgestellt. Diese Methode unterscheidet sich von der ASTM D8206 und der DIN 51830-1, da sie das Fett in Kontakt mit den Oxidationskatalysatoren Stahl oder Messing untersucht und zusätzlich zur Berechnung der Arrhenius- Aktivierungsenergie des Fettes verwendet wird. Die Oxidationsinduktionszeit, die durch eine signifikante Abnahme des Druckgefälles im Autoklaven angezeigt wird, wird als Kriterium für die Lebensdauer des Fettes verwendet. Die Methode wurde in der DIN-Arbeitsgruppe „Fettalterung“ vorgestellt und eine Laborstudie mit Beteiligung von sieben Mitgliedslaboratorien wurde durchgeführt. Ziel dieser Studie war es, die Wiederholbarkeit und Reproduzierbarkeit dieser Methode zu bewerten und die Anwendung des Arrhenius-Gesetzes für diesen Mechanismus zu überprüfen. Die Studie wurde mit einem handelsüblichen Schmierfett der NLGI-Klasse 2 durchgeführt, das aus einem Lithium- 12-Hydroxystearat-Verdicker, Mineralöl und einem Additivpaket besteht. Das Fett wurde in dünnen Schichten entweder auf Stahl- oder Messingplatten bei With increasing product lifetime requirements including reduced failure rates and higher loads greases are challenged and appropriate methods for grease service life estimation are necessary. Thermo-oxidation is one dominant degradation mechanism in many automotive applications at elevated operating temperatures. Kurzfassung Abstract * Dr. Markus Matzke Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-1832-3946 Robert Bosch GmbH, 71272 Renningen Susanne Beyer-Faiß, Geschäftsführerin Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-9650-4876 Dr. Tillwich GmbH Werner Stehr, 72160 Horb-Ahldorf Dr. Markus Grebe, Kompetenzzentrum Tribologie Mannheim (KTM), Hochschule Mannheim, 68163 Mannheim Olav Höger, Shell Global Solutions (Deutschland) GmbH Shell Technology Center Hamburg PTX/ L/ TI, 21107 Hamburg 130 °C, 145 °C und 160 °C aufgetragen und die Oxidationszeit gemessen. Die Oxidationsinduktionszeiten bei verschiedenen Temperaturen wurden zur Ableitung der Aktivierungsenergien der Arrhenius-Gleichung für beide Plattenmaterialien verwendet. Die Anwendbarkeit des Arrhenius-Gesetzes wurde durch R 2 -Werte über 0,998 für eine lineare Regression im Arrhenius- Diagramm verifiziert. Die Ergebnisse zeigten eine bemerkenswert geringe Streuung der verschiedenen Aktivierungsenergiebeträge. Die Werte der Aktivierungsenergie des untersuchten Fettes lagen im Bereich von 126 - 134 kJ/ mol bei Stahl- und 99 - 113 kJ/ mol bei Messingkontakt. Die Druckkurve als Bewertungskriterium wurde mit der Sichtprüfung und rheologischen Fließkurven verglichen. Basierend auf den Ergebnissen dieser Gemeinschaftsstudie und auf internen Erfahrungen bei Bosch wurde diese Methode dem DIN im Jahr 2020 zur Definition als neue Industrienorm vorgeschlagen. Der Entwurf „DIN 51830-2 Prüfung von Schmierfetten - Bestimmung der Oxidationsbeständigkeit von Schmierfetten - Teil 2: Bestimmung der Arrhenius-Aktivierungsenergie des thermo-oxidativen Abbaus“ befindet sich derzeit in der Begutachtung des DIN-Arbeitskreises und ein offizieller Ringversuch mit mehreren Schmierfetten und weiteren Laboren ist in Vorbereitung. Schlüsselwörter Fettgebrauchsdauer, thermo-oxidative Degradation, Oxidationsinduktionszeit, RapidOxy, beschleunigtes Schmierfetttestverfahren nigtes Verfahren” [4]. Both standards apply the same criterion as established for oils, namely the time until the pressure has decreased by 10 % of its initial maximum value. From this criterion, the depletion of the antioxidant and the corresponding end of grease service life cannot be determined. Furthermore, both standards do not take the contact with steel or brass as used in applications into account. Therefore, at the GfT conference in 2019, the Bosch method for quantitatively accelerated testing of thermo-oxidative stability of greases with the RapidOxy was presented [5]. This method differs from ASTM D8206 and DIN 51830-1 because it measures the grease in contact with the oxidation catalysts steel and brass and is used to calculate the Arrhenius activation energy of the grease. The oxidation induction time which is indicated by a significant decrease of the autoclave pressure gradient is applied as criterion for grease service life. 2 Scope of investigation The first objective of this study was to evaluate this new method in an increased number of established grease laboratories. Furthermore, this should provide a first indication of method repeatability and reproducibility. The approach was an experimental study with participation of seven laboratories which are working on lubricating greases and members of the DIN working group “grease ageing”. Aus Wissenschaft und Forschung 42 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0005 1 Background and motivation Grease-lubricated automotive components with long lifetimes at elevated temperatures rely on proper lifetime lubrication. Therefore, the service life of the lubricating grease must be known and meet the lifetime requirements of the machine element. With increasing product lifetime requirements including reduced failure rates and higher loads greases are challenged and appropriate methods for grease service life estimation are necessary. Thermo-oxidation is one dominant degradation mechanism in many automotive applications at elevated operating temperatures. Since grease testing under field-typical conditions is not efficient, accelerated endurance tests are needed. Dornhöfer presented a Bosch internal method for accelerated estimation of thermo-oxidation of greases at the GfT conference 2016 [1]. In his test method he already applied the contact of grease with catalytically active materials steel or brass. Beyer-Faiss also reported from tests for thermo-oxidation and clearly pointed out the relevance of contact with brass alloys as accelerator for lubricant degradation [2]. This knowledge was considered when the new method with the RapidOxy as used in our study was developed. The RapidOxy autoclave tests has already be standardized as ASTM D8206 (2018) “Oxidation Stability of Lubricating Greases - Rapid Small Scale Oxidation Test (RSSOT)” [3] and the corresponding DIN 51830-1 “Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung der Oxidationsbeständigkeit von Schmierfetten - Teil 1: Beschleu- At 60 th German Tribology Conference 2019, the Bosch method for quantitatively accelerated testing of thermo-oxidative stability of greases with the RapidOxy test apparatus was presented. This method differs from ASTM D8206 and DIN 51830-1 because it measures the grease in contact with the oxidation catalysts steel or brass and it is additionally used to calculate the Arrhenius activation energy of the grease. The oxidation induction time which is indicated by a significant decrease of the autoclave pressure gradient is applied as criterion for grease service life. The method was introduced to the DIN working group “grease ageing” and a laboratory study with participation of seven member laboratories was carried out. The objective of this study was to evaluate repeatability and reproducibility of this method and to verify the application of Arrhenius law for this mechanism. The study was carried out with a commercially available lubricating grease of NLGI-class 2 which consists of a lithium 12-hydroxystearate thikkener, mineral oil and an additive package. The grease was spread in thin layers on either steel or brass plates and the activation energy was measured at 130 °C, 145 °C and 160 °C. The oxidation induction times at different temperatures were used to derive the activation energies of the Arrhenius equation on both plate materials. The applicability of Arrhenius law was verified by R 2 -values above 0,998 for a linear regression in the Arrhenius plot. Results indicated remarkably low scattering of values. The values of activation energies of this specific grease were in the range of 126 - 134 kJ/ mol on steel and 99 - 113 kJ/ mol on brass. The pressure curve as evaluation criterion was correlated with visual inspection and rheological flow curves. Based on the results of this collaborative study and on internal experiences at Bosch, this method was proposed to DIN in 2020 for definition as a new industry standard. The draft “mDIN 51830-2 Testing of greases - Determination of oxidation resistance of greases - Part 2: Determination of the Arrhenius activation energy of thermo-oxidative degradation” is currently in review of the DIN working group and an official round robin test with several greases and more laboratories is currently in preparation. Keywords Grease service life, thermo-oxidative degradation, oxidation induction time, RapidOxy, accelerated grease test method 3 Method description 3.1 Test preparation and parameters All measurements were carried out with the RapidOxy tester from Anton Paar GmbH. The grease sample is applied to a cleaned steel or brass sheet of 26 mm x 26 mm (Figure 1, left). The metal sheet is cleaned by thoroughly wiping it first with acetone, then with isopropanol and last with petroleum ether. Steel or brass is used as a carrier for the grease in order to take into account its catalyzing properties for the oxidation of the grease and to design test conditions which are similar to real use conditions where greases are in contact with steel surfaces. The amount of grease is weighed to 0.5 g and spread with a spatula to an even layer on the metal plate. The sample is then placed in the cleaned glass petri dish that is provided with the device and a fresh FKM O-ring is placed in the groove (Figure 1, middle). Finally, the lid is screwed on the chamber and the safety hood is placed and locked over the autoclave. After that, the chamber is flushed with pure oxygen gas and then pressure is increased to the defined initial value of 700 kPa. The gas valve is closed and the heating to the desired temperature starts. During and after heating the internal chamber pressure is recorded. The instrument stops the test as soon as the termination criterion is reached. Typically, the termination criterion is set to the pressure decrease of 30 % from the initial maximum value. The value of 30 % has been defined to fully achieve the significant drop of pressure. In some cases depending on the grease type a higher value is necessary. Test parameters: Grease sample amount: 0.5 g Plate materials: Non-alloyed quality steel (1.0330); brass (CW508L, formerly 2.0321 / CuZn37) Initial oxygen pressure: 700 kPa Temperatures: 130 °C, 145 °C; 160 °C Grease sample: The study was carried out with a commercially available lubricating grease of NLGI class 2, which consists of a Lithium 12-hydroxystearate thickener, a mineral oil of a kinematic viscosity of 100 mm 2 / s at 40 °C and an additive package that includes an antioxidant additive. The grease was provided to all seven laboratories from the same manufacturing batch. 3.2 Estimation of oxidation induction time from pressure curve results A typical test protocol for the grease is displayed in Figure 2. After the test start, the sample and the gas volume in the autoclave is heated up. Since the volume is closed the internal pressure increases. After that, the pressure steadily decreases with an almost linear and comparably flat slope. Pressure is decreasing because of oxidation of grease components. It is assumed that the initial oxygen pressure decrease is caused by the oxidation of protecting antioxidant additive, which is supposed to prevent degradation of the base oil and thickener. After a certain duration, the pressure sharply decreases. This point corresponds to the nearly full depletion of the antioxidant and the beginning oxidation of base oil and thickener. This duration shall be called the oxidation induction time (OIT) which is a function of grease composition and test conditions. The full depletion of the antioxidant additive is the end of useful service life of the grease since it is not recommended to operate components with degraded base oil or thickener. The desired lubrication properties would be affected and proper component operation and reliability could not be guaranteed. 3.2 Calculation of Arrhenius activation energy As described by Dornhöfer in 2016 [1] the service life of a grease must be estimated and meet the requirements of the temperature load collective over product lifetime. For this, the Arrhenius equation (equation 1) is applied and the activation energy E A must be evaluated. Aus Wissenschaft und Forschung 43 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0005 Figure 1: Application of grease sample on plate (left), open pressure chamber with grease sample on steel plate in petri dishes (middle) and whole test instrument with close safety hood (right) ed at 130 °C, 145 °C and 160 °C and oxidation induction times were determined as described in Chapter 3.2. Each temperature and plate material was measured twice in each laboratory. After a series of three temperatures, the Arrhenius activation energy was calculated from the gradient of the linear regression of oxidation induction times. 4.1 Oxidation induction times and Arrhenius activation energy on steel Results of the logarithmic values of oxidation induction times on steel are plotted over the inverse absolute temperature in Figure 3 in order to linearize the exponential Arrhenius law and enable a linear regression with a gradient that can be converted to the activation energy. The six measurement values of each laboratory were fitted with a linear regression and values for their coefficients of determination R 2 were calculated. Each laboratory achieved an excellent R 2 of at least 0,998 which means that the assumption of the Arrhenius equation is valid. Furthermore, the high values of R 2 are a clear indicator of the repeatability of measurements within each laboratory. The regression of all data points from all laboratories together provided a R 2 of 0,996 demonstrates the reproducibility of results between different laboratories. The Arrhenius activation energies were calculated by simple multiplication of the indicated slopes with the universal gas constant R. The results from the seven la- Aus Wissenschaft und Forschung 44 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0005 (equation 1) with: k is the rate constant for the chemical reaction, in this case the oxidation rate T is the absolute temperature (in Kelvin) A is the pre-exponential factor, a constant for each chemical reaction. According to collision theory, A is the frequency of collisions in the correct orientation E A is the activation energy for the reaction (in the same units as R ·T) R is the universal gas constant (8,314 J·K -1 ·mol -1 ) The activation energy can be calculated when oxidation induction times as expression for oxidation rate at different test temperatures are determined. With application of the natural logarithm to equation 1 the equation can be expressed as a linear equation (equation 2): (equation 2) When the logarithmic values for OIT (equals “ln k”) are plotted versus the inverse absolute temperature 1/ T the results should follow a linear trend and the slope of the linear graph is equivalent to E A / R. 4 Results For the estimation of the activation energies of this grease in contact with steel and brass tests were conduct- = ln = + . Figure 2: Typical pressure curve in autoclave during typical single experiment and evaluation of oxidation induction time by crossing of two fitted tangents boratories as well the arithmetic mean value are summarized in Table 1. It must be emphasized that this was the first time for several laboratories to apply this evaluation routine of oxidation induction time. Furthermore, it needs to be pointed out that for this study there was no software routine available to estimate the oxidation induction time. Instead, this was carried out by the crossing of two manually fitted tangents. Values range from 126 kJ/ mol to 134 kJ/ mol which is a surprisingly low relative span of 6,2 % of the arithmetic mean value despite the fact that the manual tangent fitting was done by seven different operators. 4.2 Oxidation induction times and Arrhenius activation energy on brass Results of the oxidation induction times on brass are plotted in Figure 4. The coefficients of determination of the linear regression are above 0,99 for each laboratory series and are almost as high as on steel and verify the applicability of Arrhenius law also on brass. The results of the activation energies on brass are summarized in Table 2. Values range from 98 kJ/ mol to 113 kJ/ mol which is a relative span of 13,9 % of the arithmetic mean value of 10 kJ/ mol. It needs to be pointed out that the lower activation energy on brass does not indicate the lower resistance against thermo-oxidation. Instead, as the gradient of the linearized Arrhenius regression, the activation energy expresses the sensitivity against temperature variation. A lower activation energy means that the oxidation induction time is not as strongly affected by temperature increase than a grease with higher activation energy. In our case, the lower activation energy of 108 kJ/ mol on brass (steel 129 kJ/ mol) indicates that the oxidation induction time varies stronger by temperature variation in contact with steel than with brass. However, this does not express the overall stability. The total stability is expressed in the oxidation induction time at a defined temperature. In Figures 3 and 4 the natural logarithm of the oxidation induction time is applied to linearize the exponential Arrhenius equation and is plotted on the y-axis as “ln OIT”. The higher values of ln OIT on steel (10,5 - 13) express the longer service life of this grease on steel than on brass with ln OIT of 8,8 - 11,4. It can be concluded Aus Wissenschaft und Forschung 45 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0005 Figure 3: Arrhenius plot of logarithmic oxidation induction times at three temperatures on steel (zero offset for improved visibility of single data points) E A =m*R/ 1000 E A [kJ/ mol] BOSCH 126 15162 HS Mannheim KTM 128 15437 FUCHS 131 15808 Dr. Tillwich 126 15121 SHELL 134 16072 SKF 127 15288 Anton Paar 132 15867 a arithmeticc meann value 129 slope m of linear regression [ln(min)*K] Table 1: Arrhenius activation energies on steel decrease is only few hours after the oxidation induction time and after 20 % the thermo-oxidation has clearly reached the second regime. After these interrupted tests, greases were visually inspected and flow curves were measured. Photographs of the grease sample serve as a very first rough qualitative indicator of the state of degradation (Figure 5). After 5 % and 10 % the initial beige color has changed to a homogenous amber color and the initial contours of the spatula application are still visible as an indicator of residual structural stability. After 15 % the color is significantly darker in the center of the sample and oil can be found beside the plate. After 20 % the sample has a shiny, liquid-like appearance and homogenous brown color. The spatula contour cannot be found any longer but the sample shows a liquid meniscus at the plate edges. Finally, after 40 % the sample has become a dark sticky resin that has nothing in common with the original grease. Aus Wissenschaft und Forschung 46 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0005 that the contact with brass, which is often used in machine elements like journal bearings or rolling bearing cages, catalyzes the thermo-oxidative degradation of this grease stronger than the contact with steel. Nevertheless, this finding cannot be generalized to all greases because different types grease components respond differently to contact with steel and brass. 4.3 Correlation of pressure decrease with rheological properties In order to emphasize the high relevance of the chosen test criterion of oxidation induction time for the application in machine elements the following additional test series was carried out in the BOSCH grease laboratory in Renningen. 0,5 g of the same grease as in the previous measurements was tested in the RapidOxy at 150 °C on steel. The tests were stopped after 5 %, 10 %, 15 %, 20 % and 40 % decrease of initial relative pressure in order to evaluate the rheology of the grease after variable thermo-oxidative stress before and after the oxidation induction time. The pressure curves with 5 % and 10 % pressure decrease indicate that the oxidation induction time was not reached, yet (Figure 5). The test stop after 15 % pressure Figure 4: Arrhenius plot of logarithmic oxidation induction times at three temperatures on brass (zero offset for improved visibility of single data points) E A =m*R/ 1000 E A [kJ/ mol] BOSCH 106 12757 HS Mannheim KTM 109 13118 FUCHS 98 11747 Dr. Tillwich 109 13119 SHELL 112 13458 SKF 113 13569 Anton Paar 110 13248 a arithmetic mean value 108 slope m of linear regression [ln(min)*K] Table 2: Arrhenius activation energies on brass The overview of flow curves is plotted in Figure 6. In order to be able to display the wide range of values, a logarithmic scale of the y-axis is used in the overview of all curves. The more common linear scale of the y-axis was applied on a smaller range in Figure 7 to achieve better discrimination of the curves. After the first 5 % pressure decrease, the initial flow curve with an initial flow limit around 1000 Pa has shifted to a higher shear stress around 2000 Pa, which expresses a slightly stiffer consistency. After 10 %, there is a significant change compared to 5 % and the smooth flow curve does not indicate any inhomogeneity or partial degradation. After 15 % and 20 %, the flow curve exhibits a significant shift to lower values and there is almost no initial flow limit which would have to be expected for a grease. These flow curves resemble rather a Newtonian behavior of Aus Wissenschaft und Forschung 47 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0005 Figure 5: Pressure curves with stops after 5 %, 10 %, 15 %, 20 % and 40 % decrease of relative pressure Figure 6: Rheological flow curves in cone-on-plate rheometer of grease after variable test duration in RapidOxy at 150 °C; logarithmic scale of shear stress 5 Conclusion • The proposed test method has been positively evaluated by the DIN working group “grease ageing” for the determination of thermo-oxidative stability of the chosen lubricating grease and for calculation of the Arrhenius activation energy of its degradation kinetics. • The new method takes the contact of grease with the catalytically active materials steel and brass, which are used in many machine elements, into account and simulates conditions which are more closely related to real application conditions. • The oxidation induction time (OIT) as evaluation criterion, which is indicated by the significant oxygen pressure drop, corresponds with the structural degradation and failure of grease properties. Since the pressure decrease at oxidation induction time varies strongly with different grease formulations an arbitrary value of 10 % as in ASTM D8206 or DIN 51830-1 cannot reliably detect the end of grease service life. Therefore, the criterion of oxidation induction time identification by the change of pressure gradient serves as a better indicator for grease service life in applications than an arbitrary value of pressure decrease of 10 %. • This study of seven laboratories indicated an acceptable repeatability and reproducibility and limited effort for the estimation of activation energies. • Due to these positive results, the working group decided to standardize this method as DIN 51830-2. The draft version of this method has been submitted to the Aus Wissenschaft und Forschung 48 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0005 an oil than a Bingham behavior of a grease. This provides another evidence of the structural breakdown of this thickener right after the oxidation induction time. Such a grease without initial flow limit cannot remain in the desired position of the lubricated machine element. In such a condition, this grease, which is formulated as a rolling bearing grease (NLGI 2), would be thrown off by centrifugal forces even at very low rotational speeds. It is more than obvious that such a degraded grease after passing the oxidation induction time cannot meet its required specifications and must be considered as structurally failed. After passing the oxidation induction time the gradient of pressure increases which expresses that the rate of grease oxidation is significantly increased. After 40 % pressure decrease the flow curve is shifted to extremely high values around 50000 Pa which can be interpreted as a resinification of the base oil. In some cases, this might provide a certain emergency lubrication but cannot be considered as engineering lubrication of highperformance machine elements. The oxidation induction time, as it was identified in this study, is indicated by the transition from the first regime of linear and slow consumption of oxygen to the second regime of significantly faster decrease of oxygen pressure. During the first regime the grease is protected against thermo-oxidative degradation by its antioxidant additives. During this period, the grease is supposed to sustain its desired structural and rheological properties. When the antioxidant content is fully consumed, there is no more protection of the thickener and base oil against thermooxidation. Thermo-oxidation of these main grease components leads to significant degradation, which is reflected in its rheological properties and visual appearance. Figure 7: Rheological flow curves in cone-on-plate rheometer of grease after variable test duration in RapidOxy at 150 °C; detailed range of shear stress in linear scale working group and is currently in review. In order to release this method as an official standard, values of repeatability and reproducibility need to be determined by an official round robin test with at least 30 degrees of freedom. This round robin test is currently in preparation and laboratory measurements are expected to begin by the end of 2021. • Additionally, measurement data with various grease compositions are being collected from several laboratories to evaluate for which grease formulation this test method and the criterion of sharp pressure drop can be applied. Acknowledgements Thank shall also be addressed to the DIN working group grease ageing for participation in this laboratory study and discussion of the method. Gratitude needs to be expressed to the people who carried out the measurements. 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Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0005 ever chemical analysis of structural changes due to thermal cycling is lacking. A study conducted by Saravanan et.al [14] analysed multilayer polymer and MoS 2 coating that was annealed to 500 °C, concluding that the heat treatment improved the wear durability of the film by forming hard MoO 3 and soft carbon-like material from the polymer layer. However, the effect of heat treatment in isolated MoS 2 and Ti doped MoS 2 is still unclear. It has been previously determined that annealing up to 450 °C introduces defects in MoS 2 , where S atoms are lost due to the breakage of S-Mo-S bonds [15]. This has been confirmed by Raman analysis, where the E 12g and A 1g peak shifts are analysed, which are the in-plane and out-of-plane vibrations respectively. This has also been supported by Wu et al. [16], where decomposition of MoS 2 was observed at temperatures over 400 °C. On the contrary, some studies have shown MoS 2 degradation takes place at temperatures as low as 260 °C [17], which has been conformed with decreased Raman intensity. Aus Wissenschaft und Forschung 50 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0006 Introduction Molybdenum disulfide (MoS 2 ) is widely used as a lubricant in space applications such as satellites and spacecraft [1]. For this reason, its tribological properties have been extensively analysed in vacuum environment [2,3] and air [4,5]. Due to the deteriorating tribological properties in air, MoS 2 has been doped with Ti to increase density of the coating [6] and therefore minimising oxygen substitution. MoS 2 / Ti coatings have shown reduced sensitivity to air, where the coefficient of friction (CoF) is significantly reduced in air, in comparison to pure MoS 2 [5,7-9]. Apart from metal doping, thermal treatments, such as annealing have been applied to MoS 2 for various reasons, including optimisation of mechanical properties, such as desorption of contaminants [10] and releasing of stress [11]. However, mechanical systems for satellites, are exposed to wide range of temperatures during testing, launch and travel, ranging from -80 °C to 250 °C in air and vacuum [12], therefore exposing MoS 2 based coatings to thermal cycling. For this reason, chemical analysis of structural changes is required in order to gain full understanding of wear and failure mechanisms. It has already been established that the coefficient of friction (CoF) in MoS 2 decreases with increasing temperature, up to 120 °C [13]. Some studies have also analysed the effect of thermal cycling, where the temperature alternates between -150 °C and 250 °C [12]. How- Impact of thermal cycles on tribological properties and oxidation of MoS 2 coatings Kristine Brittain, Ardian Morina, Liuquan Yang, Anne Neville* Eingereicht: 22.9.2021 Nach Begutachtung angenommen: 21.2.2022 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. MoS 2 based solid lubricants are extensively used in space applications, where the materials are exposed to large fluctuations of temperatures. Storage takes place in ambient conditions and so does testing, to test the mechanical systems in the harshest environments. In this work, the coatings were exposed to 40 °C, 75 °C and 250 °C for 1 hour and cooled in air to determine the effect of exposure to increased temperature. It was confirmed that MoS 2 / Ti is thermally stable and not significantly affected by heat treatments. Pure MoS 2 observes increased strain in the structure after exposure to 250 °C, which is due to oxygen substitution that takes place in S vacancies, followed by oxide formation. Although coefficient of friction is not affected by heat treatments, wear is reduced due to increase in hardness. Keywords Molybdenum disulfide, solid lubrication, surface analysis, wear mechanisms, oxidation, friction Abstract * Kristine Brittain - Corresponding author Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-2440-3720 School of Mechanical Engineering University of Leeds, Leeds, LS2 9JT, United Kingdom Professor Ardian Morina Institute of Functional Surfaces, University of Leeds Leeds, LS2 9JT, UK Dr Liuquan Yang Institute of Functional Surfaces, University of Leeds Leeds, LS2 9JT, UK Professor Anne Neville Institute of Functional Surfaces, University of Leeds Leeds, LS2 9JT, UK Oxide formation has been observed upon exposure to temperatures above 260 °C for long period of time, where the presence of molybdenum trioxide (MoO 3 ) was confirmed [16]. Defects can be detrimental to MoS 2 as the charge transfer in S vacancies are much higher than in defect free structure. Therefore, contaminants such as O 2 and H 2 O bind to the defect sites more strongly [11]. It has been suggested that water and oxygen molecules only physisorb onto MoS 2 coating. Density functional theory (DFT) calculations have shown that chemisorption is not possible due to high energy barrier, however the physisorbed molecules deplete MoS 2 of electrons [11,17], where charge transfer takes place from MoS 2 to O 2 or H 2 O. Previous research has confirmed that E 12g mode decreases and A 1g increases with increasing defect density formed through heat treatment such as annealing [15]. However, the reason of peak shifts and linewidth changes are not fully understood. Lack of research exists linking thermal cycling to tribological properties. It is unclear whether some of the desorbed contaminants adsorb again during cooling period, hindering low friction and wear and whether increased oxidation is induced due to sulfur loss. Also, how these structural changes affect friction and wear is also unclear. In this study, MoS 2 and MoS 2 / Ti coatings were thermally treated before friction test at room temperature (RT). All the coatings were treated and tested in air, as satellite materials testing takes place under worstcase conditions to ensure material durability, as per ECSS-E-ST-33-01C [18]. The impact of exposure to temperature fluctuations has not been widely researched, therefore irreversible structural changes are unclear and will be examined further. Methodology MoS 2 and MoS 2 / Ti (also known as MoST) was deposited by Teer Coatings Ltd (Droitwich, UK), using DC closed-field unbalanced magnetron-sputter ion plating (CFUBMS). AISI 440C substrates were polished, sonicated in acetone for 5 minutes and rinsed with isopropanol alcohol (IPA) to remove any contaminants. The substrates were stored in vacuum desiccator, until used for deposition. Detailed deposition procedure is provided elsewhere [19]. Each coating was heated in oven in air for 1 hour and cooled in air before stored in a vacuum desiccator. Three temperatures were selected to analyse the extent of chemical changes in the structure with increasing temperature. Coatings were heated to 40 °C, 75 °C and 250 °C before cooled and analysed. Dry contact pin-on-plate tribometer (Biceri, UK) was used, with 40 mm radius EN31 steel pins as a counter body. The plate was 30mm diameter and 6mm thick, made of AISI 440 C steel, coated with 1µm thick MoS 2 coating. Each test was repeated at least three times and the operating conditions for friction tests are listed in Table 1. Table 1: Operating conditions Operational parameter Value Speed (m/ s) 0.02 Contact pressure (MPa) 530 Stroke length (mm) 10 Cycles 1800 Temperature (°C) 25 Humidity (RH%) 40 - 50 Any chemical changes in the structure were monitored using Raman by Renishaw InVia spectrometer (UK). 488 nm Ar ion laser [20] with 0.5 mW power was used with laser step size of 2 µm. A mapping area of 24 × 20 µm 2 was obtained. The unit cell structure was analysed using X-ray diffraction (XRD) by Rigaku SmartLab (Tokyo, Japan) with Cu Kα radiation (λ = 1.54186 Å) equipped with D/ tex Ultra 250 silicon strip detector. 2 mm incident beam mask was used to minimise the irradiated area within wear scars. The crystallite size in c direction (along (002) plane), was calculated using Debye Scherrer equation [21]. Wear analysis was conducted using NPFlex, non-contact white light interferometer by Bruker (USA) using vertical resolution of < 0.15 nm. Three areas of each wear scar were scanned, ensuring repeatability. The data was analysed using Vison64 software and specific wear rate was calculated using Archard’s wear equation [22]. The quantification of oxide coverage was conducted by optical microscope by Leica DM 6000 M (Leica Microsystems, Wetzlar, Germany), and Raman, where different areas were analysed, with dark regions identified as oxide containing MoS 2 . Optical microscope was used to obtain images of the wear scars, followed by image analysis software (ImageJ), quantifying the dark regions within the wear scar by counting pixels. Wear debris outside of the wear scar were excluded for quantification. Energy dispersive X-Ray spectroscopy (EDX) was used to obtain elemental analysis in the middle of wear scar using scanning electron microscopy (SEM) by Carl Zeiss Evo MA15-SEM coupled with AZtecEnergy EDX system using CZ STEM detector. Aus Wissenschaft und Forschung 51 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0006 high CoF in MoS 2 , and high wear rate in untreated MoS 2 , the wear rate in heat treated MoS 2 decreases significantly. This indicates that the heat treatment induces chemical changes in MoS 2 structure, however MoS 2 / Ti is unaffected by heat treatment. Therefore, the chemical changes must be analysed to confirm the source of oxide formation or oxide removal. The wear of the pin was also analysed, as shown in Figure 3, where untreated and 250 °C heat treated MoS 2 has the highest wear. Chemical changes in the structure were analysed by monitoring E 12g and A 1g modes. Figure 4 shows the peak shift changes in heat treated (a) MoS 2 and (b) MoS 2 / Ti before friction test, with dotted lines as the average peak Aus Wissenschaft und Forschung 52 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0006 Results Friction curves of MoS 2 show very small deviations between different heat treatment temperatures. Figure 1 shows one friction curve per each condition, however at least three repeats have been conducted. Figure 1(a) shows small increase in CoF when heat treated at 40 °C, however the average steady state CoF does not differ significantly from untreated MoS 2 . The CoF in MoS 2 / Ti coatings does not differ between heat treatments, as shown by Figure 1(b). The average steady state CoF, which is the average of at least three repeats, is obtained between 1200-1800 cycles, and is summarised in Figure 2(a) and wear in Figure 2(b). As expected, MoS 2 / Ti has lower CoF in treated and untreated samples. Despite Figure 1: Coeffcient of friction in untreated and heat treated (a) MoS 2 and (b) MoS 2 / Ti coatings Figure 2: (a) Steady state average CoF and (b) wear rate in MoS 2 and MoS 2 / Ti coating position in untreated coatings and the grey area show standard deviation of the peak positions across the mapping area. The only significant structural change is induced after MoS 2 is exposed to 250 °C, where both E 12g and A 1g modes increase, however, this is not observed in MoS 2 / Ti. The increase in both Raman modes is consistent with compressive strain [23]. The Raman analysis is applied to both coatings after friction test in the middle a wear scar, as shown in Figure 5. This was done to determine the effect of heat exposure on tribological properties and whether the structural changes induced by heat, impact MoS 2 after wear. Large increase in peak distance is seen in MoS 2 , with largest difference at treatment temperature of 250 °C. The increase in A 1g mode and decrease in E 12g mode indicate defect formation , which is due to Mo-S Aus Wissenschaft und Forschung 53 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0006 Figure 4: Raman peak shifts in untested coatings after heat treatment in (a) MoS 2 and (b) MoS 2 / Ti, the dotted lines are peak positions in untreated coatings with the grey area as standard deviation Figure 5: Raman peak shifts in the middle of wear scar in (a) MoS 2 and (b) MoS 2 / Ti, the dotted lines are peak positions in untreated coatings after RT friction test, with the grey area as standard deviation Figure 3: Wear rate in pins in MoS 2 and MoS 2 / Ti due to overlapping S and Mo signals, however it has been previously shown that EDX can be used to confirm loss of S [26]. Figure 6(b) shows small amounts of oxygen after wear, indicating removal of oxides, particularly in MoS 2 / Ti. Unlike MoS 2 , Raman analysis does not show significant defect formation. In worn MoS 2 / Ti, only in-plane (E 12g ) is affected, observing increase in all heat treated coatings. The impact of heat treatment and oxide formation during wear is analysed by optical microscope, where the dark Aus Wissenschaft und Forschung 54 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0006 bond breakage [24], where as a result, S atoms are lost, leaving vacancies, or defects in the structure. EDX analysis in Figure 6(a) show estimated ratio between S and Mo in worn coating, with and without heat treatment. In a defect free structure, the ratio between S: Mo is 2: 1, however in untreated worn MoS 2 and MoS 2 / Ti, the ratio is decreased to 1.6-1.7, as shown in Figure 6(a). The ratio between S and Mo has increased to 1.8-1.9 in worn heat treated MoS 2 and MoS 2 / Ti. As increase in S generally takes place after sulfurization, it is possible that Mo has been removed instead [25], after the formation of MoO 3 , increasing the ratio between S: Mo. It is important to note that EDX is semi-quantitative technique Figure 6: EDX analysis of (a) S: Mo ratio and (b) oxygen content in MoS 2 and MoS 2 / Ti after wear in untreated and heat treated coatings at 250 °C Figure 7: Optical microscope image of heat treated MoS 2 at 250 °C regions have been identified as oxide containing areas by Raman. This is illustrated in Figure 7, where the peak at 920 cm -1 confirms the presence of Mo-O bonds in MoS 2 [27]. The quantified oxide coverage is shown in Figure 9, where MoS 2 / Ti has larger area coverage of oxides, in comparison to MoS 2 . Both coatings observe increase in oxides at treatment temperature of 75 °C. However, MoS 2 maintains high oxide coverage at 250 °C, whereas MoS 2 / Ti shows a significant reduction in oxides after it has been exposed to 250 °C. Some changes have been observed in MoS 2 crystallinity, where outside the wear scar of 250 °C heat treated coating show slight increase in crystallinity, where peak at 33.5° emerges as shown in Figure 9(a). However, some crystallinity might have been lost after wear, as shown in Figure 9(b). This was analysed further, where the distance between MoS 2 layers is analysed using XRD. Overall it has been observed that the layer distance increase slightly after wear in all the heat treated and untreated MoS 2 coatings, as shown in Figure 10(a). However, the distance increases slightly after the untested coating has been exposed to 250 °C. The crystallite size was also monitored and summarised in Figure 10(b). As expected, the smallest crystalline coverage is observed in untreated samples. Aus Wissenschaft und Forschung 55 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0006 Figure 9: XRD of MoS 2 without heat treatment and after 75 °C and 250 °C heat treatment on (a) blank coating and (b) middle of a wear scar Figure 8: Oxide coverage across MoS 2 and MoS 2 / Ti wear scars Small temperature increase does not impact the structure of MoS 2 significantly, however, the exposure to 250 °C improves some crystallinity, which has been shown by XRD. This was also confirmed by Raman mapping of full width at half maximum (FWHM) of A 1g mode in Figure 11, Aus Wissenschaft und Forschung 56 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0006 Discussion The heat treatment has a minimal impact on CoF in both, MoS 2 and MoS 2 / Ti coatings and therefore understandably, lack of research exists analysing these effects. Figure 10: (a) The distance between interlayer and (b) crystallite size with increasing heat treatment temperature outside and within the wear scar using XRD Figure 11: Mapped area of FWHM of A 1g peak in MoS 2 outside wear scar in (a) untreated, (b) heat treated at 250 °C coating, within the wear scar in (c) untreated and (d) heat treated at 250 °C where the average FWHM decreases from 12.5 cm -1 in untreated MoS 2 (Figure 11(a)), to 11.7 cm -1 (Figure 11(b)). Furthermore, after wear, the crystallinity is lost, forming amorphous tribofilm over the wear scar. The increase in crystallinity as well as the increase in strain, as seen by Raman analysis, can be induced by oxygen substitutions [28]. The strain in untested samples exposed to 250 °C is confirmed by XRD, where the distance between the layers is increased, in comparison to untreated MoS 2 . During wear, the substituted oxygen contributes to oxide formation, as confirmed by the increase in oxide coverage. These reactions can confirm that friction reduces when recrystallization and water desorption takes place, however, as seen in Figure 11(d), excessive oxygen substitution leads to oxide formation and increased friction. For this reason, no significant changes in CoF were seen. Clear reduction in wear is seen in MoS 2 after heat treatment. It has been previously suggested that decrease in wear is due to formation of oxides, where the abrasive MoO 3 particles increase overall hardness of the coating [14]. Similar correlation was observed in this study, as shown in Figure 12, where in most heat treated MoS 2 coatings the wear rate decreases with increasing oxide coverage. The opposite is observed in untreated coating, where the highest wear rate is seen and the least amount of oxides are present. It is possible that in untreated coatings, the oxide layer has been removed upon friction. On the contrary, the analysis of the counterbody shows that the wear of the pin does not decrease after 250 °C heat treatment, indicating less efficient transfer film formation has occurred due to increased oxide coverage. This was also confirmed by optical microscope images, where larger area of transfer film is seen in 75 °C heat treated MoS 2 coating counterbody (Figure 13(a)), in comparison to 250 °C heat treated MoS 2 counterbody, where the transfer film is only seen in the middle of the contacting areas and large surrounding areas are depleted of transfer film. Titanium doped MoS 2 consists of densely packed and amorphous structure, yielding it to be more stable in air in comparison to pure MoS 2 , which already has been established [29,30]. No significant chemical changes in the structure after heat treatment were observed, which is as expected. Nonetheless, to confirm the chemically stable structure, maps of FWHM of A 1g mode have been obtained in untreated and treated coatings, as shown in Figure 14. It was observed that the exposure to heat only introduces some distortion, which is not affected by wear. Unlike in MoS 2 , the wear rate in MoS 2 / Ti is independent on oxide coverage as no correlation exists between both trends. Pure MoS 2 is more susceptible to loss of sulfur than MoS 2 / Ti, whereas MoS 2 / Ti becomes strained upon friction, which has been confirmed by Raman analysis as well as previous research by Colas et.al [31]. It has also been previously established that MoS 2 / Ti requires contaminants (H 2 O or O 2 ) in order to reduce the abrasive properties of Ti, by forming a phase consisting of Ti and O as well as MoS 2 and O [31]. Therefore, exposure to high temperatures leads to formation of new phases and increased strain. This has been confirmed by Raman Aus Wissenschaft und Forschung 57 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0006 Figure 13: Wear on pin after (a) 75 °C and (b) 250 °C heat treatment in MoS 2 coating Figure 12: Wear rate with oxide coverage in MoS 2 coatings ing to formation of MoO 3 . No change in CoF were seen as the friction reducing recrystallization and water desorption was balanced out by friction increasing oxide formation. • The removal of oxides during wear, removes Mo, forming defects in the structure. • Wear was reduced in pure MoS 2 as the oxides increase hardness of the coating. Oxides also hinder adhesion of MoS 2 , leading to removal of transfer film from the counterbody. • Contaminants are beneficial in MoS 2 / Ti as the formation of phases consisting of Ti and O reduce the abrasive properties of Ti, maintaining low friction and wear. Therefore, transfer film formation was not hindered, and wear was unaffected by heat treatments. Analytical tools such as Raman and SEM-EDX have been used to monitoring the structural changes and oxide formation. However, for future investigations, the exact S: Mo ratio can be quantified using XPS (X-ray photoelectron spectroscopy) in order to monitor S and oxide removal. In addition, the layer structure in MoS 2 and MoS 2 / Ti can be analysed using transmission electron microscope (TEM) to confirm any friction induced structural distortion or crystallisation and the formation of a new phase in MoS 2 / Ti. Aus Wissenschaft und Forschung 58 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0006 maps of FWHM in Figure 14, where the structure is preserved after heat treated wear in comparison to untreated wear. Pure MoS 2 , on the other hand, loses S and Mo atoms during exposure to high temperatures and during the cooling period, contaminants such as oxygen, binds to the vacant sites, restoring the structure and therefore recrystallization is observed by Raman and XRD. However, unlike in MoS 2 / Ti, where new phases are formed in the existing structure, in MoS 2 , the S and Mo replacement by O leads to reduced repulsion between S atoms, causing slight increase between the layers. This was confirmed by XRD, as well as the slight reduction in CoF in comparison to untreated MoS 2 [32]. Conclusion Although it has been established that Ti doped MoS 2 is more stable than pure MoS 2 , the effects of exposure to increased temperature in air were examined and linked to tribological properties in both coatings. The following can be concluded: • Oxidation occurs after MoS 2 has been exposed to temperatures as low as 75 °C. • High temperature heat exposure in pure MoS 2 leads to oxygen substitution induced recrystallisation. Upon friction, this induces excess oxygen substitution lead- Figure 14: Mapped area of FWHM of A 1g peak in MoS 2 / Ti outside wear scar in (a) untreated, (b) heat treated at 250 °C coating, within the wear scar in (c) untreated and (d) heat treated at 250 °C Aus Wissenschaft und Forschung 59 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 Acknowledgements We wish to acknowledge the support of the Henry Royce Institute through the Royce PhD Equipment Access Scheme enabling access to Thin Film XRD facilities at Royce@Manchester; EPSRC Grant Number EP/ R00661X/ 1. We would also like to thank Teer Coatings Ltd for providing MoS 2 and MoS 2 / Ti coatings. This work was funded by EPSRC (Engineering and Physical Sciences Research Council) grant number EP/ L01629X/ 1. 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Jahrgang · 1/ 2022 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 ie Tribologie-Fachtagung 2021 ßlich online sta and, ho昀en önlich in Gö ngen begrüßen les dafür tun, dass Sie Ihre For sergebnisse sicher vor Ort prä der persönlich mit Ihren Fach - und Poster anzumelden: und Lebensdauer, Berechnungsen, Mikro- und Nanotribologie o echnologien und- und Leichtbauwerksto昀e, bologische Charakterisierung ierungstechnik e, Kühlschmiersto昀e, Schmie - Entsorgungssysteme, nachhal ber昀ächentechnologien e und -verfahren, neue Anwenharakterisierung d Antriebstechnik etriebe und Zahnräder, pneu lische Systeme, reibschlüssige dial-Wellendichtungen, berüh ologie der Elastomere 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 pulse für die Tribologie der Materialienforschung en, CO -neutrale Werksto昀e, Wechselwirkung zwischen d Schmiersto昀en, Regulatori- Gesellscha Tribologie e 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 63. Tribolog 63 rd German Tri 26. - 28. S Reibung, und V Fric琀on, Gesellscha昀 Tribologie e 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 V 63. Tribolog 63 rd German Tri 26. - 28. Se Reibung, und V Fric琀on, 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 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 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 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 ormation und Anmeldung/ ormation and registration: rags- und Posteranmeldung erfolgen in diesem Jahr die Webseite: / Registra琀on of papers and posters .g昀-ev.de/ de/ tribologie-fachtagung-2022 öffentlichung / Publication ngsband/ Conference Proceedings chri昀en/ Journals: Tribologie und Schmierungstechnik mine/ Deadlines: ragsanmeldungen/ ract submission ........................................... 22.04.2022 ä琀gung der Annahme/ rma琀on of acceptance ............................... 25.05.2022 lige Zusammenfassung für das Programmhe昀/ e summary for programme booklet ............ 24.06.2022 be des Manuskripts/ uscript submission ...................................... 19.08.2022 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 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 Abendessen € 870,- € 830,- € 480,- € 650,- € 250,- € 50,- Englisch d English 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 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 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 Gesellscha昀 für Tribologie e.V. tion und Anmeldung/ tion and registration: d Posteranmeldung erfolgen in diesem Jahr bseite: / Registra琀on of papers and posters .de/ de/ tribologie-fachtagung-2022 ntlichung / Publication d/ Conference Proceedings / Journals: Tribologie und Schmierungstechnik / Deadlines: eldungen/ mission ........................................... 22.04.2022 der Annahme/ n of acceptance ............................... 25.05.2022 ammenfassung für das Programmhe昀/ ary for programme booklet ............ 24.06.2022 Manuskripts/ submission ...................................... 19.08.2022 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 Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Nachrichten 61 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 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 ie Tribologie-Fachtagung 2021 ßlich online sta and, ho昀en rsönlich in Gö ngen begrüßen lles dafür tun, dass Sie Ihre For gsergebnisse sicher vor Ort prä eder persönlich mit Ihren Fach kommen. und Poster anzumelden: ß und Lebensdauer, Berechnungsden, Mikro- und Nanotribologie to echnologien bund- und Leichtbauwerksto昀e, ribologische Charakterisierung mierungstechnik e, Kühlschmiersto昀e, Schmie d Entsorgungssysteme, nachhal - Ober昀ächentechnologien 昀e und -verfahren, neue Anwen- Charakterisierung nd Antriebstechnik Getriebe und Zahnräder, pneu lische Systeme, reibschlüssige adial-Wellendichtungen, berüh bologie der Elastomere 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 Impulse für die Tribologie der Materialienforschung -neutrale Werksto昀e, Wechselwirkung zwischen d Schmiersto昀en, Regulatori- » 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 simula琀on methods, mi » Materials and Material Metals, polymers, com new applica琀ons, tribol » Lubricants and Lubrica Lubricants, addi琀ves, 琀on, maintenance and ble lubricants » Thin Layers and Surfac Coa琀ng materials and tribological characteriza » Machine Elements and Journal and roller beari pneuma琀c and hydrauli » Sealing Technology Slip ring seals, sha昀 seal logy of elastomers » Tribometry Prac琀ce relevant test research, development » Databases and Data An Tribological Databases, t » Machining and Formin Metals and polymer p lubrica琀on, dry machini » Tribology in Automo琀v Engine, transmissions, equipment, Tribology for » Tribology for Earth Drill Materials and technolo transport, ore mills, sea » Biotribology, Life Scien Tribosystems in living or terials, test methods » Hap琀cs and Tac琀le Per product hap琀cs, func琀 cal applica琀ons, charac 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 » 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. bologie-Fachtagung 2021 online sta and, ho昀en h in Gö ngen begrüßen für tun, dass Sie Ihre For bnisse sicher vor Ort prä ersönlich mit Ihren Fach - Poster anzumelden: Lebensdauer, Berechnungsikro- und Nanotribologie chnologien und Leichtbauwerksto昀e, ische Charakterisierung ngstechnik ühlschmiersto昀e, Schmie orgungssysteme, nachhal ächentechnologien d -verfahren, neue Anwenand 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 lse für die Tribologie r Materialienforschung -neutrale Werksto昀e, chselwirkung zwischen miersto昀en, Regulatorischen 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 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 Metals, polymers, compo new applica琀ons, tribolo » Lubricants and Lubrica琀o Lubricants, addi琀ves, me 琀on, maintenance and di ble lubricants » Thin Layers and Surface Coa琀ng materials and pr tribological characteriza琀 » Machine Elements and T Journal and roller bearin pneuma琀c and hydraulic » Sealing Technology Slip ring seals, sha昀 seals, logy of elastomers » Tribometry Prac琀ce relevant test me research, development a » Databases and Data Anal Tribological Databases, tool » Machining and Forming Metals and polymer pro lubrica琀on, dry machinin » Tribology in Automo琀ve Engine, transmissions, ch equipment, Tribology for e- » Tribology for Earth Drillin Materials and technologi transport, ore mills, seals » Biotribology, Life Science Tribosystems in living orga terials, test methods » Hap琀cs and Tac琀le Perce product hap琀cs, func琀on cal applica琀ons, characte 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 » 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. 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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 Metals, polymers, compo new applica琀ons, tribolo » Lubricants and Lubrica琀o Lubricants, addi琀ves, me 琀on, maintenance and di ble lubricants » Thin Layers and Surface Coa琀ng materials and pr tribological characteriza琀 » Machine Elements and T Journal and roller bearin pneuma琀c and hydraulic » Sealing Technology Slip ring seals, sha昀 seals, logy of elastomers » Tribometry Prac琀ce relevant test me research, development a » Databases and Data Anal Tribological Databases, tool » Machining and Forming Metals and polymer pro lubrica琀on, dry machinin » Tribology in Automo琀ve Engine, transmissions, ch equipment, Tribology for e- » Tribology for Earth Drillin Materials and technologi transport, ore mills, seals » Biotribology, Life Science Tribosystems in living orga terials, test methods » Hap琀cs and Tac琀le Perce product hap琀cs, func琀on cal applica琀ons, characte 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 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. 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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 » Materials and Materials Metals, polymers, compo new applica琀ons, tribolo » Lubricants and Lubrica琀o Lubricants, addi琀ves, me 琀on, maintenance and di ble lubricants » Thin Layers and Surface Coa琀ng materials and pr tribological characteriza琀 » Machine Elements and T Journal and roller bearin pneuma琀c and hydraulic » Sealing Technology Slip ring seals, sha昀 seals, logy of elastomers » Tribometry Prac琀ce relevant test me research, development a » Databases and Data Anal Tribological Databases, tool » Machining and Forming Metals and polymer pro lubrica琀on, dry machinin » Tribology in Automo琀ve Engine, transmissions, ch equipment, Tribology for e- » Tribology for Earth Drillin Materials and technologi transport, ore mills, seals » Biotribology, Life Science Tribosystems in living orga terials, test methods » Hap琀cs and Tac琀le Perce product hap琀cs, func琀on cal applica琀ons, characte 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 62 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswiss chaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwiss chaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilol Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikatio issenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Spra issenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ hilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwese remdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Touris VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwiss chaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglisti auwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtsc 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 - Ein Unternehmen der Narr Francke Attempto GmbH + Co. KG Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Germany Tel. +49 (0)7071 97 97 0 \ Fax +49 (0)7071 97 97 11 \ info@narr.de \ www.narr.de Das Buch bietet eine praxisorien琀erte Einführung in das Thema Ölanalysen. Es vermi琀elt das nö琀ge Hintergrundwissen, von der sachgerechten Probenentnahme, den Prüfverfahren bis zum Verstehen der Analysenergebnisse. Hierdurch unterstützt es den Anwender dabei, kostspielige Ausfallzeiten der Maschinen zu verhindern. Rüdiger Krethe ist diplomierter Maschinenbauer und Tribotechniker. Er befasst sich seit mehr als 25 Jahren intensiv mit der Schmierung von Maschinen, angefangen von der Produktauswahl, der innerbetrieblichen Organisa琀on bis hin zur Überwachung von Schmierölen und Hydraulik昀üssigkeiten während des Einsatzes. Patentumschau 63 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DE102018127456A1 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. Erfindungsgemäß sind Wälzkörper einer ersten Bauart derart ausgebildet, dass eine Kugel in einer Zylinderhohlrolle beweglich angeordnet ist, und sind Wälzkörper einer zweiten Bauart als Kugel ausgebildet. Die Wälzkörper sind dabei in zwei parallelen Wälzkörperreihen angeordnet, derart, dass in jeder Wälzkörperreihe abwechselnd Wälzkörper der ersten Bauart und Wälzkörper der zweiten Bauart aufeinanderfolgen, wobei die Wälzkörper der beiden Wälzkörperreihen versetzt zueinander angeordnet sind, derart, dass axial benachbarte Wälzkörper verschiedener Wälzkörperreihen stets unterschiedlicher Bauart sind. DE102018129193A1 B60B 27/ 02 Panchal, Krunal, Vadodara, IN; Patel, Sumit, Gujarat, Vadodara, IN; Shaikh, Javed, Gujarat, Vadodara, IN Schaeffler Technologies AG &Co. KG, 91074 Herzogenaurach, DE Radlagereinheit Die Erfindung betrifft eine Radlagereinheit umfassend ein Radlager, mit einem Innenring mit Innenringlaufbahn, einem Außenring mit Außenringlaufbahn, und mit einer Mehrzahl von zwischen Innenring und Außenring in einem Schmiermittel bevorratenden Ringraum angeordneten, vorzugsweise in einem Käfig beabstandet gehaltenen, Wälzkörpern, einer zwischen Innenring und Außenring angeordneten Dichtung zur Abdichtung des Ringraums zumindest axial auf einer ersten Stirnseite des Radlagers, einer Abdeckkappe mit zylindrischem Querschnitt, die mit ihrer kreisscheibenförmigen Deckelfläche auf einer der ersten Stirnseite gegenüberliegenden zweiten Stirnseite des Radlagers stirnseitig das Radlager verschließt und die über einen kreisringförmigen Kragen der sich koaxial zur Drehachse der Radlagereinheit erstreckt im Außenring gehalten ist. Gemäß der Erfindung weist der kreisringförmige Kragen der Abdeckkappe an seinem freien Ende einen in Richtung der Drehachse gerichteten kreisringförmigen Endabschnitt auf. DE102018129656A1 F16C 33/ 78 Häpp, Alexander, 97461, Hofheim, DE; Krapf, Marco, 97705, Burkardroth, DE; Weber, Jörg, 91301, Forchheim, DE Schaeffler Technologies AG &Co. KG, 91074 Herzogenaurach, DE Radlagereinheit Die Erfindung betrifft eine Radlagereinheit umfassend ein Radlager, mit einem Innenring mit Innenringlaufbahn, einem Außenring mit Außenringlaufbahn, und mit einer Mehrzahl von zwischen Innenring und Außenring in einem Schmiermittel bevorratenden Ringraum angeordneten, vorzugsweise in einem Käfig beabstandet gehaltenen, Wälzkörpern, einer zwischen Innenring und Außenring angeordneten Dichtung zur Abdichtung des Ringraums, wobei die Dichtung zumindest eine Dichtlippe aufweist, wobei die Dichtlippe mit einer Dichtfläche zur Abdichtung des Radlagers zusammenwirkt, sowie vorzugsweise mit einem ersten Flansch, der als integraler Bestandteil des Innenrings ausgebildet ist und/ oder vorzugsweise einem zweiten Flansch, der als integraler Bestandteil des Außenrings ausgebildet ist. Gemäß der Erfindung weist die Dichtlippe oder die Dichtfläche Mikrostrukturen auf, die derart ausgebildet sind, dass einerseits die Kontaktfläche zwischen Dichtlippe und Dichtfläche im Vergleich zu einer Kontaktfläche ohne Mikrostrukturen reduziert wird, und dass anderseits eine Rückförderung von aus dem Ringraum austretendem Schmiermittel realisiert wird. DE102019102553A1 B60B 27/ 02 Kelemen, Michael, 97534, Waigolshausen, DE; Müller, Björn, 97262, Hausen, DE Schaeffler Technologies AG &Co. KG, 91074 Herzogenaurach, DE Radlagereinheit Die Erfindung betrifft eine Radlagereinheit umfassend ein Radlager mit einem Radnabenflansch der als integraler Bestandteil des Innenrings ausgebildet ist, wobei der Radnabenflansch zumindest bereichsweise eine Beschichtung zum Korrosionsschutz aufweist. Gemäß der Erfindung ist die Beschichtung durch ein thermisches Spritzverfahren, insbesondere mittels Pulver- oder Draht-Lichtbogenflammspritzen, erzeugt worden. 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 unikationswissenhe Sprachwissenent \ Altphilologie Kommunikationsistorische Sprachanagement \ Alttik \ Bauwesen \ schaft \ Tourismus ie \ Kulturwissenichte \ Anglistik \ \ BWL \ Wirtschaft 64 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswiss chaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwiss chaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilol Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikatio issenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Spra issenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ hilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwese remdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Touris VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwiss chaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglisti auwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtsc BUCHTIPP Dieter Brendt, Olaf Mackowiak Führung in der Technik 1. Auflage 2021, 177 Seiten €[D] 34,90 ISBN 978-3-8169-3467-7 eISBN 978-3-8169-8467-2 expert verlag - Ein Unternehmen der Narr Francke Attempto GmbH + Co. KG Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Germany Tel. +49 (0)7071 97 97 0 \ Fax +49 (0)7071 97 97 11 \ info@narr.de \ www.narr.de Mitarbeitende zielgerichtet und effektiv führen zu können, ist ein Schlüssel für nachhaltigen Unternehmenserfolg. In diesem Buch werden den Leser: innen durch die direkte Ansprache und die Praxisbeispiele von Kolleg: innen in vergleichbaren Situationen Denkanstöße und Tipps geboten, um ihren Führungsstil zu analysieren und darauf aufbauend zu optimieren. Es werden bewährte Maßnahmen und Techniken zur effizienten Gestaltung und Beherrschung der vielfältigen Anforderungen im sich schnell verändernden technischen wie gesellschaftlichen Umfeld vorgeschlagen, die praxisgerecht im Führungsalltag eingesetzt werden können. Dieter Brendt: Vielseitige Berufserfahrungen als Techniker in leitenden Positionen, Studium der Arbeits-, Betriebs- und Organisationspsychologie, Supervisor BDP, seit 1989 freiberuflicher Trainer, Berater und Coach Olaf Mackowiak: Betriebsleitung in der Metallverarbeitenden Industrie, Führungsverantwortung für 170 Mitarbeiter: innen, 25 Jahre Führungserfahrung auf unterschiedlichen Hierarchieebenen Normen 65 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen keine 1.1.2 Technische Lieferbedingungen des BAAINBw Z BAAINBw TL 9150-0074: 2010-07 Technische Lieferbedingungen - Schmierfett, Luftfahrzeug - NATO-Kode: ohne; Bw-Kode: GY3010 Zurückgezogen, ersetzt durch BAAINBw TL 9150- 0074: 2021-07 BAAINBw TL 9150-0074: 2021-07 Technische Lieferbedingungen - Schmierfett, Luftfahrzeug, NATO-Kode: ohne, Bw-Kode: GY3010 Ersatz für BAAINBw TL 9150-0074: 2010-07 Z BAAINBw TL 9150-0085: 2011-09 Technische Lieferbedingungen - Schmieröl, Instrument - NATO-Kode: ohne; Bw-Kode: OY1030 Zurückgezogen, ersetzt durch BAAINBw TL 9150- 0085: 2021-07 BAAINBw TL 9150-0085: 2021-07 Technische Lieferbedingungen - Schmieröl, Instrument; NATO-Kode: ohne, Bw-Kode: OY1030 Ersatz für BAAINBw TL 9150-0085: 2011-09 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen DIN EN ISO 22854: 2021-10 Print: 116,50 EUR/ Download: 96,40 EUR Flüssige Mineralölerzeugnisse - Bestimmung von Kohlenwasserstoffgruppen und sauerstoffhaltigen Verbindungen in Ottokraftstoffen und in Ethanolkraftstoff (E85) - Multidimensionales gaschromatographisches Verfahren (ISO 22854: 2021); Deutsche Fassung EN ISO 22854: 2021 Liquid petroleum products - Determination of hydrocarbon types and oxygenates in automotive-motor gasoline and in ethanol (E85) automotive fuel - Multidimensional gas chromatography method (ISO 22854: 2021); German version EN ISO 22854: 2021 Ersatz für DIN EN ISO 22854: 2016-08 Gegenüber DIN EN ISO 22854: 2016-08 wurden folgenden Änderungen vorgenommen: a) der Anwendungsbereich und die Präzision in Bezug auf den Konzentrationsbereich erweitert; b) die Präzisionsaussage aktualisiert; c) neue Beispiele für typische Chromatogramme in Anhang B ergänzt und Anhang B inhaltlich überarbeitet; d) das Dokument mit ASTM D 6839 harmonisiert und redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur gaschromatographischen Bestimmung (GC) von gesättigten, olefinischen und aromatischen Kohlenwasserstoffen in Ottokraftstoffen und Ethanolkraftstoff (E85) fest. Zusätzlich können die Gehalte an Benzol und sauerstoffhaltigen Verbindungen sowie der Gesamtsauerstoffgehalt bestimmt werden. 1.2.2 ISO-Normen ZE ISO/ DIS 4259-4: 2021-01 Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 4: Verwendung von Kontrollkarten zur Validierung des Status der statistischen Kontrolle bei der Durchführung von genormten Prüfverfahren in einem einzelnen Labor Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 4259-4: 2021-09 E ISO/ FDIS 4259-4: 2021-09 190,50 EUR Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 4: Verwendung von Kontrollkarten zur Validierung des Status der statistischen Kontrolle bei der Durchführung von genormten Prüfverfahren in einem einzelnen Labor Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 4: Use of statistical control charts to validate 'in-statistical-control' status for the execution of a standard test method in a single laboratory Ersatz für ISO/ DIS 4259-4: 2021-01 V ISO/ TS 6521-2: 2021-08 69,90 EUR Lubricants, industrial oils and related products (Class L) - Family D (Compressors) - Part 2: Specifications of categories DAG, DAH and DAJ (Lubricants for flooded rotary air compressors) Z ISO 11007: 1997-06 Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung der korrosionsverhindernden Eigenschaften von Schmierfetten Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 11007-1: 2021-07 und ISO/ TS 11007-2: 2021-07 ZE ISO/ DIS 11007-1: 2020-12 Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung der korrosionsverhindernden Eigenschaften von Schmierfetten - Teil 1: Dynamische feuchte Bedingungen ISO 11007-1: 2021-07 69,90 EUR Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung der korrosionsverhindernden Eigenschaften von Schmier- Normen unikationswissenche Sprachwissenent \ Altphilologie Kommunikationsistorische Sprachanagement \ Alttik \ Bauwesen \ schaft \ Tourismus ie \ Kulturwissenichte \ Anglistik \ \ BWL \ Wirtschaft Normen 66 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 fetten - Teil 1: Dynamische feuchte Bedingungen Petroleum products and lubricants - Determination of rust-prevention characteristics of lubricating greases - Part 1: Dynamic wet conditions Mit ISO/ TS 11007-2: 2021-07 Ersatz für ISO 11007: 1997-06 V ISO/ TS 11007-2: 2021-07 69,90 EUR Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung der korrosionsverhindernden Eigenschaften von Schmierfetten - Teil 2: Verfahren mit Wasserauswaschung Petroleum products and lubricants - Determination of rust-prevention characteristics of lubricating greases - Part 2: Method with water wash-out Mit ISO 11007-1: 2021-07 Ersatz für ISO 11007: 1997-06 Z ISO 11009: 2000-03 Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung der dynamischen Wasserbeständigkeit von Schmierfetten Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 11009: 2021-08 ZE ISO/ DIS 11009: 2020-12 Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung der dynamischen Wasserbeständigkeit von Schmierfetten ISO 11009: 2021-08 69,90 EUR Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung der dynamischen Wasserbeständigkeit von Schmierfetten Petroleum products and lubricants - Determination of water washout characteristics of lubricating greases Ersatz für ISO 11009: 2000-03 ZE ISO/ FDIS 12925-3: 2021-04 Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Erzeugnisse (Klasse L) - Familie C (Getriebe) - Teil 3: Anforderungen an die Kategorien CKG und CKL (Schmierstoffe für offene und halb-geschlossene Getriebesysteme) ISO 12925-3: 2021-07 69,90 EUR Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Erzeugnisse (Klasse L) - Familie C (Getriebe) - Teil 3: Anforderungen an die Kategorien CKG und CKL (Schmierstoffe für offene und halb-geschlossene Getriebesysteme) Lubricants, industrial oils and related products (Class L) - Family C (gears) - Part 3: Specifications for greases for enclosed and open gear systems 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen DIN ISO 1328-2: 2021-09 Print: 116,50 EUR/ Download: 96,40 EUR Stirnräder - ISO-Toleranzsystem - Teil 2: Definitionen und zulässige Werte für die Zweiflanken-Wälzabweichung (ISO 1328-2: 2020) Cylindrical gears - ISO system of flank tolerance classification - Part 2: Definitions and allowable values of double flank radial composite deviations (ISO 1328- 2: 2020) Mit DIN ISO 1328-1: 2018-03 Ersatz für DIN 3963: 1978-08 Gegenüber DIN 3963: 1978-08 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) der Anwendungsbereich wurde erweitert; b) die Toleranzen für F i <(hoch)'> und f i <(hoch)'> sind nicht in dieser Norm enthalten; sie befinden sich im Teil 1; c) die Bezeichnung wurde von F i <(hoch)„> und f i <(hoch)“> in F id und f id geändert; d) neue Toleranzgleichungen mit Rundungsregeln wurden eingeführt; e) die Stufensprünge für Modul und Durchmesser wurden beseitigt; f) die Norm enthält keine Toleranztabellen, sondern nur noch die Toleranzgleichungen; g) in die Toleranzgleichungen werden keine Mittelwerte eingesetzt, sondern die aktuellen Zahnradparameter; h) ein neuer Nummernbereich für die Qualitäten wurde eingeführt; i) als Stufenfaktor wird ‚àú2 verwendet, d. h. 1,189; j) eine neue Toleranzgleichung für Zahnsegmente wurde eingefügt; k) eine neue Gleichung für die Sektorabweichung über k Zähne wurde ergänzt; l) Umrechnungsformeln von alter Norm zu neuer Norm wurden eingeführt; m) Formeln zur Bestimmung der Qualitätsklasse für eine gegebene Toleranz wurden ergänzt; n) Berechnungsbeispiele wurden hinzugefügt. Dieses Dokument legt ein System zur Toleranzklassifizierung fest, das für die Konformitätsbewertung von Zweiflanken-Wälzabweichungen an einzelnen zylindrischen Evolventenrädern und Zahnsegmenten gilt. Es enthält die Definitionen der Zahnflankenabweichungen, den Aufbau des Zahnflanken-Klassifikations-Systems und die zulässigen Werte für die Zahnflankenabweichungen. Es enthält Gleichungen zur Berechnung der Toleranzen für einzelne Zahnräder, wenn sie im Zweiflanken-Wälzkontakt mit einem Meisterrad kämmen. Toleranztabellen sind nicht angegeben. Dieses Dokument ist für Teilkreisdurchmesser bis 600 mm und für Zahnräder mit drei oder mehr Zähnen anwendbar. Die Zahnradauslegung oder die Empfehlung von Toleranzen ist nicht in diesem Dokument enthalten. Z DIN 3963: 1978-08 Toleranzen für Stirnradverzahnungen; Toleranzen für Wälzabweichungen Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO 1328-1: 2018-03 und DIN ISO 1328-2: 2021-09 Z DIN EN 12082: 2017-12 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Prüfung des Leis- Normen 67 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 tungsvermögens; Deutsche Fassung EN 12082: 2017 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 12082: 2021-09 ZE DIN EN 12082/ A1: 2019-03 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Prüfung des Leistungsvermögens; Deutsche und Englische Fassung EN 12082: 2017/ prA1: 2019 DIN EN 12082: 2021-09 Print: 147,80 EUR/ Download: 122,40 EUR Bahnanwendungen - Radsatzlager - Prüfung des Leistungsvermögens; Deutsche Fassung EN 12082: 2017+ A1: 2021 Railway applications - Axleboxes - Performance testing; German version EN 12082: 2017+A1: 2021 Ersatz für DIN EN 12082: 2017-12 Gegenüber DIN EN 12082: 2017-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) eine Klarstellung, wie Haltestellen und Geschwindigkeitsschwankungen zu berücksichtigen sind, wurde hinzugefügt; b) eine Klarstellung, wie die ersten vier Prüfläufe sowie der Vorversuch zu bewerten sind, wurde hinzugefügt; c) eine Klarstellung, welche Art von Radsatzlager in der Betriebserprobung zu prüfen ist, wurde hinzugefügt; d) die Lage der Position des Temperatursensors im Zielbereich ist besser spezifiziert; e) die Temperaturkriterien wurden präzisiert und Anhang D (informativ) enthält Beispiele zur Bewertung; f) Gleichung (A.4) in A.9.2 „Vorbedingungen für die Anwendbarkeit bestehender Ergebnisse“ ist korrigiert; g) Anhang ZA wurde gestrichen, da er für diese Norm als Prüfnorm nicht relevant ist; h) redaktionelle Überarbeitung der Norm. Diese Europäische Norm legt die Grundlagen und Verfahren für die Prüfung des Leistungsvermögens auf dem Prüfstand der Baugruppe Radsatzlager, bestehend aus Wälzlager(n), Lagergehäuse, Dichtung(en) und Schmierfett fest. Für Fahrzeuge im Betrieb auf Vollbahnen sind die Prüfbedingungen und Mindestleistungsanforderungen spezifiziert. Für Fahrzeuge im Betrieb auf anderen Bahnnetzen dürfen davon abweichende Prüfbedingungen und Leistungsanforderungen gewählt werden (z. B. städtischer Schienenbahnen). Diese Norm wurde ursprünglich für Außenlagerungen entwickelt, gilt jedoch auch für Fahrzeuge mit anderen Lageranordnungen (z. B. Innenlagerungen oder Einzelräder). Sie enthält mögliche Beispiele, in denen eine „sequentielle Leistungsprüfung“ die breite Vielfalt von verschiedenen Betriebsbedingungen innerhalb einer spezifischen Anwendung oder einer Fahrzeugplattform berücksichtigt. Sie beschreibt detailliert eine Wasserdichtheitsprüfung und die Grundlagen und Mindestanforderungen einer Betriebserprobung. Diese Europäische Norm gilt nur für Radsatzlager, die mit Wälzlagern und Schmierfetten nach EN 12080 und EN 12081 ausgestattet sind. DIN CEN/ TR 17469: 2021-09 Print: 173,10 EUR/ Download: 143,20 EUR Bahnanwendungen - Konstruktionsverfahren von Radsatzwellen; Englische Fassung CEN/ TR 17469: 2020 Railway applications - Axle design method; English version CEN/ TR 17469: 2020 Dieses Dokument stellt den aus dem Euraxles-Projekt resultierenden Kenntnisstand über die Konstruktion der Radsatzwelle und die weiteren Schritte dar. Es dient als Unterstützung, um: - die zu berücksichtigenden Belastungen zu definieren; - die Spannungsberechnungsmethode mit finiten Elementen und die damit verbundenen Validierungsprozesse zu beschreiben; - die in den Berechnungen anzunehmenden maximal zulässigen Spannungen und die zu verwendenden Sicherheitsfaktoren anzugeben. Dieser technische Bericht ist anwendbar für: - Radsatzwellen, die in EN 13261 als „reiner Radsatz“ definiert sind; - andere Radsatzwellenkonstruktionen, wie sie in bestimmten Fahrzeugen vorkommen, z. B. mit Einzelrädern, variabler Spurweite, Stadtbahn. Dieses Dokument hat nicht zum Ziel, EN 13103 1 und CEN/ TS 13103-2 zu ersetzen, sondern eine ergänzende Methode zu den bestehenden darzustellen. 2.1.1.1 Übersetzungen DIN ISO 4384-1: 2021-08 Print: 57,50 EUR/ Download: 47,70 EUR Plain bearings - Hardness testing of bearing metals - Part 1: Multilayer bearings materials (ISO 4384-1: 2019) Gleitlager - Härteprüfung an Lagermetallen - Teil 1: Verbundwerkstoffe (ISO 4384-1: 2019) DIN EN 12082: 2021-09 Print: 185,00 EUR/ Download: 152,90 EUR Railway applications - Axleboxes - Performance testing (includes Amendment : 2021) Bahnanwendungen - Radsatzlager - Prüfung des Leistungsvermögens (enthält Änderung : 2021) DIN ISO 13012-1: 2021-07 Print: 145,90 EUR/ Download: 120,50 EUR 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) Wälzlager - Zubehör für Linearkugellager in Hülsenform - Teil 1: Hauptmaße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen für Reihe 1 und 3 (ISO 13012-1: 2018) DIN ISO 13012-2: 2021-07 Print: 126,00 EUR/ Download: 104,20 EUR 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) Wälzlager - Zubehör für Linearkugellager in Hülsenform - Teil 2: Hauptmaße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen für Reihe 5 (ISO 13012- 2: 2018) Normen 68 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 DIN 51352-2: 2021-04 Print: 67,50 EUR/ Download: 55,80 EUR Testing of lubricants - Determination of ageing characteristics of lubricating oils - Part 2: Conradson carbon residue after ageing by passage of air in the presence of iron(III)oxide Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung des Alterungsverhaltens von Schmierölen - Teil 2: Koksrückstand, nach Conradson, nach Alterung mit Durchleiten von Luft in Gegenwart von Eisen(III)-oxid 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen keine 2.2.2 ISO-Normen Z ISO 3031: 2000-08 Wälzlager - Axial-Nadelkränze, Axialscheiben - Anschlussmaße und Toleranzen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 3031: 2021-08 ZE ISO/ FDIS 3031: 2021-06 Wälzlager - Axial-Nadelkränze, Axialscheiben - Anschlussmaße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen ISO 3031: 2021-08 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 Ersatz für ISO 3031: 2000-08 Z ISO 3117: 1977-04 Tangentialkeile und Keilnuten Z ISO 3912: 1977-06 Scheibenfedern und Scheibenfedernuten ZE ISO/ DIS 4382-1: 2020-11 Gleitlager - Kupferlegierungen - Teil 1: Kupfer-Gusslegierungen für dickwandige Massiv- und Verbundgleitlager Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 4382-1: 2021- 08 E ISO/ FDIS 4382-1: 2021-08 69,90 EUR Gleitlager - Kupferlegierungen - Teil 1: Kupfer-Gusslegierungen für dickwandige Massiv- und Verbundgleitlager Plain bearings - Copper alloys - Part 1: Cast copper alloys for solid and multilayer thick-walled plain bearings Vorgesehen als Ersatz für ISO 4382-1: 1991-11; Ersatz für ISO/ DIS 4382-1: 2020-11 ZE ISO/ DIS 4382-2: 2020-11 Gleitlager - Kupferlegierungen - Teil 2: Kupfer-Knetlegierungen für Massivgleitlager Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 4382-2: 2021- 08 E ISO/ FDIS 4382-2: 2021-08 45,90 EUR Gleitlager - Kupferlegierungen - Teil 2: Kupfer-Knetlegierungen für Massivgleitlager Plain bearings - Copper alloys - Part 2: Wrought copper alloys for solid plain bearings Vorgesehen als Ersatz für ISO 4382-2: 1991-11; Ersatz für ISO/ DIS 4382-2: 2020-11 Z ISO 6622-1: 2003-12 Verbrennungsmotoren - Kolbenringe -Teil 1: Rechteckige Ringe aus Grauguss Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 6622-1: 2021-08 ZE ISO/ FDIS 6622-1: 2021-05 Verbrennungsmotoren - Kolbenringe -Teil 1: Rechteckige Ringe aus Grauguss ISO 6622-1: 2021-08 142,20 EUR Verbrennungsmotoren - Kolbenringe - Teil 1: Rechteckige Ringe aus Grauguss Internal combustion engines - Piston rings - Part 1: Rectangular rings made of cast iron Ersatz für ISO 6622-1: 2003-12 E ISO/ DIS 7967-11: 2021-08 45,90 EUR Reciprocating internal combustion engines - Vocabulary of components and systems - Part 11: Fuel systems Vorgesehen als Ersatz für ISO 7967-11: 2014-12 Einsprüche bis 2021-11-08 Z ISO 9982: 1998-06 Riementriebe - Keilrippenriemen für industrielle Anwendungen - Profile PH, PJ, PK, PL und PM - Maße Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 9982: 2021-09 ZE ISO/ DIS 9982: 2021-02 Riementriebe - Keilrippenriemen für industrielle Anwendungen - Profile PH, PJ, PK, PL und PM: Maße ISO 9982: 2021-09 106,10 EUR Riementriebe - Keilrippenriemen für industrielle Anwendungen - Profile PH, PJ, PK, PL und PM: Maße Belt drives - Pulleys and V-ribbed belts for industrial applications - PH, PJ, PK, PL and PM profiles: dimensions Ersatz für ISO 9982: 1998-06 E ISO/ DIS 13050: 2021-08 69,90 EUR Synchronriemen - metrischer Abstand, Krummlinige Profilsysteme G, H, R und S, Riemen und Riemenscheiben Synchronous belt drives - Metric pitch, curvilinear profile systems G, H, R and S, belts and pulleys Normen 69 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 Vorgesehen als Ersatz für ISO 13050: 2014-12 Einsprüche bis 2021-11-08 Z ISO 14287: 2018-10 Gleitlager - Werkstoffe für Kippsegmentlager Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 14287: 2021-07 ZE ISO/ FDIS 14287: 2021-04 Gleitlager - Werkstoffe für Kippsegmentlager ISO 14287: 2021-07 69,90 EUR Gleitlager - Werkstoffe für Kippsegmentlager Plain bearings - Pad materials for tilting pad bearings Ersatz für ISO 14287: 2018-10 3 Vorhaben 3.1 DIN-Normenausschuss Wälz- und Gleitlager (NAWGL) Wälzlager - Erläuternde Anmerkungen zur ISO 281 - Teil 1: Dynamische Tragzahlen und nominelle Lebensdauer (ISO/ TR 1281-1: 2021); (DIN SPEC 1281-1: 2010- 05); NA 118-01-08 AA <11800576> Dieses Dokument (ISO/ TR 1281-1: 2021) wurde vom Technischen Komitee ISO/ TC 4/ SC 8 „Load ratings and life“ erarbeitet, dessen Sekretariat vom DIN (Deutschland) gehalten wird. Dieses Dokument ist die deutsche Sprachfassung des ISO/ TR 1281-1: 2021. Dieser Teil von ISO/ TR 1281 gibt ergänzende Hintergrundinformationen bezüglich der Herleitung von Formeln und Faktoren, die in ISO 281: 2007 angegeben sind. Gleitlager - Metallische Verbundgleitlager - Teil 1: Zerstörungsfreie Ultraschallprüfung der Bindung für Lagermetall-Schichtdicken ≥ 0,5 mm (ISO 4386-1: 2019); (DIN ISO 4386-1: 2015-12); NA 118-02-02 AA <11800577> Diese Norm legt ein Ultraschall-Prüfverfahren zur Ermittlung von Bindungsfehlern zwischen Lagermetall und Stützkörper fest. Die dieser Norm zugrunde liegende ISO 4386-1 wurde vom ISO/ TC 123 „Plain bearings“ erarbeitet. Für die deutsche Mitarbeit und diese Übersetzung ist der Arbeitsausschuss NA 118-02-02 AA „Werkstoffe, Schmierung, Prüfung“ im DIN-Normenausschuss Wälz- und Gleitlager (NAWGL) zuständig. Gleitlager - Metallische Verbundgleitlager - Teil 2: Zerstörende Prüfung der Bindung für Lagermetall-Schichtdicken ≥ 2 mm (ISO 4386-2: 2019); (DIN ISO 4386- 2: 2015-12); NA 118-02-02 AA <11800578> Diese Norm legt einen Zugversuch zur Ermittlung der Bindungsfestigkeit zwischen Lagermetall und Stützkörper fest. Dieser Versuch kann für Verbundgleitlager aus Lagermetallen auf der Basis von Blei, Zinn, Kupfer oder Aluminium angewendet werden. Zur Prüfung von Lagermetall-Schichtdicken ≥ 2 mm ist eine zusätzliche Schichtdicke des unbearbeiteten Ausgussmaterials von mindestens 1 mm notwendig. Die dieser Norm zugrunde liegende ISO 4386-2 wurde vom ISO/ TC 123 „Plain bearings“ erarbeitet. Für die deutsche Mitarbeit und diese Übersetzung ist der Arbeitsausschuss NA 118-02-02 AA „Werkstoffe, Schmierung, Prüfung“ im DIN-Normenausschuss Wälz- und Gleitlager (NAWGL) zuständig. 3.2 DIN-Normenausschuss Fahrweg und Schienenfahrzeuge (FSF) Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Räder - Produktanforderungen; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087-00-02-01 UA <08701486> Das vorliegende Dokument legt die Eigenschaften von Eisenbahnrädern für alle Spurweiten fest. Dieses Dokument ist für Vollbahnfahrzeuge anzuwenden, kann jedoch auch für andere Anwendungen wie etwa leichte Stadtbahnfahrzeuge, Straßenbahnen und U-Bahnen angewendet werden. Im vorliegenden Dokument werden fünf Stahlgüten, ER6, ER7, ER8, ERS8 und ER9, definiert. ANMERKUNG 1 Die Stahlgüte ERS8 wurde im vorliegenden Dokument als eine optimierte Variante der Stahlgüten ER8 und ER9 in Hinsicht der Kontaktermüdung (RCF) und unter Berücksichtigung von Erfahrungswerten aus dem europäischen Bahnbetrieb, z. B. aus der in Großbritannien geltenden Norm BS 5892 3, eingeführt. Bestimmte Eigenschaften werden nach Kategorie 1 oder Kategorie 2 angegeben. Die in der vorliegenden Norm festgelegten Anforderungen sind für zylindrische Bohrungen anzuwenden. Die meisten Vorschriften sind auch für Räder mit kegelförmigen Bohrungen anzuwenden. Spezielle Anforderungen an kegelförmige Bohrungen (z. B. geometrische Abmessungen usw.) sind in der technischen Spezifikation festgelegt. Dieses Dokument gilt für geschmiedete und gewalzte Vollräder, die aus vakuumentgastem Stahl hergestellt werden und eine Radkranzvergütung erhalten haben. Sie müssen bereits in einer bedeutenden Anzahl und unter kommerziellen Bedingungen in einem europäischen Eisenbahnnetz eingesetzt sein oder die Konstruktion muss eine Zulassungsprüfung nach EN 13979 1: 2019 bestanden haben. Anhang A beschreibt das Bewertungsverfahren für die Zulassung neuer Werkstoffe, die im vorliegenden Dokument nicht behandelt werden. Das vorliegende Dokument legt die Produkt-Anforderungen fest, die für Räder erfüllt werden müssen; das technische Zulassungsverfahren ist nicht Bestandteil des Anwendungsbereichs des vorliegenden Dokuments. ANMERKUNG 2 Eine Radkranzvergütung wird durch Wärmebehandlung erreicht, deren Ziel die Härtung des Radkranzes und die Schaffung von Druckeigenspannungen ist. Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Radsatzwellen - Produktanforderungen; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087-00-02-01 UA <08701487> Das vorliegende Dokument legt die Eigenschaften von Radsatzwellen für alle Spurweiten fest. Dieses Dokument ist für Vollbahnfahrzeuge anzuwenden, kann je- Normen 70 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 doch auch für andere Anwendungen wie etwa leichte Stadtbahnfahrzeuge, Straßenbahnen und U-Bahnen angewendet werden. Es legt die Eigenschaften von durch Schmiedeverfahren oder Walzen hergestellten Radsatzwellen aus vakuumentgastem Stahl der Sorte EA1N , EA1T1 und EA4T1 fest. Für längsgebohrte Radsatzwellen gilt diese Norm nur, wenn diese durch mechanische Bearbeitung der Bohrung in einer geschmiedeten oder gewalzten ganzen Radsatzwelle hergestellt werden. Die in der vorliegenden Norm festgelegten Anforderungen sind für zylindrische Radsitze anzuwenden. Die meisten Anforderungen gelten auch für kegelförmige Radsitze von Radsatzwellen. Die besonderen Anforderungen an kegelförmige Radsitze (z. B. geometrische Abmessungen der Radsitze usw.) sind in der technischen Spezifikation festgelegt. Einige Eigenschaften werden nach Kategorie 1 oder Kategorie 2 festgelegt. Dieses Dokument gilt für Radsatzwellen, deren Konstruktion den in EN 13103 1 festgelegten Regeln entspricht. Dieses Dokument erlaubt auch Abweichungen bei den Eigenschaften des Werkstoffs in Bezug auf alternative Fertigungsverfahren (z. B. Festwalzen, Kugelstrahlen, thermisches Spritzen, Stahlreinheit, Schmiedeverformungsgrad, Verbesserung der Werkstoffeigenschaften durch das Schmelzverfahren und den Wärmebehandlungsprozess usw.). Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Radsätze - Produktanforderungen; (DIN EN 13260: 2020-12); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087- 00-02-01 UA <08701491> Das vorliegende Dokument legt die Eigenschaften von Radsätzen für alle Spurweiten fest. Dieses Dokument ist für Vollbahnfahrzeuge anzuwenden, kann jedoch auch für andere Anwendungen wie etwa leichte Stadtbahnfahrzeuge, Straßenbahnen und U Bahnen angewendet werden. Das vorliegende Dokument gilt für Radsätze, die aus Teilen bestehen, die den folgenden Europäischen Normen entsprechen: - EN 13262 für Räder; - EN 13261 für Radsatzwellen. Die in der vorliegenden Norm festgelegten Anforderungen gelten für zylindrische Radsitze. Die meisten Vorschriften gelten auch für Radsatzwellen mit konischen Radsitzen. Die besonderen Anforderungen an konische Radsitze (z. B. Aufpresskurven, geometrische Abmessungen der Radsitze usw.) sind in der technischen Spezifikation festgelegt. Einige Eigenschaften werden nach Kategorie 1 oder Kategorie 2 festgelegt. 4 Erklärung über die technischen Regeln Soweit bekannt sind zu den einzelnen Dokumenten Preise angegeben. Ein Preisnachlass auf DIN-Normen und DIN SPEC wird gewährt für Mitglieder des DIN in Höhe von 15 % und für Angehörige anerkannter Bildungseinrichtungen (Bestellung muss mit Nachweis versehen sein) in Höhe von 50 %. Alle DIN-Normen, DIN-Norm-Entwürfe, DIN SPEC und Beiblätter können ohne Mehrpreis im Monatsabonnement bezogen werden. Bei der Bestellung ist die genaue Bezeichnung des Fachgebietes, möglichst unter Verwendung der ICS-Zahlen, anzugeben (siehe DIN- Mitt. 72. 1993, Nr. 8, S. 443 bis 450). Ein Anschriftenverzeichnis der Stellen im Ausland, bei denen Deutsche Normen eingesehen und bestellt werden können, wird vom Beuth Verlag GmbH, AuslandsNormen-Service, 10772 Berlin, kostenlos abgegeben. Die Ausgabedaten der anderen technischen Regeln sind nicht immer identisch mit ihrem Erscheinungstermin oder mit dem Beginn ihrer Gültigkeit. Um eine möglichst vollständige Information zu geben, werden Entwürfe von anderen technischen Regeln auch bei bereits abgelaufener Einspruchsfrist angezeigt. Voraussetzung für die Aufnahme einer Titelmeldung in die DITR-Datenbanken ist das Vorliegen eines Belegexemplars der technischen Regel. Alle regelerstellenden Organisationen werden daher gebeten, Belegstücke zu Veränderungen ihrer Regelwerke mit Preisangabe an folgende Anschrift zu senden: Deutsches Informationszentrum für technische Regeln (DITR), 10772 Berlin. Erklärung der im DIN-Anzeiger für technische Regeln verwendeten Vorzeichen: V = DIN SPEC (Vornorm) F = DIN SPEC (Fachbericht) P = DIN SPEC (PAS) A = DIN SPEC (CWA) G = Geschäftsplan (GP → einer DIN SPEC (PAS)) E = Entwurf M = Manuskriptverfahren C = Corrigendum/ Berichtigung Ü = Übersetzung B = Beabsichtigte Zurückziehung (BV → einer Vornorm, BE → eines Entwurfs) Z = Zurückziehung (ZV → einer Vornorm, ZE → eines Entwurfs) 4.1 Europäische und internationale Normungsergebnisse 4.1.1 Europäische Normen Der Druck der vom Europäischen Komitee für Normung (CEN) angenommenen EN als DIN-EN-Norm ist vorgesehen. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vor- Normen 71 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 manuskript in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) beim Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Der Druck der vom Europäischen Komitee für Elektrotechnische Normung (CENELEC) angenommenen EN und HD als DIN-ENbzw. DIN-EN-Norm mit VDE- Klassifizierung ist in Vorbereitung. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript bei der DKE Deutsche Kommission Elektrotechnik Elektronik Informationstechnik im DIN und VDE, Stresemannallee 15, 60596 Frankfurt, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Die Übernahme der vom Europäischen Institut für Telekommunikationsnormen (ETSI) angenommenen EN in das Deutsche Normenwerk ist in Vorbereitung. Bis zur Übernahme als DIN-Norm kann das Vormanuskript bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. 4.1.2 Europäische Norm-Entwürfe Die spätere Übernahme der von CEN und CENELEC veröffentlichten Norm-Entwürfe (prEN) und der von CENELEC herausgegebenen HD-Entwürfe (prHD) in das Deutsche Normenwerk ist vorgesehen. Hinsichtlich der Schlussentwürfe (prEN) von CEN, die ohne Einspruchsfristen angezeigt werden, können Vormanuskripte in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) zu den angegebenen Preisen bezogen werden. Bei Dokumenten, die im Parallelen Umfrageverfahren bei IEC und CENELEC erschienen sind, ist in Klammern die Nummer des IEC-Dokumentes angegeben. Diese Entwürfe können bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Stellungnahmen sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. Die vom ETSI veröffentlichten Entwürfe für Europäische Normen (prEN) sollen später in das Deutsche Normenwerk übernommen werden. Diese Entwürfe (überwiegend in englischer Sprache) können bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Stellungnahmen sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. 4.1.3 Internationale Normen und Norm-Entwürfe Die Ergebnisse der Arbeit der Internationalen Organisation für Normung (ISO) und der Internationalen Elektrotechnischen Kommission (IEC) sowie der ISO/ IEC- Arbeit können im DIN Deutsches Institut für Normung e. V., Burggrafenstraße 6, 10787 Berlin, IEC-Normen und IEC-Entwürfe zusätzlich bei der DKE eingesehen werden. Die Ergebnisse der ISO- und IEC-Arbeit sind in Englisch und/ oder Französisch erhältlich. Sie liegen in deutscher Übersetzung vor, wenn sie gleichzeitig als Europäische Normen oder DIN-ISO- oder DIN-IEC-Normen übernommen werden. Kopien der ISO-Norm-Entwürfe können beim DIN Deutsches Institut für Normung e. V. (AuslandsNormen- Service), 10772 Berlin, bezogen werden. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen (TS) und Berichte (TR) sowie Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden herausgegeben, wenn ein Norm-Entwurf keine ausreichende Zustimmung zur Veröffentlichung als Norm erreichen konnte oder wenn sich ein zu normender Gegenstand noch in der Entwicklungs- oder Erprobungsphase befindet. Europäische und Internationale Technische Berichte dienen zur Bekanntmachung bestimmter Daten, die für die europäische bzw. internationale Normungsarbeit von Nutzen sind. Europäische Technische Spezifikationen werden in der Regel als DIN SPEC (Vornorm) übernommen. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden spätestens drei Jahre nach ihrer Veröffentlichung mit dem Ziel überprüft, die für die Herausgabe einer Norm erforderliche Einigung anzustreben. Europäische Technische Berichte können bei Bedarf als DIN SPEC (Fachbericht) übernommen werden. Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) können von der ISO herausgegeben werden, wenn sich ein Thema noch in der Entwicklung befindet oder wenn aus einem anderen Grund derzeit noch keine Internationale Norm veröffentlicht werden kann. Eine PAS kann auch ein in Zusammenarbeit mit einer externen Organisation erarbeitetes Dokument sein, das nicht den Anforderungen einer Internationalen Norm entspricht. 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 Normen 72 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 1/ 2022 5.2 Europäische Normen Herausgeber: European Committee for Standardization (CEN), 17,Avenue Marnix, 1000 BRUXELLES, BELGIEN Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.3 ISO-Normen Herausgeber: International Organization for Standardization, Case postale 56, 1211 GENÈVE 20, SCHWEIZ- Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.4 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. Eine Zeitschrift des Verband Schmierstoff-Industrie e. V. JETZT ONLINE LESEN! www.sus.expert SCHMIERSTOFF SCHMIERUNG 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 Ein Unternehmen der Narr Francke Attempto Verlag GmbH + Co. KG 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 Martin Wittmaack, Markus André, Jürgen Molter Analyse von Einflussparametern auf den Stick-Slip- Effekt mittels Tribometerversuchen und FE-Simulation Achill Holzer, Björn Reetz, Tileman Münch, Katharina Schmitz Experimentelle Untersuchungen zum Einlaufverhalten bleifreier Sondermessinglegierungen Timo Rinschede, Nils Felinks, Dirk Biermann, Janis Kimm, Sebastian Weber, Philipp Niederhofer, Clara Herrera, Martin Kalveram Turning of high strength, austenitic stainless steels Markus Matzke, Susanne Beyer-Faiss, Markus Grebe, Olav Höger Thermo-oxidative grease service life evaluation - laboratory study with the catalytically accelerated method using the RapidOxy Kristine Brittain, Ardian Morina, Liuquan Yang, Anne Neville Impact of thermal cycles on tribological properties and oxidation of MoS 2 coatings