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Tribologie und Schmierungstechnik HERAUSGEGEBEN VON ADRIAN RIENÄCKER UND MANFRED JUNGK 2 _ 22 69. JAHRGANG Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Heft 2 | Juni 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. 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Weder Verlag noch Autoren oder Herausgeber übernehmen deshalb eine Gewährleistung für die Korrektheit des Inhaltes und haften nicht für fehlerhafte Angaben und deren Folgen. Entwurf und Layout: Ludwig-Kirn Layout, 71638 Ludwigsburg expert verlag 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 · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0007 Liebe Leserinnen und Leser, sicherlich haben wir mittlerweile alle eine Meinung in der nun allgegenwärtigen Nachhaltigkeitsdebatte. So möchte ich diese Stelle dafür nutzen, meine persönlichen Eindrücke mit Ihnen zu teilen. Nach Durchleben der Ölkrise in den 70er Jahren mit sonntäglichen Fahrverboten und der Ankündigung der in wenigen Jahrzenten versiegenden Ölquellen postulierte mein Professor für Physikalische Chemie in der Grundvorlesung, dass nicht der Rohstoff Öl das Essentielle ist, sondern die Energie. Mit Energie könne man in der Tat die biblische Prophezeiung, aus Sand Brot zu machen, umsetzen. Den Unterschied, ob diese Energie nun aus Kohle oder Erdgas erzeugt wird, erlebte ich als Kind nach der Heizungsumstellung im elterlichen Haus. Anstelle vor dem Frühstück den Kohleofen anzufachen, wurde einfach am Thermostat gedreht und es gab mehr Zeit, dem Familienleben zu frönen. Aber genug der alten Geschichten, heutzutage betätigt man sich als Hobby-Baumfäller, um mittels Kaminofen auf das o. g. Thermostat zu verzichten und die Feinstaubbelastung zu erhöhen. Ähnlich kontrovers kommentierte ich die Idee eines in die Heimat zurückkehrenden amerikanischen Kollegen, sich ein Hybrid-SUV anzuschaffen mit dem Vergleich, dies sei ein ähnlicher Ansatz wie Donuts zu essen und Diät-Cola zu trinken. Hierzu passt auch die steigende Zahl der Mountain-E-Bikes. War das Mountain Bike eigentlich zur naturverbundenen körperlichen Ertüchtigung wie das Touren-Skifahren gedacht, werden nun Steigungen mit ähnlichen elektrischen Antrieben überwunden, wie sie auch in Skiliften zu finden sind. Bei der Mobilität ist die Energiemix-Betrachtung, ob fossiler Kraftstoff oder Batterieenergie, nicht so einfach. Pauschal betrachtet war ich kein Freund der Elektromobilität, da der Bau einer Batterie weniger nachhaltig als der eines Kraftstofftankes ist. Daneben ist der Ladestrom momentan nur zu einem kleinen Teil erneuerbar. Nichtsdestotrotz hat der Verbrenner einen Wirkungsgrad von nur 40 % und unterliegt hier dem batteriebetriebenen Fahrzeug. Auch wenn Hybridkonzepte im Antriebsstrang den Verbrenner im Punktbetrieb auf 60 % Wirkungsgrad bringen, so hat dieser dann eine Dynamik wie ein Notstromaggregat. Synthetische Kraftstoffe ändern nichts am Wirkungsgrad des Verbrenners, stellen aber eine mögliche Lösung für Anwendungen dar, bei denen Elektroantriebe wegen zum Beispiel nicht vorhandener Ladeinfrastruktur ungünstig sind. Synthetische Kraftstoffe kommen auch als Energiespeicher in Frage, jedoch lohnt sich beides aufgrund hoher Energieumwandlungsverluste nur bei überschüssiger erneuerbarer Energie. Ob es in Zukunft nur Elektrofahrzeuge und mit Luft- Wärmepumpen geheizte Häuser geben wird, oder Fahrzeuge von Verbrennern angetrieben werden, deren Reichweiten nicht zu überbieten sind, und Häuser mit stromunabhängigen Öl-/ Gasheizungen geheizt werden, hängt von vielen Variablen ab. Kostenentwicklung und politische Rahmenbedingungen sind wenig vorhersehbar, aber der innovative Mix von verschiedensten Technologien wird uns weiterbringen. Möge die Nachhaltigkeitsdebatte besonders um unser Wissen zu Reibung, Verschleiß und Schmierung in sinnvolle Aktionen führen - bleiben Sie deshalb der Tribologie gewogen, Ihr Manfred Jungk Herausgeber Diät-Cola trinken und Schmalzgebäck essen? TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 1 Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 Veranstaltungen Datum Ort Veranstaltung ► 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 Die Zukunft ist OpenAccess Profitieren Sie von unseren neuen OpenAccess-Angeboten und machen Sie Ihre Forschung weltweit kostenlos zugänglich. In unserer Checkliste am Ende des Hefts oder auf unserer Website unter narr.digital/ journal/ tus finden Sie nähere Informationen. tus@verlag.expert TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 2 Inhalt 3 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 7 Mirjam Bäse, Astrid Lebel, Rainer Franz, Josef Prost Analyse der durch Wasser verursachten Schädigungsmechanismen in nasslaufenden Fahrzeugkupplungen Analysis of Wet Vehicle Clutch damage Mechanism Caused by Water 14 Julian Hasselmann, Jochen Kurzynski, Manfred Fobker, Georg Gosheger, Martin Schulze Testing concept for the mechanicaltribological characterization of an antibacterial coating system for implants 26 Arne Bischofberger, Katharina Bause, Sascha Ott, Albert Albers Untersuchung des anwendungsnahen, dynamischen Reibverhaltens nasslaufender Lamellenkupplungen am Beispiel zweier Tribosystemvarianten Investigation of the application-related dynamic friction behavior of wet-running multi-plate clutches on the example of two tribological system variants 40 Katharina Völkel, Hermann Pflaum, Karsten Stahl Einfluss der Stahllamellentopographie auf das Einlaufverhalten nasslaufender Lamellenkupplungen Influence of the Steel Plate Topography on the Running-In Behavior of Wet Multi- Plate Clutches 1 Editorial Diät-Cola trinken und Schmalzgebäck essen? 2 Veranstaltungen 5 Laudatio von Prof. Dr.-Ing. Werner Theisen Verleihung des Georg-Vogelpohl-Ehrenzeichens an Herrn Prof. Dr.-Ing. Alfons Fischer Aus Wissenschaft und Forschung 50 Nachrichten Mitteilungen der ÖTG 52 Patentumschau 53 Normen Hinweise für Autoren / Checkliste (siehe Umschlag) Rubriken Vorab Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology 69. Jahrgang, Heft 2 Juni 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 TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 3 Anzeige 4 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 g \ g \ g \ \ p \ \ \ \ \ p wistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Spo esundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswisse aft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwisse aft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilolog port \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikation senschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprac senschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ A lologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen mdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourism WL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwisse aften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik uwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtsch BUCHTIPP Markus Grebe Tribometrie Anwendungsnahe tribologische Prüftechnik als Mittel zur erfolgreichen Produktentwicklung Tribologie - Schmierung, Reibung, Verschleiß 1. Auflage 2021, 252 Seiten €[D] 49,90 ISBN 978-3-8169-3521-6 eISBN 978-3-8169-8521-1 expert verlag - 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. TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 4 Die Laudatio war überschrieben mit „Eine etwas andere Laudatio über einen etwas anderen Professor“ und enthielt eine Vielzahl von Anekdoten, von denen im Folgenden nur einige angerissen werden können. Alfons Fischer wurde am 1. Juli 1953 als Sohn von Grete und Alfons Fischer geboren. Seine Eltern besaßen den Entsorgungs-Fachbetrieb Fischer und Söhne, womit eigentlich die Zukunft des Sohns Alfons bereits vorgezeichnet schien. Er arbeitete tatsächlich sogar noch während des Studiums dort, was dafür gesorgt hat, dass er auch später als Professor die Bodenhaftung nicht verloren hat. Von 1960 bis 1964 besuchte er die Liebfrauenschule in Bochum, danach das altsprachliche Gymnasium, ebenfalls in Bochum, wo er am 14. Mai 1973 die Abiturprüfung ablegte. In die Oberstufe dieser Schule gingen auch die Brüder Dietrich und Herbert Grönemeyer, was offenbar für eine fruchtbare Umgebung, heute würden man „Creative Vibes“ sagen, sorgte. Während von den Grönemeyer-Brüdern der eine laut Bild-Zeitung der weltbeste Arzt wurde und der andere ein erfolgreicher Rock- Musiker, werden wir im Folgenden sehen, dass sich solche Kompetenzen auch in einer Person vereinigen können, und zwar in der Person von Alfons Fischer. Im Jahr 1974 begann er an der Ruhr-Universität Bochum ein Maschinenbau-Studium mit Vertiefung in Richtung Werkstofftechnik, das er am 15. April 1980 abschloss. Titel seiner Diplomarbeit war „Verschleiß und Bruchzähigkeit von WC-Co Hartmetallen“. Von 1977 bis 1980 arbeitete er als studentische Hilfskraft am Institut für Werkstoffe bei Prof. Hornbogen und Prof. Zum Gahr. In dieser Zeit hatte er jedoch auch den LKW-Führerschein gemacht und war längst für den elterlichen Betrieb auf den Müllbergen der Welt unterwegs. Das führte dazu, dass er sich während des gesamten Studiums gefragt hatte, ob er LKW-Fahrer oder Maschinenbau-Ingenieur werden möchte. Schließlich hat er sich aber doch durchgerungen, den universitären Abschluss zu machen. Seine wissenschaftliche Karriere setzte er mit einer Dissertation zum Thema „Hartlegierungen auf Fe-Cr-C-B- Basis für die Auftragschweißung“ fort, die er am 12. Juli 1984 erfolgreich verteidigte. Die Note lautete „sehr gut, mit Tendenz zu noch besser“. Anzumerken ist, dass sich danach, dem Zeitgeist entsprechend, eine deutliche Wandlung in der äußeren Erscheinung von Alfons Fischer vollzog. Ein Foto nach seiner Promotionsprüfung zeigt ihn mit schulterlangem Haar und ohne Krawatte, was zur damaligen Zeit durchaus mutig war. Acht Jahre später hatte er sich seinem Krawattenschicksal ergeben. Auf einem Bild aus dieser Zeit ist er mit deutlich kürzeren Haaren beim Binden einer solchen zu sehen. Letzteres erscheint zwar noch etwas ungelenk, man erkennt jedoch das deutliche Bemühen, dem Anlass gerecht zu werden. Immerhin handelte es sich um seine Habilitations-Prüfung. Von 1980 bis 1992 arbeitete er als Wissenschaftlicher Mitarbeiter am Lehrstuhl für Werkstofftechnik bei Prof. Dr.-Ing. Hans Berns. Dass er sich für die Schweißtechnik nicht ausschließlich aus akademischer Perspektive interessierte, zeigte sich unter anderem daran, dass er im Jahr 1981 die Prüfung zum Schweißfachingenieur ablegte. Aus dieser Zeit stammen viele Veröffentlichungen zusammen mit Hans Berns und dem Laudator Werner Theisen. Hervorzuheben ist eine gemeinsame humoristische Arbeit mit Werner Theisen unter dem Titel „THEIFINIT - Ein Superwerkstoff mit keiner Zukunft“ die 1990 auf der International Conference on „Nutnit- Materials” in Bochum vorgestellt wurde und in der Reihe „Werkstoffe, die die Welt nicht braucht” veröffentlicht wurde. Außerdem fertigte er in dieser Zeit seine Habilitationsschrift mit dem Titel „Einfluss der Temperatur auf das tribologische Verhalten metallischer Werkstoffe“ an. Die mündliche Prüfung legte er am 28. Oktober 1992 ab, die Venia Legendi erhielt er am 4. Februar 1993. Interessant ist, dass Herr Fischer in jungen Jahren immer darauf Wert gelegt hatte, die Verschleißmechanismen zu kennen, sie zu benennen und insbesondere dafür zu sorgen, dass nicht noch mehr dazu erfunden wurden, insbesondere bei den Untermechanismen der Abrasion, dem Mikrospanen, Mikropflügen und Mikrobrechen. 12 Jah- Aus Wissenschaft und Forschung 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 \ tphilologie \ Sport unikationswissenche Sprachwissenent \ Altphilologie Kommunikationsistorische Sprach- Management \ Altstik \ Bauwesen \ schaft \ Tourismus gie \ Kulturwissenichte \ Anglistik \ \ BWL \ Wirtschaft Verleihung des Georg-Vogelpohl-Ehrenzeichens an Herrn Prof. Dr.-Ing. Alfons Fischer Laudatio von Prof. Dr.-Ing. Werner Theisen * , online gehalten auf der Tribologie-Fachtagung am 27.09.2021. Prof. Dr.-Ing. Alfons Fischer * Prof. Dr.-Ing. Werner Theisen, Leiter des Lehrstuhls Werkstofftechnik Ruhr-Universität Bochum, Fakultät für Maschinenbau TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 5 Alfons Fischer war jedoch nicht nur an der Ruhr-Universität Bochum und an der Universität Duisburg-Essen aktiv, sondern begann auch am University Medical Center im Department of Orthopedics in Chicago im Bereich der Biotribologie zu forschen, was er bis heute zusammen mit seinen Kooperationspartnern Markus Wimmer und Joshua Jacobs mit Leidenschaft tut. Zum Schluss muss auch der Rock-Musiker Alfons Fischer erwähnt werden. Er spielt seit 1969 mit Begeisterung in diversen Bands Akustik- und E-Gitarre. Kurz vor Ausbruch der Corona-Pandemie war er noch live mit seiner Band „Harry up“ zu sehen. Zu Weihnachtsfeiern trat er auch zusammen mit dem Laudator in einer Bochumer Werkstoff-Professorenband namens „Materialica“ auf. Seit 2019 ist Alfons Fischer Pensionär und nach Darstellung des Laudators in eine schicke Seniorenresidenz, nämlich dem Max-Planck-Institut für Eisenforschung in Düsseldorf eingezogen. Dort muss er nicht einmal Miete bezahlen, sondern kann diese durch wissenschaftliche Publikationen abgelten. Der Laudator wünscht Herrn Fischer, dass er in diesem Sinne in den kommenden Jahren noch viel Miete zahlen kann und fasste sein Wirken folgendermaßen zusammen: Herr Fischer hat sich in seinem gesamten wissenschaftlichen Leben der Tribologie mit Hingabe gewidmet. Beginnend mit dem groben mineralischen Verschleiß der Hartlegierungen hat er sich konsequent in Richtung kleinere Verschleißraten entwickelt. Er hat sich eine beachtliche nationale und internationale Sichtbarkeit mit weit über 200 Publikationen erarbeitet, wobei die Arbeiten in der Bio-Tribologie der letzten Jahre einen großen Anklang bei Tribologen und Medizinern gefunden haben. Herr Fischer ist zudem ein exzellenter Werkstofftechniker, der seine tribologischen Erkenntnisse stets für eine erfolgreiche Entwicklung von Werkstoffen und Beschichtungen nutzen konnte. Prof. Dr.-Ing. Alfons Fischer erhielt deshalb am 27. September 2021 das Georg-Vogelpohl-Ehrenzeichen der Gesellschaft für Tribologie e.V., der höchsten nationalen Auszeichnung verdienter Persönlichkeiten auf dem Gebiet der Tribologie. Aus Wissenschaft und Forschung 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 re hat er diese nicht angetastet. Jedoch im 13. Jahr, als seine Habilitationsschrift fertig war, hatte er sich gedacht, dass diese Mechanismen sowieso immer gleichzeitig auftreten und sich gefragt, warum man sie dann überhaupt trennen soll. Deshalb hat er einfach einen vierten Mechanismus, das „Mikrosplürchen“ erfunden, was, wie man unschwer erkennt, ein Konglomerat aus den drei zuvor genannten ist. 1992 wechselte Alfons Fischer in die Industrie, und zwar zur NUTECH GmbH in Neumünster. Dort war er zunächst stellvertretender Leiter des Analytik- und Prüfzentrums, später dann Leiter der Forschung und Entwicklung der lasergestützten Fertigung und Leiter des Qualitätswesens. In seinen Aufgabenbereich gehörten die Laseroberflächentechnik, mechanisch-technologische Prüfung, Oberflächen- und Dünnschichtprüfung aber auch Beratungen zur Werkstofftechnik sowie gutachterliche Tätigkeit. Am 1. April 1996 endete sein Ausflug in die Industrie mit der Berufung zum Professor für das Fachgebiet Werkstofftechnik im Fachbereich Maschinenwesen der Universität Duisburg-Essen. Dort beschäftigte er sich in seiner Forschung hauptsächlich mit der Tribologie, insbesondere mit der Erfassung der Verschleißmechanismen, um daraus gezielt Gegenmaßnahmen ableiten zu können. Notwendig war dafür eine tiefgehende Analyse verschlissener Oberflächen, die genaue Analyse der Rand- und Umgebungsbedingungen sowie die Charakterisierung der beteiligten Einzelphasen und die Bestimmung der relevanten Eigenschaften. Diese Erkenntnisse führten zur Entwicklung neuer Werkstoffe und Oberflächenschichten. Zu nennen sind auch die Entwicklung und Aufbau neuer Prüfeinrichtungen wie der Mikrowarmhärteprüfung, Warmritzeinrichtung und der Warmverschleißprüfmaschine. Im Lauf seiner Karriere entstanden über 240 wissenschaftliche Publikationen, 12 Buchbeiträge als Herausgeber und Autor, über 230 wissenschaftliche Vorträge sowie mehr als 600 Schadensuntersuchungen und Expertisen für Industrieunternehmen (Maschinenbau und Biomedizin). Als Reviewer war und ist er für die Zeitschriften Wear, Tribology International, Tribology Letters, Biotribology, Journal of Biomedical Materials Research, Biomaterialien und das Journal of the Mechanical Behavior of Biomedical Materials aktiv. Zudem ist er Mitglied der Editorial Boards von Materialwissenschaft und Werkstofftechnik und Biotribology sowie Co- Editor in Chief von Wear. TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 6 1 Einleitung In Allrad-Antriebssträngen werden Verteilergetriebe zum Übertragen des Drehmomentes zur Vorderbzw. Hinterachse verwendet. Die Drehmomentübertragung erfolgt bedarfsgerecht mittels einer nasslaufenden Lamellenkupplung, die als tribologisches System bestehend aus mehreren Stahl- und Belaglamellen sowie einem funktionsoptimierten Öl definiert ist. Die Kupplungsreibungskontakte und das Öl werden über die gesamte Lebensdauer einer Vielzahl von Beanspruchungen ausgesetzt. Dazu gehören Betriebsbeanspruchungen, Aus Wissenschaft und Forschung 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0008 Analyse der durch Wasser verursachten Schädigungsmechanismen in nasslaufenden Fahrzeugkupplungen Mirjam Bäse, Astrid Lebel, Rainer Franz, Josef Prost* Eingereicht: 22.9.2021 Nach Begutachtung angenommen: 9.3.2022 Zur Robustheitssteigerung von nasslaufenden Fahrzeugkupplungen sind umfangreiche Kenntnisse zu den im tribologisch beanspruchten Kupplungsreibungskontakt wirkenden Schädigungsmechanismen notwendig, um geeignete Anforderungen für die Kupplungsentwicklung ableiten zu können. Zum einen sind dafür umfassende Untersuchungen auf Komponenten-, Aggregate- und Fahrzeugtestebene erforderlich, deren Ergebnisse unter anderem im Falle eines möglichen Kupplungsfehlers Aussagen zur fehlerverursachenden Kupplungskomponente liefern können. Zum anderen müssen Analysen an den Komponenten selbst durchgeführt werden, durch die eine Detektion verschleißsensitiver Bestandteile der Komponentenzusammensetzung möglich wird. In den vorliegenden Untersuchungen wurde ein durch unzulässige Wasserbeanspruchung verursachter Schädigungsmechanismus und damit verbundene molekulare Veränderung des Kupplungsöls sowie der tribologisch beanspruchten Funktionsschicht der Stahllamelle mit Elektrospray-Ionisation Massenspektrometrie (ESI-MS) und Flugzeit-Sekundärionen-Massenspektrometrie (ToF-SIMS) analysiert. Schlüsselwörter nasslaufende Kupplungen, Triboschichten, Wasser, ToF-SIMS, ESI-MS Analysis of Wet Vehicle Clutch damage Mechanism Caused by Water To increase robustness of wet vehicle clutches extensive knowledge about damage mechanism within tribological stressed clutch friction contact are necessary, to derive suitable requirements for clutch development. Therefore, on the one hand comprehensive investigations on component-, unitand vehicle test level are necessary which offer, amongst other information, learnings about the clutch component causing a possible clutch failure. On the other hand, component analyses have to be done, which make it possible detecting wear sensitive component elements of the component composition itself. Present analysis show results of damage mechanism caused by a non-permissible water impact and related molecular changes in clutch oil and tribological stressed functional steel plate surfaces. Analysis were done with electrosprayionisation mass spectrometry and time-of-flight secondary ion mass spectrometry. Keywords wet clutches, damage mechanism, water, ToF-SIMS, ESI-MS Kurzfassung Abstract * Dr. Mirjam Bäse Magna Powertrain GmbH & Co KG Industriestraße 35, 8502 Lannach, AT, MSc. Astrid Lebel Ing. Rainer Franz Dr. Josef Prostt AC2T research GmbH, Viktor Kaplan Straße 2/ 10, 2700 Wr. Neustadt, AT TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 7 fenden Kupplungssystemen unmittelbar zu einer Veränderung der Reibungszahl führt. Die Reibungszahl nahm außerdem infolge einer kontinuierlich wirkenden Wasserkonzentration in Abhängigkeit von der Kupplungsenergie im Vergleich zum Referenzsystem stärker ab. Dabei wurde mittels energiedispersiver Röntgenspektroskopie eine Adsorption der Elemente Zink, Calcium und Schwefel an der Oberfläche von Stahllamellen ohne Wasserkontamination nachgewiesen, welche im Fall von Wasserkontamination unterblieb [2]. Oberflächenaktive, polare Additive (z.B. sogenannte „Friction Modifier“) lagern sich in Form inverser Mizellen um die einzelnen Wassertröpfchen herum an, wodurch sich eine Wasserin-Öl-Emulsion bildet. Dadurch wird die Bildung einer reibungsmindernden Triboschicht an der aktiven Oberfläche vermindert [1]. Engelhardt et al. [3] entwickelten auf Basis von Versuchsdaten ein Modell zur Wasserschädigung von Schmierstoffen, wonach ein durch Wasser verursachter Schadensmechanismus in einem tribologischen System vor allem auf Wechselwirkungen des Wassers mit dem Basisöl und den Additiven auf molekularer Ebene, korrosive Reaktionen und den Einfluss von Wassertröpfchen auf das tribologische Verhalten in der Kontaktzone zurückgeführt werden kann. Die vorliegenden Untersuchungen hatten zum Ziel ein weitergehendes tieferes Verständnis auf molekularer Ebene zu den durch Wasser verursachten Verschleißmechanismen des Tribosystems „ölgeschmierte Lamellenreibpaarung“ mittels hochauflösender Elektrospray- Ionisation Massenspektrometrie (ESI-MS) sowie die Flugzeit-Sekundärionen-Massenspektrometrie (ToF- SIMS) zu entwickeln. ESI-MS erlaubt dabei nichtflüchtige organische Inhaltsstoffe und Abbauprodukte in Ölen mit hoher Genauigkeit über ihr Masse-Ladungsverhältnis (m/ z) nachzuweisen und auf die Struktur der detektierten Moleküle rückzuschließen [4, 5]. ToF-SIMS wird aufgrund der sehr hohen Oberflächensensitivität zur Analyse von tribologisch funktionalen Schichten von Festkörpern genutzt [6, 7]. 2 Methodik 2.1 Flugzeit-Sekundärionen-Massenspektrometrie Die ToF-SIMS wurde genutzt, um die Moleküle der tribologisch funktionalen Schicht der Stahllamellenoberfläche zu analysieren. Bei dieser Art von Analyse wird durch den Beschuss der Festkörperoberfläche mit Primärionen eine Emission von Sekundärteilchen in Form von positiv, negativ und neutral geladenen Atomen und Molekülen ausgelöst. Bei den geladenen Teilchen führt das unterschiedliche Verhältnis von Masse zu Ladung nach einer elektrostatischen Beschleunigung zu unterschiedlichen Flugzeiten in einem Flugrohr. Aufgrund dieser Flugzeitunterschiede können die Sekundärteilchen in einem Detektor unterschieden und in der Folge Aus Wissenschaft und Forschung 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0008 wie z. B. Energie- und Leistungseinträge in definierten Schlupfzuständen, aber auch System- und Umwelteinflüsse, wie z. B. Verschleiß weiterer Systemkomponenten, Betriebsmittel, Wasser oder sonstige Kontaminationen, die mit dem Kupplungsreibkontakt wechselwirken. Infolge der Komplexität des Systems ist es oft eine Herausforderung im Falle einer tribologisch begründeten Fehlfunktion der Kupplung im Fahrzeugeinsatz diese mit den durch äußeren Einflussfaktoren veränderten Eigenschaften der tribologisch beanspruchten Lamellen und dem Öl eindeutig zu korrelieren. Das ist insbesondere der Fall, wenn nicht sichtbare Veränderungen auf molekularer Ebene ursächlich für die Kupplungsfehlfunktion sind. Erschwert wird die Fehleranalyse in der Praxis zusätzlich dadurch, dass in den meisten Fällen nur eine geringe und nicht repräsentative Anzahl an negativ beurteilten Versuchsmustern aus auffälligen Aggregaten und positiv beurteilten Referenzmustern zur Verfügung steht, welche darüber hinaus vergleichbaren Betriebsbeanspruchungen ausgesetzt waren. Allerdings ist ein tiefergehendes Verständnis zu den wirkenden Mechanismen im Reibkontakt unbedingt notwendig, um geeignete Anforderungen in einer Tribosystementwicklung zur Robustheitssteigerung von Lamellen und Öl entsprechend der zu erwartenden Beanspruchung zu berücksichtigen. Im hier analysierten Fall war aus einer Vielzahl an vorangegangenen Untersuchungen auf Komponenten-, Aggregate- und Fahrzeugtestebene bekannt, dass eine unzulässige Wasserbeanspruchung ursächlich für einige repräsentative und auffällige Kupplungssysteme im Fahrzeug war, wobei die Wasserwirkung im System zu einer Ölschädigung und in Folge zu einer Geräuschauffälligkeit der Kupplung sowie erhöhtem Stahllamellenabtragsverschleiß geführt hat. Eine Möglichkeit die Wasserkonzentration im Öl nachzuweisen ist durch die indirekte Karl-Fischer-Analyse gegeben. Das Ergebnis zur Höhe der Wassermenge, die während des Betriebes auf das Öl eingewirkt hat ist mit dieser Art der Analysemethode in vielen Fällen allerdings nicht repräsentativ, da äußere Einflüsse, wie z. B. die auf die Ölprobe wirkenden Temperaturwechselintervalle, die Ölprobenlagerung, der Transport der Ölprobe zum Analyselabor oder aber die Ölprobenhandhabung bekanntlich ausgehend vom Zeitpunkt der Fehlerauffälligkeit bis zum Zeitpunkt der Analyse zu einem Ausdampfen des Wassers aus dem Öl führen können. Damit wird Wasser als ursächlicher Einflussparameter auf Ölschädigung in vielen Fällen bei der Fehleranalyse vernachlässigt. Hinzu kommt, dass der durch das Wasser resultierende Verschleißmechanismus auf molekularer Ebene bisher wenig erforscht ist und lediglich einzelne Arbeiten die negative Wirkung von Wasser auf das Geräuschverhalten von nasslaufenden Kupplungen unter gezielter Wasserzugabe nachgewiesen haben: In [1] wurde festgestellt, dass die Zugabe von Wasser in nasslau- TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 8 analysiert werden. Ein Vorteil dieser Art der Massentrennung, insbesondere gegenüber weiteren oberflächensensitiven Analysemethoden, ist die parallele Detektion aller ausgelösten Teilchenspezies. Die ToF SIMS bietet eine hohe Massenauflösung (m/ Δm≥ 10.000) und somit eine Nachweisgrenze im ppm Bereich, wodurch prinzipiell keine Einschränkung des detektierbaren Massenbereichs besteht. Die analysierten Teilchenkonzentrationen können allerdings nur unter Verwendung von Standards quantifiziert werden. 80 % der Sekundärionen stammen aus der obersten Atomlage des Festkörpers, wodurch diese Methode eine hohe Oberflächensensitivität aufweist und als quasi-zerstörungsfrei betrachtet wird. Mittels Ionensputtern ist es außerdem möglich Tiefenprofile der Probenoberfläche zu erstellen. In einer vorangegangenen Arbeit der Autoren wurde die Leistungsfähigkeit von ToF-SIMS zur Analyse von Verschleißmechanismen in nasslaufenden Fahrzeugkupplungen gezeigt [8]. 2.2 Elektrospray-Ionisation mit hochauflösender Massenspektrometrie Die Elektrospray-Ionisation Massenspektrometrie (ESI- MS) wurde für die Analyse der Referenz- und Gebrauchtöle verwendet, wobei hierbei eine minimale Ölmenge von weniger als 1 ml ausreichend ist. Als Detektor wird der hochauflösende Orbitrap-Detektor (m/ Δm 60.000, Massengenauigkeit besser 3 ppm) verwendet. Diese Hochauflösung und damit genaue Bestimmung des Masse-zu-Ladungs-Verhältnisses erlauben eine präzise Zuordnung zu vorkommenden Molekülen. Vor der Messung wurden die Ölproben in einer Methanol-Chloroform-Mischung gelöst (volumetrisches Verhältnis 3: 7, Verdünnungsfaktor 1: 1000). Mittels ESI werden durch Anlegen einer elektrischen Spannung und dem „Versprühen“ der Mischung die Moleküle der Probe ionisiert und das Lösemittel verdampft. Diese Ionen werden in der hochauflösenden MS analysiert, wodurch eine Detektion verschiedener Molekülgruppen im positiven und negativen Messmodus möglich wird. 3 Resultate 3.1 Ergebnisse der ToF-SIMS-Analyse In Bäse et al. 2019 [8] wurden bereits Kennwerte zur Beschreibung von tribologisch funktionalen Schichten anhand von ToF-SIMS-Analysen an der Stahllamellenoberfläche herausgearbeitet. Dazu zählen: - die Tiefe, in der das Maximum des Signalverlaufes eines Additivelementes bzw. einer Additivelementverbindung als Funktion der Sputtertiefe detektiert wurde (nachfolgend bezeichnet als „Tiefe der Triboschicht“) - der Flächenanteil unter dem Signalverlauf eines Additivelementes bzw. einer Additivelementverbindung als Funktion der Sputtertiefe über einer definierten Schnittlinie (nachfolgend bezeichnet als „Dicke der Triboschicht“) Eine der stärksten Korrelationen zwischen Wasserbeanspruchung und Ausprägung der funktionalen Schicht der Stahllamellenoberfläche konnte u.a. im Kalziumsignal identifiziert werden, dessen Verlauf beispielhaft in Bild 1 in Relation zur Sputtertiefe (Primary Ion Dose Density, PIDD) dargestellt ist [8]. Kalzium war dabei auch ein Bestandteil des in dem ATF Öl verwendeten Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0008 Bild 1: Kennwerte der tribologischen Funktionsschicht am Beispiel des Ca + Signals [1] TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 9 scher Additivkomponenten von Ölproben aus Fahrzeug- und Komponententests mit dem gleichen Ausgangstribosystem sowie mit zulässiger und unzulässiger Wasserbeanspruchung zu korrelieren. Damit sollten Rückschlüsse auf eine durch Wasser verursachte chemische Veränderungen auf molekularer Ebene gezogen werden, wodurch es möglich werden sollte die durch unzulässige Wasserbeanspruchung veränderten Additivelementtypen zu identifizieren. Die detaillierte Beschreibung der Vorgehensweise wurde in Franz et al. 2020 [9] bereits vorgestellt. Die ESI-MS-Resultate der unterschiedlichen Proben aus Fahrzeugen und Komponententests waren miteinander vergleichbar, da die Ölsumpftemperaturen und Kupplungsbeanspruchungen in allen Fällen ähnlich waren. Damit war es möglich, die gemessenen m/ z-Intensitäten spezifischer Additivkomponenten in Abhängigkeit der Reibarbeit als signifikanten einflussnehmenden Parameter darzustellen. Weitere einflussnehmende Unterschiede wie z. B. der durch höheren Stahllamellenabtragsverschleiß bedingte Eisengehalt Öle in den Aggregaten mit unzulässig hoher Wasserbeanspruchung konnten als Einflussparameter in der Interpretation der m/ z-Intensitäten ausgeschlossen werden, da der Eisengehalt in den Komponententests mit unzulässiger Wasserbeanspruchung sehr gering war und dennoch ähnliche Tendenzen in den entsprechenden m/ z-Intensitäten im Komponententest und im Aggregatebetrieb mit unzulässiger Wasserbeanspruchung festgestellt werden konnten. Aus der Analyse gingen basierend auf diesen Ausgangspunkt der Bewertung definierte m/ z-Intensitäten von Additivkomponenten hervor, die eine Korrelation zwischen der gemessenen Intensität und dem Kupplungsenergieeintrag des Tribosystems sowie der zulässigen und unzulässigen Wasserbeanspruchung zeigten. In Bild 3 ist eine solche Korrelation beispielhaft für eine m/ z-Intensität von 314,34 dargestellt. Die drei Proben aus voneinander unabhängigen Fahrzeugen, welche einer zulässigen Wasserbeanspruchung ausgesetzt waren, zeigen tendenziell niedrigere Intensitäten als die Proben mit unzulässiger Wasserbeanspruchung, und steigen linear ab- Aus Wissenschaft und Forschung 10 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0008 Additiv-Performance Package, welches in den Verteilergetrieben zur Anwendung kam. In einem der in den Fahrzeugen betriebenen Aggregate hatte nachweislich eine unzulässige Wasserbeanspruchung auf das Tribosystem gewirkt. Ein Aggregat in einem anderen Fahrzeug mit dem gleichen Ausgangstribosystem wurde mit einer zulässigen Wasserbeanspruchung betrieben. Die „Tiefe der Triboschicht“ liegt dabei in einer geringeren Sputtertiefe bei der mit unzulässiger Wasserbeanspruchung betriebenen Stahllamellenoberfläche verglichen zur Stahllamellenoberfläche, die einer zulässigen Wasserbeanspruchung im Öl ausgesetzt waren. Ebenso ist die „Dicke der Triboschicht“ bei der Stahllamellenoberfläche mit unzulässiger Wasserbeanspruchung geringer als die „Dicke der Triboschicht“ bei der Stahllamellenoberfläche mit zulässiger Wasserbeanspruchung. Eine solche Differenzierung konnte außerdem bei den Additivbestandteilen Bor (ausschließlich Auffälligkeiten in der „Dicke der Triboschicht“), Magnesium, Phosphor, CaPO 2 und CaO 2 festgestellt werden. [8] Die gleichen Tendenzen wurden ebenso mittels ToF- SIMS-Analyse nach Komponententestversuchen im Tribometer in der Stahllamellenoberflächen ohne bzw. mit unzulässiger Wasserbeanspruchung während eines Dauerlauftests beobachtet. Bild 2 zeigt schraffiert den Vergleich von einem Referenzkomponententest mit einem Komponententest, bei welchem wiederholt Wasser in definiert hoher Dosierung hinzugefügt wurde. Im Vergleich dazu sieht man einen deutlich stärkeren Kalziumabbau im Realsystem, weshalb hier von einer unzulässig hohen Wasserbeanspruchung auszugehen ist. Ebenso war es möglich die Erkenntnisse mit der Analyse eines anderen Produktes auf ein weiteres Tribosystem zu übertragen, welches im Aggregateversuch einer unzulässigen Wasserbeanspruchung ausgesetzt war [8]. 3.2 Ergebnisse der ESI-MS-Analyse Ziel der ESI-MS Untersuchung war es, Korrelationen zwischen dem Fehlverhalten der Kupplung und der Intensität von Masse-Ladungsverhältnissen (m/ z) spezifi- Bild 2: Kennwertvergleich der tribologischen Funktionsschicht im Fahrzeug und im Komponententester am Beispiel des Ca + Signals [1] TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 10 hängig vom Kupplungsenergieeintrag geringfügig an (vgl. hell eingefärbter Bereich in Bild 3). Die Intensitäten aus Ölanalysen von Proben aus voneinander unabhängigen Komponententests und Fahrzeugen, die einer unzulässig hohen Wasserbeanspruchung ausgesetzt waren, sind bei den definierten Energieeinträgen stets größer (vgl. dunkel eingefärbter Bereich in Bild 3), als die Intensitäten von Ölproben mit zulässiger Wasserbeanspruchung. Weiterhin lässt sich feststellen, dass im Vergleich der Analyseergebnisse von Ölproben mit unzulässiger Wasserbeanspruchung kein linearer Zusammenhang in Bezug zum Kupplungsenergieeintrag gegeben ist. Hingegen kann bei den Proben mit zulässigen Wassereintrag ein solcher linearer Zusammenhang festgestellt werden. 4 Diskussion Infolge der in Kapitel 3 gezeigten Erkenntnisse wurde nachfolgende Hypothese zu den beobachteten Unterschieden in den ESI-MS-Resultaten bei den Gebrauchtölproben mit zulässiger und unzulässiger Wasserbeanspruchung entwickelt: In Bild 4 ist eine Reaktionsgleichung skizziert, aus der eine Umwandlung von detektierten Molekülen (Edukte) in detektierte Moleküle (Produkte) möglich erscheint, die infolge von Wasser- und Temperatureinfluss entstehen. Eine solche Temperatureinwirkung kann beispielsweise durch den durch die Fahrzeugkupplung verursachten Energie- und Leistungseintrag entstehen. Die vorliegende Hypothese beschränkt sich auf die Stoffklasse der Talgamine. In Tabelle 1 sind folgende Kenngrößen zusammengefasst: - Edukte mit chemischen Summenformeln und zugehörigen Molekülmassen, welche in folgenden Proben mit vergleichbarer Intensität detektiert wurden: • im Frischöl • in Gebrauchtölproben mit zulässiger und unzulässiger Wasserbeanspruchung - Produkte mit chemischen Summenformeln und zugehörigen Molekülmassen, welche in folgenden Proben detektiert wurden und infolge einer chemischen Reaktion wie in Bild 4 dargestellt entstehen können: • im Frischöl in geringerer Intensität • in Gebrauchtölen mit zulässiger Wasserbeanspruchung mit geringer Intensität • in Gebrauchtölen mit unzulässiger Wasserbeanspruchung mit hoher Intensität - Für Edukte und Produkte: • theoretische Molekülmassen, die eindeutig einer chemischen Verbindung zugeordnet werden können • die in der MS detektierten Molekülmassen, und die zugehörige mögliche chemische Verbindung Aus Wissenschaft und Forschung 11 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0008 Bild 3: Darstellung der Intensitäten bei m/ z 314,34 Bild 4: Reaktionsgleichung anhand des Beispiels Talgamin TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 11 chemische Änderung ist nicht reversibel, weshalb zusätzlich zu den Erkenntnissen aus Untersuchungen auf Komponenten-, Aggregate- und Fahrzeugebene auch auf molekularer Ebene von einer Ölschädigung gesprochen werden kann. Darüber hinaus wurden Veränderungen der tribologischen Funktionsschicht der Stahllamellen anhand der Kennwerte „Tiefe der Triboschicht“ und „Dicke der Triboschicht“ mittels ToF-SIMS nachgewiesen. Naheliegend ist dabei weiterhin, dass die Stahllamellen infolge der veränderten tribologischen Funktionsschicht einen erhöhten Abtragsverschleiß aufwiesen [8]. In weiterführenden, nicht im vorliegenden Paper beschriebenen Aggregateversuchen war es möglich Gebrauchtlamellen, welche mit gleichem Schadensmechanismus typisiert werden konnten, mit Frischöl in einem Kupplungslauf ohne Fehlerverhalten dauerhaft zu betreiben. Deshalb wird davon ausgegangen, dass sich die veränderten tribologischen Funktionsschicht der Stahllamellen bei Einwirkung von Frischöl und Energieeintrag quasi regenerieren und der zur Veränderung der tribologischen Funktionsschicht der Stahllamellen führende Prozess somit reversibel ist. Diese Hypothese soll in weiterführenden Analysen untersucht werden. Die Erkenntnisse ermöglichen es geeignete Anforderungen zur Robustheitssteigerung des tribologisch beanspruchten Systems „ölgeschmierte Lamellenkupplung“ in zukünftige Entwicklungen einfließen zu lassen. 6 Danksagung Die präsentierten Ergebnisse wurden in Forschungsprojekten mit finanzieller Unterstützung seitens der beteiligten Projektpartner und des österreichischen Programms (InTribology, Nr. 872176) erarbeitet. Das COMET-Programm wird finanziert durch Mittelzuwendung seitens der österreichischen Bundesregierung, sowie der Bundesländer Niederösterreich und Vorarlberg InTribology betreffend. Aus Wissenschaft und Forschung 12 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0008 Bei den in Tabelle 1 aufgeführten Molekülen handelt es sich dabei um ethoxylierte Talgamine (ETA), die zum Beispiel als Friction Modifier in Schmierstoffen bekannt sind [10, 11, 12]. Friction Modifier sind ein notwendiger Bestandteil des Öles, um eine fehlerfreie Kupplungsfunktion zu gewährleisten. 5 Zusammenfassung Aus einer Vielzahl an vorangegangenen Untersuchungen auf Komponenten-, Aggregate- und Fahrzeugtestebene war bekannt, dass eine unzulässige Wasserbeanspruchung ursächlich für mehrere repräsentative und auffällige Kupplungssysteme im Fahrzeug war, wobei die Wasserwirkung im System zu einer Ölschädigung und in Folge zu einer Geräuschauffälligkeit der Kupplung sowie erhöhten Stahllamellenabtragsverschleiß geführt hat. Mit den hier vorgestellten Ergebnissen aus ESI-MS und ToF-SIMS Untersuchungen konnte anhand der zur Verfügung gestandenen Versuchsmuster „Stahllamellen“ und „Öl“ ein tieferes Verständnis des in Zusammenhang mit einer Wasserbeanspruchung vorherrschenden Tribosystem-Verschleißmechanismus auf molekularer Ebene erbracht werden: Eine unzulässige Wasserbeanspruchung des Kupplungsöls resultiert in der ESI-MS Untersuchung in einer auf molekularer Ebene sichtbaren Veränderung der Intensität von definierten m/ z Werten in Abhängigkeit vom Kupplungsenergieeintrag verglichen zu dem Kupplungsöl, welches einer zulässigen Wasserbeanspruchung ausgesetzt war. Beispielhaft wurde die chemische Änderung anhand eines für die Kupplungsfunktion notwendigen Talgamin-Moleküls vorgestellt und mit einer möglichen chemischen Reaktionsgleichung begründet, die infolge von Wasser- und Temperatureinwirkung zur detektierten chemischen Änderung führen kann. Die Temperatureinwirkung kann beispielsweise durch den durch die Fahrzeugkupplung verursachten Energie- und Leistungseintrag entstehen. Eine solche Formel Molekülmasse (theoretisch) Formel Molekülmasse (MS detektiert) Formel Molekülmasse (theoretisch) Formel Molekülmasse (MS detektiert) C 18 H 39 O 2 N 301,2988 C 18 H 40 O 2 N 302,30 C 16 H 35 ON 257,2719 C 16 H 36 ON 258,28 C 20 H 43 O 2 N 329,3294 C 20 H 44 O 2 N 330,34 C 18 H 39 ON 285,3032 C 18 H 40 ON 286,31 C 22 H 47 O 2 N 357,3607 C 22 H 48 O 2 N 358,37 C 22 H 43 ON 313,3345 C 22 H 44 ON 314,34 C 22 H 45 O 2 N 355,3450 C 22 H 46 O 2 N 356,35 C 22 H 41 ON 311,3188 C 22 H 42 ON 312,32 Edukt (im Frischöl und in allen untersuchten Gebrauchtölproben) Produkt (in allen untersuchten Gebrauchtölproben, in höherer Intensität bei den Gebrauchtölen mit unzulässiger Wasserbeanspruchung) M [M+H] + M [M+H] + Tabelle 1: Produkte in Relation zu deren möglicher Herkunft (Edukt) TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 12 7 Literatur [1] Fatima N., Impact of water contamination and system design on wet clutch tribological performance, Dissertation, Lulea University of Technology, 2014. 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This explains the high infection rate of 20 % in tumor prostheses, which are used for the reconstruction of large bone defects [4, 5]. The risk increases up to 40 % for secondary revision surgeries [6]. An increasing incidence, morbidity and mortality, but also increasing socio-economic costs are predicted [1]. Although different concepts and strategies are known today, they are still in the early stages of basic research or preclinical testing. Clinical applications of antimicrobial implant coatings have been limited to a few market-launched prosthetic systems or coating technologies [7, 8]. To solve the above-mentioned problems, a novel antiinfective multilayer biopolymer implant coating with body-related substances has been developed. For me- Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0009 1 Introduction Over 1.5 million endoprostheses are implanted in Europe every year [1]. These are constantly exposed to the risk Testing concept for the mechanicaltribological characterization of an antibacterial coating system for implants Julian Hasselmann, Jochen Kurzynski, Manfred Fobker, Georg Gosheger, Martin Schulze* Eingereicht: 21.10.2021 Nach Begutachtung angenommen: 14.3.2022 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Um das Problem von Implantat-assoziierten Infektionen zu lösen, wurde ein antibakterielles biokompatibles Mehrschichtsystem entwickelt. Für die Zulassung eines solchen Beschichtungssystems als Medizinprodukt ist die Charakterisierung der mechanischen und tribologischen Eigenschaften erforderlich. Da keine der zurzeit bestehenden Prüfnormen vollständig auf das vorliegende System anwendbar ist, wurde in dieser Arbeit ein Prüfkonzept entwickelt, um die Benetzbarkeit, Topografie, Morphologie, Schichtdicke, Härte, E-Modul, Haftfestigkeit und tribologischen Eigenschaften des Mehrschichtsystems zu untersuchen. Schlüsselwörter Implantatbeschichtung, Antibakterielle Beschichtung, Prüfkonzept, Mechanisch-tribologische Charakterisierung, Bio-Tribokorrosion, Scratch-Test To solve the issue of implant-associated infections, an antibacterial biocompatible multilayer coating was developed. For the approval of such a coating system as a medical device, the characterization of its mechanical and tribological properties is required. Since none of the existing test standards is fully applicable to the present coating system, a testing concept was developed to investigate the wettability, topography, morphology, thickness, hardness, Young’s modulus, adhesion strength and tribological characteristics of the multilayer coating. Keywords Implant coating, Antibacterial coating, Testing concept, Mechanical-tribological testing, Bio-tribocorrosion, Scratch-test Kurzfassung Abstract * Julian Hasselmann, M. Sc. 1,3 , corresponding author Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-5334-5171 Dr.-Ing. Jochen Kurzynski 3 Dr. rer. nat. Manfred Fobker 2 Univ.-Prof. Dr. med. Georg Gosheger 1 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-1089-9972 Dr. rer. medic. Dr. med. Dipl.-Ing (FH) Martin Schulze 1 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-2899-1558 1 Clinic for General Orthopedics and Tumororthopedics University Hospital Münster Albert-Schweitzer-Campus 1, 48149 Münster 2 Central Laboratory, University Hospital Münster Albert-Schweitzer-Campus 1, 48149 Münster 3 Materials Engineering Laboratory Department of Mechanical Engineering University of Applied Sciences Münster Stegerwaldstraße 39, 48565 Steinfurt TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 14 titanium alloys [9]. The selection of these materials results from the requirements regarding corrosion resistance, biocompatibility, bio-adhesion and favorable mechanical properties [10]. Due to its extensive use as an implant material in orthopedics, the titanium alloy Ti6Al4V Grade 23 ELI was chosen as substrate material for the present coating system. The surface was prepared using glass bead blasting (d k = 150 −250 μm, Eisenwerk Würth GmbH, Bad Friedrichshall, Germany) in accordance with the data from literature [11, 12] with a pressure of p = 2.5 bar for 12 s in a distance of 65 mm. The substrate geometry was defined as disc with a diameter of 14 mm, a thickness of 1.5 mm and a centric hole with a diameter of 2 mm. This ensured that all tests could be performed with the same specimen geometry and increased the test efficiency. An illustration of the present coating system is shown in Figure 2. Both biopolymer coating materials are each dissolved in a solvent, mixed with active ingredients, and successively applied to the substrate by a dip coating process. Both coatings are loaded with active ingredients, which are released with their resorption of the human body. While the first biopolymer coating is designed for resorption over several years, the resorption of the second coating takes place within weeks to prevent the initial implant associated infection after transplantation. Both coatings show a definable linear elution kinetics of the active ingredients without a burst effect. Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0009 Figure 2: Illustration of the antibacterial coating system for implants. Figure 1: Overview of the developed testing concept for biopolymer multilayer implant coatings. chanical characterization relevant standards have been identified with a perspective of a future approval as a medical product: ISO 10993: Biological Evaluation of Medical Devices, ISO 12417: Vascular Medicinal Product-Drug Combination Products and ISO 17327: Nonactive Surgical implants - Implant Coatings. At present, test standards already exist for metallic implant coatings, calcium phosphate coatings and hydroxyapatite coatings on the one hand and for drug eluting coatings of stents and balloon catheters on the other hand. However, none of these standards is fully applicable to the present antibacterial coating system. Especially, the complex mechanical evaluation requires the derivation of numerous methods and partial modification. Therefore, a comprehensive mechanical-tribological testing concept for the identified relevant coating parameters and occurring loads has been developed and conducted to fill this normative gap (Figure 1). On the one hand, this testing concept forms the baseline for the further development of the present coating system and, on the other hand, serves to accelerate the development of similar implant coatings, thus contributing to the improvement of patient care in the future. 2 Materials and Methods 2.1 Coating system The most commonly used metallic biomaterials in medical technology are Co-Cr-Mo alloys, pure titanium and TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 15 vely analyze the topography of the second coating because of its limited vacuum stability. 2.4 Morphology and thickness The analysis of both parameters was performed microscopically with an SEM and LM using a cross-section polish, according to the ISO 2808 standard. To be able to perceive changes in the layer thickness over the crosssection, 18 measurements were performed along each cross-section polish. The metallographic preparation was done according to Table 1. Additionally, the thickness was determined by an eddycurrent gauge (Fischerscope MMS PC2 ETA3.3, Helmut Fischer GmbH, Sindelfingen, Germany) with 18 measurements randomly distributed along the surface. 2.5 Hardness and Young’s modulus Due to the thin coating layer, hardness and Young’s modulus are investigated with the aid of the nanoindenter ZHN (ZwickRoell GmbH & Co. KG, Ulm, Germany) according to the DIN EN ISO 14577-4 standard [14] with a calibrated spherical diamond indenter (r = 37.7 µm). To test the first coating, indentations were made in a grid of 5 x 15 = 75 indentations with a xand y-spacing of 100 μm and test forces of 0.5 mN, 1 mN, 2 mN, 5 mN and 10 mN, respectively. For testing the second coating, 4 x 15 = 60 indentations with a xand y-spacing of 100 µm and test forces of 0.5 mN, 1 mN, 2 mN and 5 mN were conducted, respectively. The tests were performed in an array with varying test forces to investigate the coatings homogeneity and the substrate effect, respectively. For indentation, the force was increased until the desired testing force in a quadratic manner, hold constant for 5 s and released afterwards while measurands were recorded with a frequency of 16 Hz. Subsequently, the indentation hardness H IT was calculated using the following equation: (1) where F max is the maximum force measured and A p (h c ) is the projected contact area (cross-sectional area) between the indenter and the specimen. The indentation modulus E IT is given by: Aus Wissenschaft und Forschung 16 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0009 2.2 Wettability Static contact angle measurements were carried out to investigate the wettability of both the substrate and the coating(s) according to the ISO 19403-2 standard using the DSA100 contact angle measuring instrument with the Drop Shape Analysis software (KRÜSS GmbH, Hamburg, Germany). Two test liquids each were used at a temperature of 23 °C in accordance with the recommendations in the test standard: water as polar medium (4 μl/ drop) and diiodomethane as a nonpolar medium (2 μl/ drop). Immediately after the drop was applied to the sample surface with the dispensing needle, an image of the drop was created with the integrated camera and the contact angle θ was measured using the cone section method (θ = 20°-110°) or the Young-Laplace method (θ = 110°- 180°). For statistical validation of the results, each measurement was conducted in triplicate. Following, the surface free energy was calculated using the Owens-Wendt-Rabel-Kaelble method (OWRK method) [13]. 2.3 Topography The topography of the coating(s) was studied both quantitatively and qualitatively. For a quantitative analysis, contactless surface roughness measurements were conducted to avoid damaging the ‘soft’ coating surfaces using a confocal microscope (MarSurf CM mobile, Mahr GmbH, Göttingen, Germany) with a 20x lens, an evaluation length of 4 mm and a cutoff wavelength of λ c = 0.8 mm in accordance with the ASTM F2791-15 standard in triplicate. The postprocessing was done using the MountainsMap ® software (Digital Surf ® , Besançon, France). For a qualitative analysis regarding surface texture and coating coverage integrity, a scanning electron microscope (SEM) (Zeiss EVO MA10, Carl Zeiss Microscopy GmbH, Jena, Germany) in combination with the energy dispersive X-ray spectroscopy (EDS) (XFLASH ® 6|10 Detektor, Bruker Co., Billerica, USA) was used with an accelerating voltage of EV = 20 kV. To reduce charging of the non-conductive coatings, a thin layer of gold was previously applied on the sample surfaces using DC-sputtering (Polaron E5000, Polaron Equipment Ltd, Watford, UK) for t = 40 s with a current of I = 10 mA and a voltage of U = 1.17 kV. In addition, light microscopy (LM) (Axio Imager, Carl Zeiss Microscopy GmbH, Jena, Germany) was used to qualitati- Table 1: Metallographic preparation method. Grinding 1 Grinding 2 Polishing 1 Polishing 2 Discs / Cloths SIPLAS Re - K400 DIPLAS Re - K600 PT Super Plan PT Chem Abrasive Diamond Diamond Diamond-Susp. P Silica Susp. * Grain size D40 / P400 D60 / P600 9 μm 20 nm Lubricant Water Water Lubricant Green - Rpm 300 min -1 300 min -1 150 min -1 150 min -1 Force/ specimen 30 N 30 N 25 N 15 N Time Until plane 3 min 5 min 8 min TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 16 (2) with ν s and ν i as Poisson’s ratio of the coating and indenter and E r and E i as reduced modulus according to Oliver and Pharr [15] and Young’s modulus of the indenter, respectively. For the used diamond indenter, the resulting values are ν i = 0.07 and E i = 1140 GPa. The Poisson’s ratio of ν s = 0.4 was assumed for the coatings. 2.6 Adhesion strength One of the most important mechanical properties of a coating is its practical adhesion (adhesion strength) [9, 14, 16-19]. Depending on the material combination, the geometry and the respective industry, more than 200 methods exist for quantitative and qualitative analysis of the adhesion strength [19]. Since the value of the adhesive strength is a decisive criterion for the health of the patients [20] and thus, the approval test of the coating as a medical device, quantitative investigations are necessary. The quantitative analysis depends on coating material, thickness, hardness and substrate material [21]. Furthermore, test methods should be selected that cover different load cases. Therefore, the pull-off tensile test (tensile load) and the scratch-test (shear load) were selected. Pull-off tensile tests were performed using a tensile testing machine with the testXpert software (RKM 100/ 20, ZwickRoell GmbH & Co. KG, Ulm, Germany) according to DIN EN ISO 4624 standard with a custom-built joint mechanism ensuring the application of a tensile stress purely normal to the substrate-coating interface (n = 6). First, the coated substrate is glued on the test rig using the 2-components structural adhesive SikaPowerr- 1277 (Sika Deutschland GmbH, Bad Urach, Germany) and cured for seven days at room temperature. The incorporated glass beads guarantee a constant adhesive layer thickness of 0.3 mm. Furthermore, a PTFE pin and PTFE tape was used to center the specimen and prevent it from sticking to the test rig, respectively. For testing, the assembly was mounted in the testing machine and a uniaxial force was applied with a preload of 1 N and a loading rate of 20 N/ s until failure of the coating. Adhesion strength was calculated using the maximum force measured by the testing machine divided by the adhesive area of the specimen. To determine the mode of failure, the specimens were subsequently analyzed using the digital microscope VHX-600 (KEYENCE DEUTSCH- LAND GmbH, Neu-Isenburg, Germany) in combination with the software ImageJ (National Institute of Health, Bethesda, USA) [22]. The scratch tests with linearly increasing normal load (n = 5) according to the ASTM C162-05 standard were performed by means of nanoindenter with the setup des- cribed in section 2.5 which is perfectly designed for testing thin, multilayer coatings [23, 24]. Prior to the actual scratch tests, the scratch path was pre-scanned with a normal load of 1 mN and the depth was measurement. The resulting values were automatically subtracted from the depths measured during the scratch test to eliminate any misalignment of the specimens. The specimens with the second coating were tested with a normal load F n increasing from 1 mN to 100 mN and a scratch length of 500 µm. The specimens with the first coating were tested with a normal load F n increasing from 1 mN to 1500 mN and a scratch length of 3750 µm, respectively. Since scratch test results are only comparable when constant conditions were applied, the horizontal displacement rate was held constant at 150 µm/ s. By means of discontinuities of the coefficient of friction (COF) (tangential force divided by normal force), the critical forces, i.e. the normal force that leads to the loss of adhesion between the respective layers in multilayer systems or between coating and substrate, can be determined. To precisely determine the value of the critical force, an EDSsupported SEM analysis was carried out in addition to the analysis of the measured value recording. In principle, the scratch test would be suitable for a quantitative measurement of adhesion strength and is also increasingly used. However, the process is of such a complex nature that there is still no generally accepted theory that covers and considers all the variables influencing an absolute measurement. Therefore, the critical forces were evaluated as a measure of the adhesion strength of the coating system. 2.7 Wear characteristics As a specific kind of tribocorrosion, bio-tribocorrosion includes the science of surface transformation due to mechanical stress and electrochemical, biochemical and microbiological reactions occurring between the elements of a tribological system exposed to biological environments [25]. Due to the large number of parameters influencing the tribological system, only an approximation to the in vivo conditions is possible. Two main approaches are distinguished: a mechanism-oriented approach or a good representation of the actual existing system [26]. The latter was chosen to be able to measure the total wear directly in the tribo-test as realistic as possible. The expected type of wear corresponds to soft tissue sliding wear. For the tribological system analysis according to GfT-Arbeitsblatt 7 [27], it was considered that the coating is initially applied to the neck of a hip prosthesis and is thus in direct contact with the surrounding muscle tissue (Figure 3). The analysis of this complex bio-tribological system resulted in the system parameters listed in Table 2. This analysis of the bio-tribological system resulted in the development of the test setup corresponding, regarding load introduction and friction path, to a pin-on-disc test (ASTM G99-05) as shown in Figure 4. Aus Wissenschaft und Forschung 17 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0009 TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 17 the normal force and sliding velocity represent the variable parameter at a constant friction path. Furthermore, the tangential force is measured to calculate the COF. The wear volume is calculated from the difference in weight of the samples (measured by a high-precision scale), considering the density of the coating, and plotted as a function of the normal force. Furthermore, wear surfaces are subjected to an SEM and confocal microscope analysis. In addition, it is possible to add abrasive Aus Wissenschaft und Forschung 18 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0009 The counter body is made of porcine tissue. During test, the coated substrates are pressed onto the counter body with variable normal force, creating a conformal contact. The samples perform a rotational movement at a defined speed. To get as close as possible to the real bio-tribological system, the simulated body fluid (SBF, Dulbeccos Modified Eagle Medium, ThermoFisher Scientific Co., Waltham, USA) (pH = 6.8 - 7.2) is heated to 37 °C in the incubator and continuously refreshed. In the experiment, Figure 3: Schematic of the bio-tribological system. Figure 4: CAD-illustration of the developed bio-tribocorrosion test setup. Table 2: Parameters of the bio-tribological system. Motion: Oscillating translational sliding Load: Surface pressure due to muscle tension Body: Coating(s) Counterbody: Muscle facia Interfacial & ambient medium: Mixture of lymph, exudate and serum (37°C) Contact: Conform Friction condition: Boundary friction to mixed friction Wear mechanism: Adhesion, abrasion and tribochemical reactions TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 18 titanium or osseous particles produced by micromotion at the femoral stem [28]. Since the corresponding tests are still in the conduction phase, the publication of their results will take place at a future date. 3 Results and discussion 3.1 Wettability The wettability of both the substrate and the coating(s) represents a key parameter in developing an implant coating. The results of the contact angle measurements including the calculation of the surface free energy (SFE) are shown in Figure 5. For the titanium surface, this results in a water contact angle of 51° and a surface free energy of 55.7 mN/ m. The coatings show higher water contact angles and therefore lower surface free energies of 91.9° and 116° and 34.7 mN/ m and 18.1 mN/ m for the first and the second coating, respectively. Therefore, the titanium is weakly hydrophilic and the coatings show a hydrophobic behavior according to the definition of Drelich et al. [29]. However, the higher wettability of the titanium surface is favorable regarding the coating process. This is in contrast to the influence of SFE on bacterial adhesion [30]. Jansen, Peters, and Pulverer [31] found a significant correlation between high hydrophobicity of a material and lower bacterial adhesion to its surface. Therefore, the coatings already show a reduction in bacterial adhesion due to their wettability compared to the uncoated titanium surface. This effect is also expected following the Baier curve [32]. 3.2 Topography The surface roughness of the components of the coating system determined by confocal microscope is shown in Table 3. Both coatings have lower roughness values than the titanium surface. A higher roughness value is associated with an enlargement of the implant surface and thus with a larger surface area for bacterial colonization. Therefore, the coatings show preferable properties regarding the surface roughness. In addition, the higher roughness of the titanium substrate is favorable regarding higher coating adhesion due to mechanical interlocking. To avoid incorrect measurements of the semitransparent coatings, the samples were sputter-coated with a thin layer of gold in the following measurements. The qualitative analysis regarding surface texture and coating coverage integrity for both coatings is shown in Figure 6 and Figure 7, respectively. Despite two pores in the second coating, both coatings show a smooth surface without any defects and a homogeneous coverage of the surface, resulting in a complete protection of the titanium surface and a homogeneous elution of the incorporated active ingredients along the implant surface. Aus Wissenschaft und Forschung 19 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0009 Figure 5: Contact angle measurements (left) and the resulting surface free energy (SFE) (right). Table 3: Roughness values R a (line) and S a (area) of the coating system with λ c = 0.8 mm. Material Ra [µm] Sa [µm] Ti6Al4V, glass bead blasted 0.67 0.92 First coating 0.33 0.59 Second coating 0.47 1.33 TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 19 Figure 9). Both coatings and the bilayer coating are fully connected to the titanium surface and the first coating, respectively. Furthermore, no pores are detectable, which again indicates a homogeneous coating. The cross-section polishes were also used to measure Aus Wissenschaft und Forschung 20 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0009 3.3 Morphology and Thickness To investigate the coating’s morphology, cross-section polishes were analyzed via LM and SEM (Figure 8 and Figure 6: SEM image of the first coating surface. The images (a)-(c) show a homogeneously coated area at (a) 500x, (b) 2000x and (c) 5000x magnification. The red arrow indicates a residual from preparation, which is not part of the coating. Figure 7: LM bright field images of the second coating surface at magnifications of (a) 100x, (b) 200x and (c) 500x. Red circle indicates two pores. Figure 8: LM bright field cross-section images at 500x magnification of (a) first coating, (b) second coating and (c) bilayer coating. Figure 9: SEM image of the cross-section of the first coating released from the titanium surface. the coating thickness. These results including the eddycurrent gauge measurements are shown in Figure 10. The comparison of the two measurement principles (left) shows a large deviation with large error bars, which already indicates a non-homogeneous thickness distribution along the surface. Furthermore, the thickness distribution along the cross-section polish (right) proofs that observation by only measuring one plane. This leads to the demand of the standardization of the so far manually conducted dip coating process. TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 20 3.4 Hardness and Young’s modulus As elementary coating parameters, hardness and Young’s modulus were determined via nanoindentation (Figure 11 and Figure 12). Nanoindentation results of the first coating show a hardness of 27 - 45 MPa and a Young’s modulus of 2.04 - 2.8 GPa, respectively. As expected, the second coating shows a lower hardness and Aus Wissenschaft und Forschung 21 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0009 Figure 10: Average coating thickness measured by cross-section polish and eddy-current gauge (left) and thickness distribution along the cross-section (right). Figure 11: Hardness and Young’s modulus of the first coating determined by nanoindentation. Figure 12: Hardness and Young’s modulus of the second coating determined by nanoindentation. TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 21 3.5 Adhesion strength For the first coating, an adhesion strength of σ f = 10 ± 1.74 MPa was measured via pull-off tensile test. Delamination occurred with a proportion of 90 % at the interface of the coating and substrate and 10 % at the interface between coating and adhesive. However, to meet the requirements from ASTM F1147 standard of σ f = 22 MPa, an optimization of the substrate surface is necessary which is part of the ongoing development. Unfortunately, no results were determined testing the second coating and the bilayer coating since the loss of adhesion already took place while the adhesive was Aus Wissenschaft und Forschung 22 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0009 Young’s modulus of 10 - 15 MPa and 1.04 - 1.14 GPa, respectively. The values of the first coating are in good accordance to the values in literature [33]. The variance of the single measurements could be an indication of a rather inhomogeneous coating. From the topographical and morphological analyses, which revealed a homogeneous coating, this is unlikely. The LM images of the indenter before and after the nanoindentations, however, revealed a reason for this variance: the coating material adhered to the indenter, especially for the second coating. Therefore, additional measurements shall be conducted including a cleaning of the indenter tip after each measurement. Figure 13: Measurement data from scratch-test and scratch path (SEM) of the first coating. Figure 14: SEM image to precisely determine the critical load of the specimen from figure 13 (top) with an EDS-analysis for the element titanium (bottom). curing because of its shrinkage. Therefore, special attention needs to be paid to the ability of free movement while curing in following experiments. The loss of adhesion induced by shear loading was investigated using the scratch test with linearly increasing normal force. Figure 13 and Figure 14 show representatives of the determination of the critical force for the first coating. Initially, the critical load is determined by means of discontinuities of the COF in the plot. To precisely determine point where first delamination occurred, an EDS-supported SEM analysis was conducted as shown in the figure below for the element titanium. This allowed the precise determination of the critical load. The critical loads of the coating systems second coating on Ti6Al4V, second coating on first coating and first coating on Ti6Al4V were determined with 58.0 ± 3.8 mN, TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 22 15.4 ± 4.7 mN and 458.6 ± 69.3 mN, respectively. The mode of failure of the second coating applied on the Ti6Al4V substrate first showed ploughing and pilling-up at the edges of the groove with a COF of 0.24. The second coating applied on the first coating showed the same mode of failure but a COF of 0.19 while ploughing. In contrast, the first coating on the Ti6Al4V substrate showed a different mode of failure. At first, conformal cracks arise (cohesive failure) and increase until the loss of adhesion occurs. The COF while plastic deformation was determined with 0.20. In general, scratch tests showed a good reproducibility. Furthermore, the combined analysis of measurements during scratch test, confocal microscope and SEM / EDS proved to be a suitable set of information to precisely determine the critical load and the mode of failure. However, since the complex stress states at the indenter tip cannot be captured analytically so far, the scratch-test acts as a semi-quantitative testing method for the adhesion strength. 4 Conclusion In the present study, a comprehensive testing concept for the mechanical-tribological characterization of an antibacterial coating system was developed and evaluated, since none of the existing test standards could holistically applicated to such an antibacterial implant coating system. It can be concluded that: • The developed testing concept is suitable for evaluating the necessary coating parameters of the present coating system and similar coatings for implants. Pull-off tensile testing has to be adjusted for the multilayer coating. • The improved surface properties due to the coating system indicate an increased antibacterial effect compared to the standard titanium surface. Microbiological investigations are required to confirm this effect. • To fulfill the requirements regarding the adhesion strength according to ASTM F1147 standard of 22 MPa, a modification of the substrate surface is necessary. This is a current aspect of the ongoing development. With the present testing concept, the development of the new antibacterial coating system will be continued. The concept will be enhanced and supplemented for dynamic adhesive strength and mechanical properties testing after aging. Therefore, we conclude that the concept can also be applied to developments of similar implant coatings with an accelerating effect. This can contribute to an improvement of patient care in the future. Acknowledgements This work was financially supported by IMF (Innovative Medizinische Forschung) with the reference number: I-SC122008. References [1] Franceschini M, Sandiford NA, Cerbone V et al. (2020) Defensive antibacterial coating in revision total hip arthroplasty: new concept and early experience. Hip Int 30: 7-11. https: / / doi.org/ 10.1177/ 1120700020917125 [2] Gbejuade HO, Lovering AM, Webb JC (2015) The role of microbial biofilms in prosthetic joint infections. Acta Orthop 86: 147-158. https: / / doi.org/ 10.3109/ 17453674.2014.966290 [3] Lenguerrand E, Whitehouse MR, Beswick AD et al. (2018) Risk factors associated with revision for prosthetic joint infection after hip replacement: a prospective observational cohort study. 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Nov. 2022 Weitere Informationen und Anmeldung unter www.tae.de Besuchen Sie unsere Seminare, Lehrgänge und Fachtagungen. Vor Ort oder online teilnehmen Weiterbildung Tribologie TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 25 oder Leichtbau stellen Automobilhersteller vor immer neue Herausforderungen hinsichtlich des Fahrkomforts. Veränderte Schwingungsphänomene, Betriebszustände wie das Zu- und Abschalten der VKM oder das Fahren in niedrigen Drehzahlbereichen und unter erhöhten Drehmomentspitzen sind nur einige der sich negativ auf den Komfort auswirkenden Folgen. Die auch in Hybridantriebssträngen eingesetzte nasslaufende Lamellenkupplung stellt dabei eine Möglichkeit im Schlupfbe- Aus Wissenschaft und Forschung 26 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0010 Einleitung Für den Mobilitätswandel ergriffene Maßnahmen wie z. B. Hybridisierung, Downsizing und Downspeeding Untersuchung des anwendungsnahen, dynamischen Reibverhaltens nasslaufender Lamellenkupplungen am Beispiel zweier Tribosystemvarianten Arne Bischofberger, Katharina Bause, Sascha Ott, Albert Albers* Eingereicht: 3.9.2021 Nach Begutachtung angenommen: 25.3.2022 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Um das Tribosystem gezielt für den Einsatz als mechatronischen Steller, z. B. zur Beeinflussung schwingungsdynamischer Eigenschaften, auslegen zu können, sind idealerweise Kenntnisse über das in der Anwendung auftretende Reibverhalten notwendig. Die in diesem Beitrag vorgestellte Methode unterstützt die Charakterisierung des dynamischen, anwendungsnahen Reibverhaltens einer nasslaufenden Lamellenkupplung, wodurch genauere und insbesondere anwendungsnahe Vorhersagen zum Verhalten im nasslaufenden Friktionskontakt wie u. a. dem übertragbaren Drehmoment im dynamischen Betrieb mit angepassten Tribosystemen ermittelt werden können. Eine frühzeitige Auslegung von Funktionserweiterungen im nasslaufenden Kupplungssystem wird damit unterstützt. Im Beitrag wird die Methode an zwei Tribosystemvarianten, welche sich in deren Reibbelag unterscheiden, angewandt. Es können dabei Unterschiede in deren dynamischen Reibungszahlverhalten herausgearbeitet werden. Schlüsselwörter Nasslaufende Lamellenkupplung, Dauerschlupf, dynamischer Reibungszahlverlauf, Reibverhalten, dynamische Anregung, Schwingungsreduzierung Investigation of the application-related dynamic friction behavior of wet-running multi-plate clutches on the example of two tribological system variants In order to be able to design the tribological system in a targeted way for use as a mechatronic actuator, e.g. for influencing vibration-dynamic properties, knowledge of the friction behavior occurring in the application is necessary. The method described in this paper supports the characterization of the dynamic, application-related friction behavior of a wet-running multi-plate clutch. This enables more accurate and in particular, application-related predictions of behavior in wet-running friction contact, such as the transmissible torque in dynamic operation with adjusted tribological systems. It supports the early stage design of functional extensions in the wet-running clutch system. In this paper, the method is used with two tribological system variants that vary in their friction lining. Differences in their dynamic friction coefficient behavior were identified. Keywords Wet-running multi-plate clutch, Continous slip operation, dynamic friction coefficient, friction behavior, dynamic excitation, vibration reduction Kurzfassung Abstract * M.Sc. Arne Bischofberger, federführender Autor Dipl.-Ing. Katharina Bause Dipl.-Ing. Sascha Ott Univ.-Prof. Dr.-Ing. Dr. h.c. Albert Albers IPEK - Institut für Produktentwicklung am Karlsruher Institut für Technologie, Kaiserstr.10, 76131 Karlsruhe TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 26 trieb dar, unerwünschte Schwingungen zusätzlich zu herkömmlichen Komponenten und v. a. bedarfsgerecht reduzieren zu können, vgl. u. a. [1 bis 5]. Um das Tribosystem Kupplung gezielt für den Einsatz als mechatronischen Steller, z. B. zur Beeinflussung schwingungsdynamischer Eigenschaften eines Antriebsstranges, auslegen sowie für eine frühzeitige Validierung hinreichend genau modellieren zu können, sind Kenntnisse über das anwendungsnahe Reibverhalten notwendig. Unter Berücksichtigung der Wechselwirkungen zwischen Kupplung und Restsystem, insbesondere einer periodischen Anregung, zeigt sich im dauerschlupfbetriebenen Friktionskontakt ein periodisches Reibverhalten [6, 7]. Dieses dynamische Reibverhalten weist signifikante Unterschiede gegenüber dem quasistationären Reibverhalten auf. Bild 1 zeigt exemplarisch den dynamischen Verlauf der Reibungszahl unter periodischer Anregung (vgl. Abschnitt Validierungsumgebung und Vorgehensweise) sowie den Reibungszahlverlauf im quasistationären Dauerschlupfbetrieb für dasselbe tribologische System und bei ansonsten gleicher Beanspruchung (insbesondere Antriebsdrehzahl, Kühlölvolumenstrom, Flächenpressung und Gleitgeschwindigkeit). Die mittlere Reibungszahl und somit auch die Lage der einzelnen Perioden im dynamischen Betrieb (Bild 1, b) nimmt während des Versuchs mitunter bedingt durch das Ausbilden einer reibaktiven Schicht (Mikroeinlauf) zu. Eine mittlere einzelne Periode wird daher in grün hervorgehoben dargestellt. Die periodische Änderung der Gleitgeschwindigkeit im Friktionskontakt führt zu einem hystereseförmigen, nicht konstanten Verlauf der Reibungszahl. Eine gebräuchliche Beschreibung durch den Reibungszahlgradienten sowie eine Reibungszahl ist für eine genaue Charakterisierung und Modellierung daher nicht ausreichend. In dieser Veröffentlichung wird hierfür eine Methode zur Charakterisierung des dynamischen Reibverhaltens vorgestellt. Dabei werden experimentelle Untersuchungen an einem hochdynamischen Prüfstand unter Berücksichtigung von Wechselwirkungen mit dem Restsystem durchgeführt. Hierfür wurde ein entsprechendes Inline-Modul, welches die hochdynamische Untersuchung des Übertragungsverhaltens nasslaufender Lamellenpakete im geregelten Dauerschlupfbetrieb ermöglicht, entwickelt und in die Prüfumgebung implementiert. In der anschließenden Auswertung wird das dynamische Reibverhalten im Friktionskontakt mittels Kennwerten charakterisiert. Unter Anwendung der Methode werden zwei Tribosystemvarianten untersucht und damit Unterschiede in deren dynamischen Reibverhalten aufgezeigt. Die Validierungskonfiguration zur dynamischen Untersuchung des Übertragungs- und Systemverhaltens nasslaufender Lamellenpakete am IPEK - Institut für Produktentwicklung des Karlsruher Institut für Technologie (KIT) wird im Kapitel „Validierungsumgebung und Vorgehensweise“ genauer vorgestellt. Die Methode ermöglicht es, zukünftig das dynamische Reibverhalten nasslaufender Lamellenpakete genauer charakterisieren zu können. Es können dadurch genauere und insbesondere anwendungsnahe Vorhersagen zum Verhalten im nasslaufenden Friktionskontakt wie u. a. dem übertragbaren Drehmoment im dynamischen Betrieb mit angepassten Tribosystemen ermittelt werden, wodurch eine frühzeitige Auslegung von Funktionserweiterungen im nasslaufenden Kupplungssystem unterstützt wird. Außerdem wird eine verbesserte Modellbildung ermöglicht. Die Charakterisierung trägt auch dazu bei, daran anknüpfend in zukünftigen Untersuchungen Tribosysteme auf Korrelationen zwischen deren dyna- Aus Wissenschaft und Forschung 27 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0010 Bild 1: Quasistationäres (a) und dynamisches Reibverhalten bei zwei Grunddifferenzdrehzahlen 10 min -1 (b, unten) und 15 min -1 (b, oben) eines Tribosystems; die Pfeile markieren die jeweils entsprechende Differenzdrehzahl im quasistationären Verlauf TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 27 Zur Ermittlung des quasistationären Reibverhaltens wird in mehreren stationären Schlupfzuständen bei unterschiedlichen Gleitgeschwindigkeiten bzw. Differenzdrehzahlen der Reibwert ermittelt (z. B. [8]). In der Regel wird daraus ein Verlauf der Reibungszahl über der Gleitgeschwindigkeit angenähert. Ein exemplarisches Ergebnis eines solchen Reibungszahlverlaufs ist in Bild 2 dargestellt. Es wurden zwei, sich im verwendeten ATF unterscheidenden, Tribosysteme an einem „SAE Nr. 2 Prüfstand“ untersucht. Dabei wird ein signifikant unterschiedliches quasistationäres Reibverhalten der beiden Tribosysteme ermittelt. [9] Eine weitere gängige Betrachtung des Reibverhaltens nasslaufender Kupplungen ist die Ermittlung dessen während einer Synchronisierungsschaltung. Die Gleitgeschwindigkeit nimmt hierbei im Friktionskontakt über der Zeit ab. Eine Veränderung der Gleitgeschwindigkeit wird auch im, z. B. in [10] aufgezeigten, Instationärschlupf betrachtet. Kennwerte zur Beschreibung des Reibverhaltens während einer Synchronisierungsschaltung werden in [11] vorgestellt, vgl. Bild 3 und Bild 4. Hervorzuheben sei im Zusammenhang mit dieser Veröffentlichung der Kennwert µ 2 / µ 5 . Der Kennwert ermöglicht - ähnlich dem Reibungszahlgradienten - Aussagen über das Verhalten der Reibungszahl bei Veränderung der Gleitgeschwindigkeit. Diese sind hier insofern von zentraler Bedeutung, da das Friktionssystem bei einer Abnahme der Reibungszahl mit zunehmender Gleitgeschwindigkeit (negativer Gradient oder µ 2 / µ 5 <1) i. A. zu selbsterregten Reibschwingungen neigt. [12] Die Beschreibungen bzw. Betriebszustände (quasistationär, Synchronisierungsschaltung und Instationärschlupf) lassen sich nicht mit dem „dynamischen Reibungszahlverlauf“ vergleichen (vgl. auch Bild 1). Es liegt keine hochfrequente periodische Veränderung der Gleitgeschwindigkeit vor. Sowohl die im dynamischen Betrieb auftretenden hochfrequenten Änderungen der Gleitgeschwindigkeit als auch die Änderungen der Gleitrichtung nehmen signifikant Einfluss auf den Friktionskontakt. Das Reibverhalten unterscheidet sich dem- Aus Wissenschaft und Forschung 28 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0010 mischen Reibverhalten und deren Schwingungsreduzierungswirkung untersuchen zu können. Dies trägt zentral zur weiteren Ergründung der Wirkmechanismen im Friktionskontakt, insbesondere auf welchen Effekten die dortige Schwingungsreduzierung beruht, bei. Eine Ableitung von Designparametern zur gezielten Auslegung des Tribosystems in Hinblick auf eine optimierte Schwingungsreduzierungswirkung wird dadurch unterstützt. Stand der Forschung In gängigen Betrachtungen des Reibverhaltens in Kupplungen wird dieses v. a. in quasistationären Betriebszuständen sowie während der Synchronisierung (abnehmende Gleitgeschwindigkeit) ermittelt. Hierbei werden Kennwerte zur Beurteilung der absoluten Reibungszahlen, als auch der Reibungszahlgradienten (Steigung der Reibungszahl über der Gleitgeschwindigkeit) berücksichtigt. Die Reibungszahl ist in der Regel als ein Funktional in Abhängigkeit von bspw. Ort, Zeit, Geschwindigkeit, Flächenpressung, Temperatur und/ oder weitere zu sehen und berücksichtigt daher Einflüsse aus dem System. Bild 3: Reibungszahlkennwerte Synchronisierungsschaltung [11] Bild 4: Weitere Reibungszahlkennwerte Synchronisierungsschaltung [11] Bild 2: Quasistationärer Reibungszahlverlauf für zwei ATF-Varianten [9] TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 28 nach deutlich. Das veränderte Reibverhalten im Betriebszustand dynamischer Dauerschlupf resultiert mitunter in Veränderungen im übertragbaren Drehmoment und ist daher von zentraler Bedeutung. Auf den hystereseförmigen Verlauf der Reibungszahl bei Veränderung der Gleitgeschwindigkeit wird u. a. in [13] eingegangen. Bild 5 zeigt dazu einen exemplarischen Verlauf der Reibkraft F f über der Gleitgeschwindigkeit v. Es wird festgehalten, dass die Reibkraft bei Zunahme der Gleitgeschwindigkeit andere Verläufe als bei Abnahme dieser aufweist. Der Effekt wird mitunter durch das Vorhandensein einer „Frictional Memory“ erklärt. Auf Möglichkeiten zur genauen Beschreibung und Charakterisierung des dynamischen Reibverhaltens wird nicht eingegangen. Erste vereinfachte Versuche zum dynamischen Reibverhalten werden in [14] an einem „geschmierten Linienkontakt“ mit oszillierender Gleitgeschwindigkeit bei geringen Frequenzen im Bereich 0,5 bis 5 Hz durchgeführt. Mit zunehmender Frequenz wird dabei eine größere Hystereseschleife beobachtet. Bild 6 zeigt einen Auszug der Ergebnisse bei 5 Hz mit zwei verschiedenen Schmierstoffen. Das von HESS et al. untersuchte Tribosystem unterscheidet sich stark vom Tribosystem, welches die Autoren in dieser Arbeit untersuchen. Dennoch wird qualitativ bereits ersichtlich, dass das Tribosystem neben dem Einfluss auf das quasistationäre bzw. statische Reibverhalten (vgl. [15, 16]) auch auf das dynamische Reibverhalten einen signifikanten Einfluss nimmt. In anschließend durchgeführten Simulationen wird in [14] ein zeitabhängiger Reibungszahlverlauf berücksichtigt. Kennwerte zur Beschreibung des dynamischen Reibungszahlverhaltens und für einen möglichen Vergleich verschiedener Tribosysteme werden nicht betrachtet. Erste exemplarische Untersuchungen zum dynamischen Reibverhalten in nasslaufenden Lamellenpaketen finden sich in [6] und [17]. Es werden verschiedene Einflussgrößen auf das dynamische Reibverhalten im Friktionskontakt untersucht. Für die Beschreibung dessen werden vereinfacht die in [17] vorgestellten Kennwerte herangezogen. Festgehalten wird mitunter, dass mit Reduzierung der Schlupfdrehzahl der Reibungszahlgradient zunimmt. Da durch die Antriebsmaschine in der Fahrzeuganwendung grundsätzlich Drehungleichförmigkeiten, bedingt durch u. a. Verbrennungsprozesse oder z. B. Torque Ripple Effekte bei E-Maschinen, in das Friktionssystem eingeleitet werden und dadurch ein in der Regel periodischer Reibungszahlverlauf vorliegt, wird für eine anwendungsnahe, verbesserte Modellierung zwingend eine Charakterisierung des dynamischen Reibverhalten benötigt. Die Autoren stellen in diesem Beitrag mögliche Kennwerte zur Beschreibung des dynamischen Reibverhaltens vor. Am Beispiel zweier Tribosysteme wird anschließend die Methode zur Untersuchung des dynamischen Reibverhaltens angewandt und so Aussagen zum Reibverhalten der beiden Tribosysteme abgeleitet. Validierungsumgebung und Vorgehensweise Die Versuche werden an einer Validierungsumgebung zur Untersuchung hochdynamischer Vorgänge in nasslaufenden Lamellenpaketen durchgeführt. Die Prüfumgebung wurde am IPEK - Institut für Produktentwicklung am KIT nach dem IPEK-XiL-Ansatz [18] entwickelt und aufgebaut. Es werden dabei Wechselwirkungen mit dem Restsystem berücksichtigt. Die Restsysteme sind gemischt physisch-virtuell modelliert. Die Modellbildung und eine genaue Beschreibung der Validierungskonfiguration wird u. a. in [19] detailliert ausgeführt. Nachfolgendes Bild 7 zeigt die aufgebaute Validierungsumgebung mit deren Leistungsdaten. Als Untersuchungsgegenstand wird ein nasslaufendes Lamellenpaket bestehend aus drei Stahllamellen und zwei Reiblamellen herangezogen. Das Lamellenpaket ist schematisch in Bild 8 dargestellt. Nach [20, 21] ge- Aus Wissenschaft und Forschung 29 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0010 Bild 5: Hystereseförmiger Reibkraftverlauf [13] Bild 6: Dynamischer Verlauf der Reibungszahl für zwei Ölvarianten mit unterschiedlicher Viskosität (geschmierter Linienkontakt, oszillierende Gleitgeschwindigkeit bei 5 Hz) [14] TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 29 führt. Die Beanspruchung wird in mehreren Parameterkombinationen variiert. Um vor Versuchsbeginn ein stabiles Reibverhalten sicherzustellen und somit gleiche Bedingungen zu schaffen, wird jedes Lamellenpaket einem definierten Einlauf unterzogen. Weiterführende Informationen zur Einlaufprozedur finden sich u. a. in [22]. Die Versuche werden im dynamischen Dauerschlupfbetrieb durchgeführt. Dabei wird die mit vorgegebener Flächenpressung betätigte Kupplung mit definierter Differenzdrehzahl zwischen An- und Abtrieb, also im gezielten Dauerschlupf betrieben. Antriebsseitig wird eine sinusförmige Anregung aufgebracht. Im eingeschwungenen Zustand wird der jeweilige Untersuchungsbereich erreicht. Bild 9 zeigt den Verlauf eines Aus Wissenschaft und Forschung 30 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0010 hört zum tribologischen System der nasslaufenden Kupplung außerdem noch ein Schmierstoff bzw. Kühlöl, welches von den Autoren in ihren Arbeiten als Variationsgröße der Systemgestalt betrachtet wird, sowie ein entsprechendes Beanspruchungskollektiv. Als Kühlöl wird hier zunächst ein gängiges ATF (kinematische Viskosität bei 100 °C: 4,2 mm 2 / s) verwendet. Als Reiblamellen werden Papierreiblamellen mit Radialnutung und einer Baugröße von d i / d a = 158/ 188 mm verwendet. Außerdem werden zwei Reiblamellenvarianten mit unterschiedlicher Belagsdichte untersucht. Die Beläge weisen neben einer gegenüber der Serie reduzierten (RD02) sowie erhöhten (RD01) Dichte des Reibbelags auch eine veränderte Elastizität auf. RD01 weist eine geringere Elastizität, RD02 hingegen eine erhöhte Elastizität auf. Eine Übersicht der Varianten wird in Tabelle 1 aufge- Bild 7: Powertrain-in-the-Loop-Prüfstand mit Inline Modul zur Untersuchung nasslaufender Lamellenpakete unter Berücksichtigung des Restsystems nach [19] Bild 8: Untersuchungsgegenstand - Aufbau des Lamellenpaketes mit Lamellenträgern [22] TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 30 solchen Versuchs mit vorangehender Initialisierung. Der Untersuchungsbereich ist hierbei rot hervorgehoben. Durch gezielt eingebrachte Drehzahlschwingungen (Veränderung der Gleitgeschwindigkeit) weist neben dem Kupplungsmoment auch die Axialkraft (Pressung) Schwankungen auf. Diese Schwankungen resultieren mitunter aus der Wechselwirkung des Friktionskontakts mit dem schwingfähigen Restsystem und liegen in der Regel in einem Bereich von < 5 % der absoluten Axialkraft. Die Änderung der Axialkraft (Pressung) über der Zeit fließt ebenso wie die Drehmomentschwankung in die Berechnung der dynamischen Reibungszahlverläufe ein. Ein zugrundliegender Hauptwirkmechanismus basiert auf der hochfrequenten Änderung der Gleitgeschwindigkeit, welche in einer hochfrequenten Änderung der Reibungszahl (übertragbares Drehmoment) resultiert. Dynamisches Reibverhalten: Methode und Kennwerte Zur Beschreibung des dynamischen Reibverhaltens werden neben grafischen Reibungszahlverläufen (vgl. z. B. [6]) bekannte und neue weitere Kennwerte eingeführt. Die Kennwerte werden jeweils für eine Parameterkombination, also einen einzelnen Versuch im sogenannten dynamischen Dauerschlupfzustand (vgl. vorheriger Abschnitt) ermittelt. Je nach Kennwert wird hierzu unterschiedlich vorgegangen. Für die globalen Kennwerte, wie z. B. minimale und maximale Reibungszahl wird jeweils der entsprechende Wert aus dem relevanten Untersuchungsbereich (hier i.A. etwa 15 Sekunden) ermittelt. Der Kennwert µ max ist entsprechend die während des Versuchs maximal erreichte Reibungszahl, unabhängig von der zugehörigen erreichten Differenzdrehzahl. Analog wird für die minimale Reibungszahl µ min und den Mittelwert der Reibungszahl µ mean vorgegangen. Nachfolgendes Bild 10 gibt einen Überblick über die betrachteten Kennwerte anhand zweier exemplarischer dynamischer Reibungszahlverläufe. Für die lokalen Kennwerte wird jeweils der Mittelwert aus mehreren ausgewerteten Einzelperioden eines Versuchs bestimmt. Herangezogen wird für jeden Kennwert dabei also, wie dieser sich gemittelt über hier z. B. 200 Perioden verhält, also bspw. welcher mittlere Gradient in 200 Perioden im jeweiligen Versuch vorliegt. Die Mittelung über mehrere Perioden ist notwendig, da sich die einzelnen Perioden teils stark unterscheiden. Den Gradienten nur aus einer Periode zu ermitteln, würde mit einer geringen Aussagekraft einhergehen. Verdeutlicht wird dies in einer Untersuchung des ermittelten Gradienten µ‘ zweier Versuche bei Auswertung verschiedener Periodenanzahlen in Bild 11. Links wird jeweils der dynamische Reibungszahlverlauf dargestellt, rechts der jeweils ermittelte Kennwert µ‘ in Abhängigkeit der Anzahl der ausgewerteten Perioden. Der Wert Anzahl Perioden / 2 gibt an, wie viele Perioden ausge- Aus Wissenschaft und Forschung 31 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0010 Bild 9: Einstellung des Untersuchungsbereichs „dynamischer Dauerschlupfbetrieb“, exemplarischer Messschrieb der Drehzahlen, Drehmomente und Axialkräfte nach [22] Reiblamelle RS1.1, RS1.2 RD01 RD02 Baugröße in mm [ d i / d a ] 158 / 188 Nutvariante Radialnutung Belag Papier Belagsdichte Serie > Serie < Serie Belagselastizität Serie < Serie > Serie Tabelle 1: Eigenschaften der Reiblamellen der untersuchten Tribosysteme TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 31 Aus Wissenschaft und Forschung 32 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0010 hend von der mittleren Periode jeweils vor und nach dieser im Versuch ausgewertet wurden. Insgesamt wurde also die doppelte Anzahl des Werts plus die jeweils mittlere Periode ausgewertet. Im kleinsten Fall (x = 5) entspricht dies 11 im größten Fall (x = 100) 201 herangezogene Perioden. Ersichtlich wird, dass sich der Kennwert Reibungszahlgradient ab einer gewissen Periodenanzahl auf einen Wert einpendelt. In den nachfolgend vorgestellten Untersuchungen wurden jeweils 201 Perioden ausgewertet, was in den beiden Abbildungen dem Wert bei Anzahl Periode / 2 = 100 entspricht. Für diese Anzahl kann auf Basis der Untersuchungen von einer hohen Aussagekraft aufgrund nur noch geringer Schwankung der Kennwerte ausgegangen werden. Die Periodenanzahl kann nicht beliebig hoch gewählt werden, da die im jeweiligen Untersuchungsbereich durchlaufenden Perioden zum einen durch die Anregungsfrequenz, zum anderen durch die Versuchsdauer entsprechend begrenzt werden. Als lokale Kennwerte werden neben dem bekannten Reibungszahlgradienten µ‘, dessen Ermittlung in [17] beschrieben wird, zwei weitere, bereichsspezifische Werte für den Reibungszahlgradienten eingeführt. Diese ermöglichen eine anwendungsnähere Beschreibung des Reibungszahlverlaufs, welcher im dynamischen Betrieb i. A. nicht einstufig, also nicht linear über der Gleitgeschwindigkeit verläuft. Als schwingungsreduzierender Wirkmechanismus wird hier eine Superposition verschiedener reduzierender Mechanismen angenommen. Eine Zweistufigkeit der schwingungsreduzierenden Mechanismen lässt sich z. B. am System ZMS erkennen (Steifigkeit über Verdrehwinkel). Für den bereichsspe- Bild 10: Kennwerte dynamisches Reibungszahlverhalten anhand zweier exemplarischer dynamischer Reibungszahlverläufe Bild 11: Dynamischer Reibungszahlverlauf (links) und ermittelter Kennwert µ‘ in Abhängigkeit der Anzahl an ausgewerteten Perioden (rechts) für zwei dynamische Dauerschlupfversuche TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 32 zifischen Reibungszahlgradienten wird jeweils die Steigung zwischen dem Referenzpunkt und der geringsten Gleitgeschwindigkeit (µ‘ 0 -50 % ) sowie der höchsten Gleitgeschwindigkeit (µ‘ 50 -100 % ) herangezogen. Als Referenzpunkt wird µ mid bei der Gleitgeschwindigkeit (v gl,max - v gl,min ) ⁄ 2 festgelegt. Diese Unterteilung charakterisiert das Reibverhalten insofern genauer, da sich gezeigt hat, dass der Reibungszahlgradient im dynamischen Betrieb über der Gleitgeschwindigkeit mitunter starke Unterschiede aufweist. Dies wird z. B. in Bild 11 und auch in den nachfolgenden Untersuchungen ersichtlich. Außerdem wird zur genaueren Beschreibung der Hysterese der lokale Kennwert „Hysteresenausdehnung“ d max eingeführt. Für die Ermittlung der „Hysteresenausdehnung“ dient die Gradientenlinie (in Bild 10 rot eingefärbt) als Referenzlinie. Davon ausgehend wird orthogonal der maximale Abstand zum höher liegenden (größere Reibungszahl) Reibungszahlverlauf ermittelt. Analog zu den zuvor genannten lokalen Kennwerten wird der Wert für jede Periode lokal bestimmt und dann letztlich der Mittelwert aus 201 Perioden als Kennwert herangezogen. Tabelle 2 zeigt eine Übersicht der vorgestellten Kennwerte. Mittels der vorgestellten Methode wird im nachfolgenden das dynamische Reibungszahlverhalten zweier Tribosysteme im nasslaufenden Lamellenpaket untersucht. Dynamisches Reibverhalten bei veränderten Reibbelagsdichten Es werden nun Versuche im dynamischen Dauerschlupfbetrieb durchgeführt und mittels der zuvor vorgestellten Methode exemplarisch ausgewertet. Der Fokus wird hierbei auf die neu eingeführten Kennwerte gelegt. Es werden zwei sich im Reibbelag unterscheidende Tribosysteme (RD01 und RD02, vgl. Tabelle 1) in mehreren Betriebspunkten bei konstanter Antriebsdrehzahl und konstantem Kühlölvolumenstrom untersucht. In den Versuchen eingestellte und variierte Parameter werden im jeweiligen Boxplot angegeben. Dazu gehören die Flächenpressung p F , die Grundschlupfdrehzahl n S , die Anregungsordnung und Anregungsdrehzahlamplitude, wobei im Rahmen dieser Veröffentlichung ein Auszug der untersuchten Parameterkombinationen betrachtet wird. Die zugehörigen Parameterstufen sind in Tabelle 3 aufgeführt. Jeder Versuch wird grundsätzlich dreimal wiederholt. Die Flächenpressung wird hierbei nicht unabhängig vom Kupplungsmoment verändert, d. h. bei höherer Flächenpressung liegt auch ein höheres Kupplungsmoment vor. Um die Aussagekraft der ermittelten Unterschiede im dynamischen Reibverhalten der untersuchten Tribosystemvarianten beurteilen zu können, werden zu Beginn Versuche mit zwei baugleichen (Lamellenpaarungen sowie Kühlöl) Tribosystemen (RS1.1 und RS1.2) bei gleichen Beanspruchungskollektiven durchgeführt. Es wird dabei die Reproduzierbarkeit untersucht. Nachstehende Abbildungen zeigen die aus den Versuchen ermittelten Kennwerte für die jeweils drei Wiederholungen in einem Boxplot. Die Boxplots der beiden Tribosysteme im gleichen Betriebspunkt werden dabei nebeneinander dargestellt. Im jeweils linken Schaubild liegt eine Flächenpressung von 0,7 N/ mm 2 , im rechten von 1,0 N/ mm 2 vor. Aus Wissenschaft und Forschung 33 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0010 Kennwert Auswertung Beschreibung μ Global (je Versuch) Maximale Reibungszahl des Versuchs μ Global Minimale Reibungszahl des Versuchs μ Global Mittlere Reibungszahl des Versuchs Lokal (aus festgelegter Anzahl Perioden) Mittlerer Reibungszahlgradient aus fester Anzahl Perioden Lokal Mittlerer Reibungszahlgradient aus fester Anzahl Perioden, jeweils im Bereich v gl,min bis 50% v gl,max Lokal Mittlerer Reibungszahlgradient aus fester Anzahl Perioden, jeweils im Bereich 50% v gl,max bis v gl,max Lokal Mittlere Hysteresenausdehnung aus fester Anzahl Perioden, gemessen orthogonal auf der „Reibungszahlgradientenlinie“ μ Lokal Mittlere Reibungszahl aus fester Anzahl Perioden bei 50% (v gl,max v gl,min ) Tabelle 2: Dynamisches Reibungszahlverhalten: Kennwerte und deren Auswertung Parameter Stufe 1 Stufe 2 Flächenpressung in N/ mm² 0,7 1,0 Grundschlupfdrehzahl in min -1 15 - Anregungsamplitude , in min -1 10 50 Anregungsordnung 2. - Tabelle 3: Parameterstufen der Versuche zu nachfolgend vorgestellten Ergebnissen TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 33 eine sehr gute Übereinstimmung zwischen den beiden baugleichen Systemen erreicht. In der Hysteresenausdehnung sind geringfügige Unterschiede zwischen den beiden Systemen erkennbar, RS1.2 weist bei p F = 0,7 N/ mm 2 eine etwas höhere, bei p F = 1,0 N/ mm 2 Aus Wissenschaft und Forschung 34 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0010 Bild 12 und Bild 13 zeigen den Reibungszahlgradienten, Bild 14 und Bild 15 die Hysteresenausdehnung der beiden baugleichen Referenzsysteme für zwei Flächenpressungen. Für den Reibungszahlgradienten wird hier sowohl bei p F = 0,7 N/ mm 2 als auch bei p F = 1,0 N/ mm 2 Bild 12: Boxplot des Reibungszahlgradienten µ‘ für je drei Wiederholungen an den baugleichen Referenzsystemen mit Flächenpressung 0,7 N/ mm 2 Bild 13: Boxplot des Reibungszahlgradienten µ‘ für je drei Wiederholungen an den baugleichen Referenzsystemen mit Flächenpressung 1,0 N/ mm 2 Bild 14: Boxplot der Hysteresenausdehnung d max für je drei Wiederholungen an den baugleichen Referenzsystemen mit Flächenpressung 0,7 N/ mm 2 Bild 15: Boxplot der Hysteresenausdehnung d max für je drei Wiederholungen an den baugleichen Referenzsystemen mit Flächenpressung 1,0 N/ mm 2 Bild 16: Boxplot des Reibungszahlgradienten µ‘ für je drei Wiederholungen an den baugleichen Referenzsystemen mit Flächenpressung 0,7 N/ mm 2 Bild 17: Boxplot des Reibungszahlgradienten µ‘ für je drei Wiederholungen an den baugleichen Referenzsystemen mit Flächenpressung 1,0 N/ mm 2 TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 34 eine etwas geringere Hysteresenausdehnung auf. Die Unterschiede sind jedoch so geringfügig, v. a. im Vergleich zu den Unterschieden bei nachfolgenden Veränderungen des Reibbelags, dass auch hier von einer guten Reproduzierbarkeit ausgegangen werden kann. In Bild 16 bis Bild 19 werden ergänzend die Ergebnisse bei erhöhter Anregungsamplitude (n A,Soll = 50 min -1 ) dargestellt. Auch für die Versuche mit erhöhter Anregungsamplitude stimmen die Kennwerte der beiden baugleichen Tribosysteme überein. Lediglich die Hysteresenausdehnung bei p F = 0,7 N/ mm 2 weicht geringfügig ab, die Abweichung liegt jedoch im Bereich der Streuung der Einzelversuche, weswegen insgesamt auch in den hier untersuchten Betriebspunkten von einer guten Reproduzierbarkeit ausgegangen werden kann. In Bild 20 bis Bild 25 ist neben den Reibungszahlgradienten der beiden Tribosysteme mit veränderten Reibbelägen (RD01 und RD02) ergänzend der Gradient eines der Referenzsysteme (RS1.1) dargestellt. Das Lamellenpaket mit der geringsten Belagsdichte und höchsten Elastizität (RD02) weist tendenziell eine große Streuung auf. Insbesondere bei der geringeren Flächenpressung umfasst der Reibungszahlgradient einen weiten Bereich. Da die Streuung bei Zunahme der Flächenpressung, und damit bedingt ein „stärkeres“ Zusammenpressen des Reibbelags, tendenziell abnimmt, lässt sich vermuten, dass die erhöhte Elastizität zu großen Schwankungen im dynamischen Reibverhalten führt. Eine mögliche Ursache hierfür kann ein temporäres „Trennen“ der Reibflächen, bedingt durch Reaktionskräfte aus dem dynamischen Betrieb, darstellen. Dies gilt es durch zukünftige Bestätigungsversuche mittels denselben Parameterkombinationen anhand baugleicher Tribosysteme zu überprüfen. Anhand der Kennwerte µ‘ 0 -50 % und µ‘ 50 -100 % lässt sich hier nun gut erkennen, dass die Reibungszahl in den untersuchten Betriebspunkten im Bereich geringerer Gleitgeschwindigkeiten stärker zunimmt als im Bereich höherer Gleitgeschwindigkeiten. µ‘ 0 -50 % ist um den Faktor 2-4 größer. Bei größerer Flächenpressung liegen geringere Unterschiede zwischen den beiden Bereichen Aus Wissenschaft und Forschung 35 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0010 Bild 18: Boxplot der Hysteresenausdehnung d max für je drei Wiederholungen an den baugleichen Referenzsystemen mit Flächenpressung 0,7 N/ mm 2 Bild 19: Boxplot der Hysteresenausdehnung d max für je drei Wiederholungen an den baugleichen Referenzsystemen mit Flächenpressung 1,0 N/ mm 2 Bild 20: Boxplot des Reibungszahlgradienten µ‘ für je drei Wiederholungen für drei Tribosysteme mit Flächenpressung 0,7 N/ mm 2 Bild 21: Boxplot des Reibungszahlgradienten µ‘ für je drei Wiederholungen für drei Tribosysteme mit Flächenpressung 1,0 N/ mm 2 TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 35 signifikant abweichende (die Boxplots überschneiden sich nicht, womit hier auch die 95 %-Konfidenzintervalle auseinander liegen), Hysteresenausdehnung ausmachen. Die erhöhte Belagselastizität bewirkt hier tendenziell eine geringere Hysteresenausdehnung. Dies gilt es in weiteren Untersuchungen mittels denselben Parameterkombinationen anhand baugleicher Tribosysteme zu bestätigen. Abschließend werden Ergebnisse zum dynamischen Reibverhalten für Versuche bei erhöhter Anregungsamplitude (n A,Soll = 50 min -1 ) und damit einem wechselnden Zug-Schub-Betrieb (Drehzahlamplitude > Grundschlupfdrehzahl, vgl. [22]) vorgestellt. In Bild 28 bis Bild 31 sind Reibungszahlgradient und Hysteresenausdehnung analog zu vorherigen Untersuchungen bei den beiden Flächenpressungen p F = 0,7 N/ mm 2 und p F = 1,0 N/ mm 2 aufgetragen. Ersichtlich wird, dass sowohl Reibungszahlgradient als auch Hysteresenausdehnung im untersuchten Betriebsbereich bei höheren Anregungsamplituden und gleichzeitig geringer Grundschlupfdrehzahl deutlich größere Werte als bei zuvor vorgestellten Versuchen mit geringen Aus Wissenschaft und Forschung 36 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0010 vor. D. h. eine Erhöhung der Flächenpressung führt hier zu einer geringfügigeren Änderung der Reibungszahlerhöhung über der Gleitgeschwindigkeit. Insgesamt lässt sich erkennen, dass das Tribosystem mit erhöhter Reibbelagsdichte und reduzierter Elastizität (RD01) tendenziell die größten Reibungszahlgradienten aufweist. Das Tribosystem mit reduzierter Reibbelagsdichte hingegen, v. a. bei p F = 1,0 N/ mm 2 erkennbar, hier tendenziell die geringsten Reibungszahlgradienten aufweist. Nachfolgendes Bild 26 bis Bild 27 zeigen die Ergebnisse der drei Varianten für den Kennwert „Hysteresenausdehnung“ d max . Für die Hysteresenausdehnung lässt sich zwischen dem Referenzsystem und dem System mit erhöhter Reibbelagsdichte (RD01) kein signifikanter Unterschied ausmachen. Die geringfügigen Abweichungen liegen auch im Bereich der Streuung zwischen den beiden baugleichen Referenzsystemen (vgl. Bild 14). Für das System mit reduzierter Reibbelagsdichte (RD02) lässt sich eine Bild 22: Boxplot des Reibungszahlgradienten µ‘ 0 -50 % für je drei Wiederholungen für drei Tribosysteme mit Flächenpressung 0,7 N/ mm 2 Bild 23: Boxplot des Reibungszahlgradienten µ‘ 0 -50 % für je drei Wiederholungen für drei Tribosysteme mit Flächenpressung 1,0 N/ mm 2 Bild 24: Boxplot des Reibungszahlgradienten µ‘ 50 -100 % für je drei Wiederholungen für drei Tribosysteme mit Flächenpressung 0,7 N/ mm 2 Bild 25: Boxplot des Reibungszahlgradienten µ‘ 50 -100 % für je drei Wiederholungen für drei Tribosysteme mit Flächenpressung 1,0 N/ mm 2 TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 36 Anregungsamplituden, annehmen. Vergleicht man die Abweichungen mit derer der beiden baugleichen Tribosysteme (vgl. Bild 16 bis Bild 19) lässt sich für den Reibungszahlgradienten kein signifikanter, die Boxplots überschneiden sich, Unterschied zwischen den Varianten mit veränderten Reibbelägen feststellen. Bei der Hysteresenausdehnung wird ersichtlich, dass bei geringerer Flächenpressung das System mit erhöhter Reibbelagsdichte (RD01) einen tendenziell etwas geringeren Wert aufweist. Diese Abweichung liegt jedoch auch im Bereich der Streuung zwischen den beiden baugleichen Referenzsystemen und lässt daher nur begrenzte Aussagen Aus Wissenschaft und Forschung 37 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0010 Bild 26: Boxplot der Hysteresenausdehnung d max für je drei Wiederholungen für drei Tribosysteme mit Flächenpressung 0,7 N/ mm 2 Bild 27: Boxplot der Hysteresenausdehnung d max für je drei Wiederholungen für drei Tribosysteme mit Flächenpressung 1,0 N/ mm 2 Bild 30: Boxplot der Hysteresenausdehnung d max für je drei Wiederholungen für drei Tribosysteme mit Flächenpressung 0,7 N/ mm 2 Bild 31: Boxplot der Hysteresenausdehnung d max für je drei Wiederholungen für drei Tribosysteme mit Flächenpressung 1,0 N/ mm 2 Bild 28: Boxplot des Reibungszahlgradienten µ‘ für je drei Wiederholungen für drei Tribosysteme mit Flächenpressung 0,7 N/ mm 2 Bild 29: Boxplot des Reibungszahlgradienten µ‘ für je drei Wiederholungen für drei Tribosysteme mit Flächenpressung 1,0 N/ mm 2 TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 37 gen können Unterschiede im dynamischen Reibungszahlverhalten anhand der Kennwerte herausgearbeitet werden. Insbesondere bei geringeren Anregungsamplituden und somit reinem Zug-Betrieb unterscheidet sich das dynamische Reibverhalten der beiden Tribosystemvarianten deutlich. Die Variante mit reduzierter Reibbelagsdichte und erhöhter Elastizität weist tendenziell: • den geringsten Reibungszahlgradienten, allerdings mit großer Streuung bei geringerer Flächenpressung, sowie • die geringsten Hysteresenausdehnungen auf. Bei hohen Anregungsamplituden und wechselndem Zug-Schub-Betrieb, also einem Wechsel der Gleitrichtung, lassen sich tendenziell keine signifikanten Unterschiede zwischen den Varianten im dynamischen Reibungszahlverhalten feststellen. Insbesondere bei hoher Flächenpressung hat die hier vorgenommene Reibbelagsveränderung keinen signifikanten Einfluss auf das dynamische Reibverhalten. Die vorgestellte Methode ermöglicht nun eine Charakterisierung des anwendungsnahen dynamischen Reibungszahlverhaltens, wodurch eine verbesserte Modellbildung ermöglicht wird. In zukünftigen Untersuchungen gilt es nun auch nichtlineare Korrelationen (vgl. erste Untersuchungen zu linearen Korrelationen mit absoluten Reibungszahlen in [17]) zwischen dem dynamischen Reibungszahlverhalten und der Schwingungsreduzierungswirkung im nasslaufenden Friktionskontakt herauszuarbeiten. Es kann dann gezeigt werden, inwieweit sich die hier ermittelten Unterschiede im dynamischen Reibverhalten auf das Schwingungsreduzierungsverhalten im Tribosystem auswirken und untersucht werden, ob sich direkte Korrelationen zwischen dynamischen Reibungszahlverhalten und Schwingungsreduzierungseffekten ableiten lassen. Durch eine Erweiterung des Wissens über die zugrundeliegenden Wirkmechanismen kann zukünftig eine zur Schwingungsreduzierung gezielte Auslegung des Friktionssystems unterstützt und begünstigt werden. Danksagung Die vorgestellten Untersuchungen wurden mitunter im Rahmen des IGF-Vorhabens 21378-N durchgeführt. Die Autoren danken für die Unterstützung des Forschungsprojekts. Das IGF-Vorhaben 21378-N der Forschungsvereinigung Antriebstechnik e.V. (FVA) wird über die AiF im Rahmen des Programms zur Förderung der Industriellen Gemeinschaftsforschung (IGF) vom Bundesministerium für Wirtschaft und Energie aufgrund eines Beschlusses des Deutschen Bundestages gefördert. Aus Wissenschaft und Forschung 38 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0010 zum Einfluss zu. Erkennen lässt sich aber, dass mit zunehmender Flächenpressung der Einfluss der Reibbelagsdichte geringer wird (vgl. Bild 30 und Bild 31). Zwischen den Varianten liegen bei p F = 1,0 N/ mm 2 nur noch geringfügige Unterschiede in den Kennwerten vor. Ein mögliches Erklärungsmodell hierfür ist, dass bei hoher Flächenpressung die Belagsdichte bei allen Systemen zunimmt und sich der Wechsel der Gleitrichtung im Reibbelag damit tendenziell ähnlich auswirkt und zu einem ähnlichen dynamischen Reibverhalten führt. Zusammenfassung & Ausblick In diesem Beitrag wird eine Methode zur Beschreibung des dynamischen Reibungszahlverhaltens vorgestellt. Es werden hierfür neue Kennwerte eingeführt und erprobt. Den Reibungszahlgradienten µ‘ in zwei Teilgradienten zu unterteilen, erweist sich als sinnvolle Kennwertergänzung. Die Beschreibung des dynamischen Reibverhaltens wird dadurch präziser, da sich die Reibungszahl im nasslaufenden Lamellenpaket in der Regel nicht linear über der Gleitgeschwindigkeit ändert. Ersichtlich wird dies auch anhand der vorgestellten Untersuchungsergebnisse. Die Werte µ‘ 0 -50 % und µ‘ 50 -100 % unterscheiden sich hier teilweise deutlich, insbesondere im Bereich 50 -100 % weisen die Reibungszahlen einen deutlichen flacheren Verlauf auf. Mit d max wird ein erster Ansatz zur Beschreibung der Größe der Hysteresen bei nasslaufenden Kupplungssystemen eingeführt. Bei perfekt elliptischen Verläufen beschreibt der Kennwert genau die halbe „Breite“ der Hysterese. Der Kennwert weist jedoch bei absoluten Vergleichen in Hinblick auf die Gesamtfläche der Hysterese bei unterschiedlichen Hysteresenformen Schwachstellen auf, da z. B. eine bananenförmige Hysteresenschleife einen deutlich größeren d max Wert als eine ellipsenförmige Hysterse bei gleicher Hysteresenfläche aufweisen kann. Dies resultiert aus der bei bananenförmigen Hysterese weiter „außen“ liegenden Referenzlinie. Dennoch ist der Kennwert v. a. für relative Vergleiche zwischen verschiedenen Tribosystemen und für eine grundlegende Aussage zur Größe der Hysterese gut geeignet. Dies wird auch durch die Ergebnisse der hier durchgeführten Untersuchungen ersichtlich. Um genaue Aussagen zur Fläche der Hysterese, formunabhängig treffen zu können, sind weitere Kennwerte notwendig. Hierfür bietet sich ein Kennwert für die gesamte „eingeschlossene“ Fläche an. Dieser und weitere ergänzende Kennwerte werden in zukünftigen Untersuchungen aufgegriffen. Die Methode wird exemplarisch anhand zweier Tribosystemvarianten mit veränderten Reibbelagsdichten angewandt. Zuvor wird die Reproduzierbarkeit mittels zweier baugleicher Tribosysteme untersucht und bestätigt. Zwischen den Varianten mit veränderten Reibbelä- TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 38 Literatur [1] Lutz, D. u. Verein Deutscher Ingenieure: Kupplungsmanagement - ein Baustein zur Drehschwingungsdämpfung. VDI Berichte 697 (1988), S. 219-256 [2] Abbassi, M. B.: Steigerung des Antriebsstrangkomforts im Kfz durch elektronisches Kupplungsmanagement. ATZ - Automobiltechnische Zeitschrift 101 (1999) 2, S. 118-126 [3] Reik, W., Friedmann, O., Agner, I. u. Werner, O.: Die Kupplung - das Herz des Doppelkupplungsgetriebes. In: Getriebe in Fahrzeugen 2004. Tagung Friedrichshafen, 22. und 23. Juni 2004. VDI-Berichte, 1827, Buch. Düsseldorf: VDI-Verl. 2004, S. 65-88 [4] Drexl, H.-J. u. Verein Deutscher Ingenieure: Der Torsionsdämpfer in der Kupplungsscheibe. 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Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0010 TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 39 sen sind, kann sich das Reibungsverhalten durch Einglätten und Anpassen der Kontaktflächen sowie den Aufbau chemischer Grenzschichten signifikant ändern (vgl. z. B. [Ing10, Sto19, Voe19]). Dieses Einlaufverhalten ist in Abhängigkeit der Charakteristika des tribologischen Systems, bestehend aus den im Reibkontakt befindlichen Reibpartnern sowie dem Schmierstoff und den Betriebsbedingungen, stark unterschiedlich ausgeprägt (vgl. z. B. [Bäs16, Kit96, Lor13, Sit07]). Insbesondere Charakteristika der Stahllamelle aus der Fertigung können in dieser frühen Phase der Nutzung einen Einfluss auf das Einlaufverhalten zeigen ([Dum79, Yes92, Höh01, Höh03]). Aus Wissenschaft und Forschung 40 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0011 Einleitung Das Funktions- und Komfortverhalten nasslaufender Lamellenkupplungen wird maßgeblich durch das Reibungsverhalten bestimmt. Insbesondere zu Lebensdauerbeginn, wenn Einlaufvorgänge noch nicht abgeschlos- Einfluss der Stahllamellentopographie auf das Einlaufverhalten nasslaufender Lamellenkupplungen Katharina Völkel, Hermann Pflaum, Karsten Stahl* Eingereicht: 15.2.2022 Nach Begutachtung angenommen: 9.5.2022 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Nasslaufende Lamellenkupplungen weisen zu Betriebsbeginn eine Phase des Einlaufens auf, in der sich das Reibungsverhalten durch Anpassung der Reibflächen signifikant ändern kann. Dieses Einlaufverhalten ist in Anhängigkeit der Charakteristika des Reibsystems bestehend aus Reibbelag, Stahllamelle und Schmierstoff stark unterschiedlich ausgeprägt. Mit dem Ziel einer guten Regelbarkeit und damit hohen Zuverlässigkeit der Kupplung ab der ersten Schaltung sollen Einlaufvorgänge wenig ausgeprägt und schnell abgeschlossen sein. Der Beitrag behandelt Einflüsse der Stahllamellenbeschaffenheit auf das Einlaufverhalten. Hierzu werden die Stahllamellenoberflächen im Neuzustand und nach Versuch umfassend topographisch vermessen. Zur Charakterisierung der Stahllamellenoberflächen wird eine Vielzahl von 3D-Oberflächenkennwerten ausgewertet und einem neu entwickelten Kennwert zum Einlaufverhalten gegenübergestellt. Schlüsselwörter Lamellenkupplung, Stahllamelle, Einlauf, Oberflächentopografie, Systembewertung Influence of the Steel Plate Topography on the Running-In Behavior of Wet Multi-Plate Clutches Wet multi-plate clutches have a running-in phase at the start of operation in which the friction behavior can change significantly by adjustment of the friction surfaces. This running-in behavior can strongly depend on the characteristics of the friction system consisting of friction material, steel plate and fluid. With the aim of good controllability and thus high reliability of the clutch from the first shift, running-in processes should be less pronounced and should be completed quickly. The article describes the influences of the steel plate on the running-in behavior. Therefore, topographical measurements of the steel plate surfaces before and after test are carried out. To characterize the steel plate surfaces, a large number of 3D surface parameters are evaluated and compared to a newly developed parameter characterizing the running-in behavior. Keywords Clutch, Steel Plate, Running-In, Surface Topography, System Assessment Kurzfassung Abstract * Dr.-Ing. Katharina Völkel Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-4380-109X Dr.-Ing. Hermann Pflaum Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-4788-8006 Prof. Dr.-Ing. Karsten Stahl Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-7177-5207 Lehrstuhl für Maschinenelemente (FZG), Technische Universität München, Boltzmannstr. 15, 85748 Garching TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 40 Mit dem Ziel einer guten Regelbarkeit und damit hohen Zuverlässigkeit der Kupplung ab der ersten Schaltung stehen zwei Punkte im Vordergrund der Entwicklungen. Zum einen sollen Einlaufvorgänge, also Änderungen des Reibungsverhaltens zu Betriebsbeginn, möglichst wenig ausgeprägt und schnell abgeschlossen sein. Zum anderen soll die Kupplung bereits im Einlauf ein gutes Reibungsverhalten (Reibungszahlniveau und Reibcharakteristik) aufweisen, um Einschränkungen von Funktion oder Komfort, z. B. durch Schaltstöße oder Reibschwingungen, auszuschließen (vgl. z. B. [Nau07]). Der Beitrag stellt einen Auszug der Ergebnisse meiner Dissertation [Voe20] dar. Die Erkenntnisse basieren auf den Untersuchungen im Rahmen der Forschungsvorhaben FVA-Nr. 343/ III und FVA-Nr. 343/ IV. Methoden Die Charakterisierung des Einlaufverhaltens nasslaufender Lamellenkupplungen erfolgt nach der in [Voe20] erarbeiteten Methodik ‚Einlaufverhalten Lamellenkupplungen’. Das Reibungsverhalten der Kupplungen wird experimentell in Lastschaltungen am Komponentenprüfstand ZF/ FZG KLP-260 [Mei15] ermittelt. Zyklisch werden Schaltungen auf vier Lastniveaus unterschiedlicher spezifischer Beanspruchung durchlaufen, bis der Einlauf sicher abgeschlossen ist. Der Einlauf ist hierbei durch nichtkonstante Änderungen des Reibungsverhaltens über der Schaltzahl gekennzeichnet (nichtlinearer Trend). Die Methodik umfasst Auswertemethoden, die eine quantitative Charakterisierung des Einlaufverhaltens anhand von Kennwerten realisieren. Der Kennwert x lin gibt die Dauer des Einlaufs an; der Kennwert Δµ start beschreibt die maximale Reibungszahländerung im Einlauf. Der Kennwert EW bildet eine Kenngröße zur Systembewertung, indem die Kennwerte x lin und Δµ start einem gewählten Bezugssystem gegenübergestellt und gewichtet zusammengefasst werden (vgl. auch [Voe21]). Ein System mit identischem Einlaufverhalten wie das Bezugssystem hat hierbei einen Wert EW von 0. Weist das betrachtete System ein besseres Einlaufverhalten als das Bezugssystem auf, ist der Wert EW positiv, bei einem schlechteren Einlaufverhalten ist der Wert EW negativ. Die Methodik wird herangezogen, um Einflüsse des Reibsystems Stahllamelle, Reibbelag, Schmierstoff auf das Einlaufverhalten systematisch zu charakterisieren. Bild 1 verdeutlicht dies anhand ausgewählter Versuche. Die Versuche wurden mit einem Serienreibbelag aus einer Doppelkupplungsanwendung DCT-B und zugeordnetem Serienschmierstoff DCT-II durchgeführt. Die Beschaffenheit der Stahllamelle wurde variiert. Es wurden jeweils zwei Versuche mit Stahllamellenvariante BPII-St4 (KBO bandgeschliffen) und BPII-St5 (KBO bandgeschliffen und gebürstet) durchgeführt. In den Versuchen wurde das Lastkollektiv bestehend aus vier Laststufen 400-mal durchlaufen. In Bild 1, links, sind Trends µ mit (gemittelte Reibungszahl µ zwischen 0 … 60 % v g,max ) der vier Versuche für eine der vier Laststufen abgebildet. Es zeigt sich eine sehr gute Reproduzierbarkeit in beiden Reibsystemen. Anhand der Trends ist bereits erkennbar, dass Versuche mit Stahllamellenvariante BPII-St4 (grün) ein schlechteres Einlaufverhalten zeigen als Versuche mit BPII-St5 (lila). Der Einlauf ist mit Stahllamellen BPII-St4 (grün) länger und Reibungszahländerungen sind deutlich ausgeprägter als mit Stahllamellen BPII-St5 (lila). Dies wird deutlich anhand der ermittelten Werten EW quantifiziert (Bild 1, rechts). Die Versuche mit Stahllamellen BPII-St4 (grün) Aus Wissenschaft und Forschung 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0011 1 50 100 150 200 250 300 350 400 Anzahl Kollektivdurchläufe 0,080 0,100 0,120 0,140 0,160 0,180 μ mit BPII-St4 / DCT-B / DCT-II BPII-St5 / DCT-B / DCT-II Bild 1: Reibungszahltrends µ mit (links), und zugeordnete Werte EW (rechts), je Reibsystem zwei Versuche (nach [Voe20]) TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 41 der Stahllamellenoberflächen können Messfehler durch Reflexionen infolge einer Überbelichtung und durch Verunreinigungen in Form von Fusseln, Staubkörnern oder Ölrückständen auftreten. Diese Ausreißer werden gemäß der in [Hed16] beschriebenen 4-Sigma-Regel identifiziert und verworfen. Ein weiteres Ergebnis der Oberflächenvermessung sind Oberflächenbilder der Stahllamellenoberflächen, um einen optischen Eindruck zu gewinnen (vgl. auch Bild 3 und Bild 4). Versuchsteile und Schmierstoffe Die Untersuchungen werden an Kupplungen aus Serienanwendungen mit typischen Papierreibbelägen und Schmierstoffen aus Doppelkupplungs- und Wandlerautomatikgetrieben durchgeführt. Bild 2 zeigt a) eine Serienstahllamelle sowie b) die zugehörige Serienbelaglamelle mit Papierreibbelag AT-B und c) eine Belaglamelle mit Papierreibbelag DCT-B. Die Kupplungen weisen sechs Reibflächen und einen mittleren Reibdurchmesser von 88 mm auf. Es werden sechs Stahllamellenvarianten gemäß Tabelle 2 untersucht. Die Serienstahllamelle, Variante BPII- St1, weist eine Kaltbandoberfläche (kurz KBO) auf. Mit Aus Wissenschaft und Forschung 42 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0011 zeigen negative und deutlich niedrigere Werte EW als die Versuche mit Stahllamellen BPII-St5 (lila). Bezugssystem für die Bestimmung des Wertes EW war hier das Mittel über alle Versuche in dieser Kupplungsbaugröße unter Variation der Stahllamellenvariante, des Schmierstoffs und des Reibbelags. Es erfolgt eine optische Vermessung der Stahllamellenoberflächen mittels Fokus-Variation auf der Messmaschine InfiniteFocus G4, Firma Alicona [Ali19]. Tabelle 1 fasst die Parameter der Oberflächenvermessung zusammen. Um eine umfassende und systematische Vermessung der Stahllamellenoberflächen zu gewährleisten, wird jedes Lamellenpaket an 16 Messpositionen vermessen. Die Messpositionen sind so gewählt, dass sich auch bei Stahllamellenstrukturen mit Vorzugsrichtung viele unterschiedliche Ausrichtungen der Messfelder zur Bearbeitungs- und Gleitrichtung ergeben. Die Messpositionen befinden sich etwa auf Höhe des mittleren Reibradius und sind auf 180° am Umfang verteilt (detaillierte Beschreibung siehe [Voe20]). Mittels einer Vorrichtung werden die zu vermessenden Stahllamellen eindeutig in der Messmaschine positioniert. Auf der Vorrichtung befindet sich nahe der Messstelle ein Referenzpunkt, der vor jeder Messung zur Nullpunktreferenzierung angefahren wird. Somit ist eine genaue Repositionierung sichergestellt. Wiederholbarkeit und Reproduzierbarkeit der Vermessung sind nachgewiesen. Die Auswertung der topographischen Vermessungen der Stahllamellenoberflächen erfolgt mit der der Messmaschine zugehörigen Auswertesoftware IF-MeasureSuite [Ali13]. Die Auswertesoftware liefert eine Vielzahl an 3D-Oberflächenkennwerten gemäß der Norm DIN EN ISO 25178-2 [DIN12]: Sa, Sq, Sp, Sv, Sz, S10z, Ssk, Sku, Sdq, Sdr, Sk, Spk, Svk, Smr1, Smr2, Vmp, Vvc, Vvv, Vvc/ Vmn. Im Zuge der Auswertung der 3D-Oberflächenkennwerte wird der gemessene Datensatz formreduziert (Ebene) und gefiltert (phasenkorrigierter Gaußfilter, λc = 800 µm). Bei der optischen Vermessung Tabelle 1: Parameter der topographischen Vermessung von Stahllamellen (aus [Voe17]) Objektiv 20 x vertikale Auflösung 50 nm laterale Auflösung 2,9 µm Messfeld 1,35 mm x 1,35 mm Anzahl Messpositionen 16 a) b) c) Bild 2: Baugröße BPII - a) Serienstahllamelle, b) Serienbelaglamelle AT-B, c) Belaglamelle DCT-B (aus [Voe20]) a) b) c) TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 42 den Stahllamellen BPII-St4 wird eine zweite Stahllamellenvariante mit KBO aber abweichender Walzstruktur zu Stahllamellen BPII-St1 untersucht. Die Stahllamellenvarianten BPII-St2 und -St3 bzw. BPII-St5 und - St6 werden durch Nachbehandlung der Stahllamellenvarianten mit KBO BPII-St1 bzw. BPII-St4 hergestellt. Für die Stahllamellenvarianten BPII-St2 und BPII-St5 werden die KBOs in der Nachbehandlung bandgeschliffen, für die Stahllamellenvarianten BPII-St3 und BPII- St6 bandgeschliffen und gebürstet. Informationen zu den Werkstoffen der Stahllamellen liegen nicht vor. Bild 3 und Bild 4 zeigen Oberflächenbilder der Stahllamellen. Als Schmierstoffe werden typische Serienöle aus den Anwendungen Doppelkupplungsgetriebe (DCT-I, DCT- II und DCT-III) und Wandlerautomatikgetriebe (AT-I, AT-II und AT-III) verwendet. Es kommen ein Reibbelag DCT-B aus der Anwendung Doppelkupplungsgetriebe und ein Reibbelag AT-B aus der Anwendung Wandler- Automatikgetriebe zum Einsatz. Aus Wissenschaft und Forschung 43 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0011 Tabelle 2: Stahllamellenvarianten in Baugröße BPII BPII-St1 Kaltbandoberfläche (KBO) | Serienstahllamelle BPII-St2 BPII-St1 nachbehandelt, bandgeschliffen BPII-St3 BPII-St1 nachbehandelt, bandgeschliffen und gebürstet BPII-St4 Kaltbandoberfläche (KBO), abweichende Walzstruktur zu BPII-St1 BPII-St5 BPII-St4 nachbehandelt, bandgeschliffen BPII-St6 BPII-St4 nachbehandelt, bandgeschliffen und gebürstet Bild 4: Exemplarische Oberflächenbilder (1,35 x 1,35 mm 2 ) der Stahllamellenvarianten BPII-St4 (links), BPII-St5 (Mitte) und BPII-St6 (rechts) im Neuzustand Bild 3: Exemplarische Oberflächenbilder (1,35 x 1,35 mm2) der Stahllamellenvarianten BPII-St1 (links), BPII-St2 (Mitte) und BPII-St3 (rechts) im Neuzustand TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 44 Seite 43 In [Voe20] zeigt sich kein für alle Baugrößen und Betriebsarten dominanter Einfluss eines einzelnen Bestandteils des Reibsystems. Zudem sind die Einflüsse von starken Wechselwirkungen geprägt. Darüber hinaus führt das Einlaufen der Kupplung für unterschiedliche Lastniveaus zu unterschiedlichen Veränderungen des Reibungsverhaltens im Einlauf. Eine Systembetrachtung ist damit von zentraler Bedeutung. Charakterisierung der Stahllamellenoberflächen Zur Charakterisierung der Stahllamellenoberflächen werden knapp zwanzig 3D-Oberflächenkennwerte gemäß DIN EN ISO 25178-2 [DIN12] ausgewertet. Für jeden 3D-Oberflächenkennwert werden die Messwerte im Neuzustand (Messungen M01) und nach Versuch (Mes- Aus Wissenschaft und Forschung 44 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0011 Ergebnisse Einflüsse des Reibsystems auf das Einlaufverhalten Die Forschungsarbeiten [Voe20] umfassen neben den hier dargestellten Untersuchungen zu Einflüssen der Stahllamellenbeschaffenheit auf das Einlaufverhalten lastschaltender Kupplungen auch Untersuchungen zu den Einflüssen des gesamten tribologischen Systems (Stahllamelle, Reibbelag, Schmierstoff und spezifische Belastung) mit lastschaltenden und schlupfenden Kupplungen. Um die Ergebnisse zur Stahllamellentopographie besser einordnen zu können, werden in Tabelle 3 die Einflüsse des Reibsystems auf das Einlaufverhalten lastschaltender und schlupfender Kupplungen zusammengefasst. Tabelle 3: Einflüsse des Reibsystems auf das Einlaufverhalten lastschaltender und schlupfender Kupplungen M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 0 1 2 3 4 Sk / m Topographische Vermessung der Stahllamellenoberflächen M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 0 1 2 3 4 Sk / m P1h P2h P3h P4h P5h P6h P7h P8h P1v P2v P3v P4v P5v P6v P7v P8v Bild 5: Messwerte Sk an den 16 Messpositionen einer Stahllamelle im Neuzustand (M01) und nach Versuch (M02) (Stahllamellen BPII-St1 / Reibbelag DCT-B / Schmierstoff DCT-II) TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 44 sungen M02) an 16 Messpositionen (Lamellen-Vorderseite: P1v-P8v und -Rückseite: P1h-P8h) in einem Balkendiagramm visualisiert. Bild 5 zeigt ein derartiges Balkendiagramm für den Oberflächenkennwert der Kernrautiefe Sk eines Versuchs mit Stahllamellen BPII-St1, Reibbelag DCT-B und Schmierstoff DCT-II. Die Kernrautiefe Sk ist gemäß [Höh03] in besonderem Maße geeignet, das Funktionsverhalten zu charakterisieren. Sowohl im Neuzustand (Messungen M01) als auch nach Versuch (Messungen M02) sind zwischen den Messpositionen deutliche Unterschiede in den ermittelten Werten Sk erkennbar. So treten im Neuzustand Werte Sk im Bereich von etwa 2,2 µm bis 3,7 µm auf. Wiederholbarkeit und Reproduzierbarkeit der Vermessung sind nachgewiesen, nicht detektierte Fehler in der Vermessung der Oberflächen (z. B. Fehlstellen, Verunreinigungen der Messstelle und daraus resultierende Verfälschung der Messergebnisse, fehlerhafte Messparameter, etc.) können nach einer systematischen Überprüfung ausgeschlossen werden. Unterschiede in den ermittelten 3D-Oberflächenkennwerten der verschiedenen Messpositionen sind folglich auf lokale Unterschiede in der Stahllamellenstruktur zurückzuführen. Eine Zuordnung von Oberflächenkennwerten zu Charakteristika der Oberflächenbilder ist allerdings nicht gegeben. Unabhängig von derartigen Unterschieden in den Werten Sk der verschiedenen Messpositionen sind in Bild 1 über alle Messpositionen hinweg die Werte Sk im Neuzustand größer als im gelaufenen Zustand. Es findet also eine Einglättung der Stahllamellenoberflächen statt. Bild 6 zeigt exemplarisch die Oberflächenbilder an Messposition P8v im Neuzustand (links) und nach Versuch (rechts). Das Oberflächenbild der gelaufenen Lamelle zeigt die deutliche Einglättung; es sind nur noch die tiefen Riefen der Ausgangsstruktur zu erkennen. Zudem sind Laufriefen (näherungsweise in horizontaler Ausrichtung) infolge der tribologischen Belastung im Versuch erkennbar. Betrachtet man alle untersuchten Reibsysteme, so zeigen vereinzelte Versuche und Messpositionen hingegen eine Zunahme der Werte Sk im Versuch. Eine Zuordnung zu Charakteristika der Oberflächenbilder ist auch hier nicht gegeben. Stahllamellenoberflächen von Versuchen mit unterschiedlichen Reibsystemen Die Oberflächenvermessungen mehrerer Versuche werden gegenübergestellt, indem für jeden Oberflächenkennwert der Mittelwert über die 16 Messpositionen einer Stahllamelle gebildet wird. Die Visualisierung der Ergebnisse erfolgt analog der Darstellung der einzelnen Messpositionen in Balkendiagrammen. Min-Max-Balken geben den jeweils kleinsten und größten auf der jeweiligen Stahllamelle gemessenen Wert des betrachteten Oberflächenkennwerts an. Dabei handelt es sich bei den Min-Max-Balken nicht um Streubalken, weil die Unterschiede in den Kennwerten maßgeblich auf Unterschiede in der Stahllamellenstruktur zurückzuführen sind und insofern keine Streuungen im statistischen Sinn bilden. Die Reibsysteme der Versuche sind analog der Trenddarstellung in Bild 1 farblich codiert. Bild 7 stellt die Werte Sk von Versuchen mit unterschiedlichen Stahllamellenvarianten in Kombination mit Reibbelag DCT-B und Schmierstoff DCT-II gegenüber. Die unterschiedlichen Stahllamellenvarianten weisen im Neuzustand teils vergleichbare Werte Sk (BPII-St3, -St4, -St6) auf, teils sind die Werte Sk deutlich unterschiedlich (z. B. BPII-St1). In Gegenüberstellung der Messwerte Sk vor und nach Versuch ist teils eine deutliche Abnahme im Versuch zu erkennen (BPII-St1), teils zeigt sich aber auch keine nennenswerte Veränderung der Oberflächentopographie charakterisiert durch den Oberflächenkennwert Sk (BPII- St3 und -St6). Hierbei ist erkennbar, dass Stahllamellen mit größeren Werten Sk im Neuzustand im Versuch eine stärkere Abnahme zeigen als Versuche mit kleineren Werten Sk im Aus Wissenschaft und Forschung 45 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0011 Bild 6: Oberflächenbilder (1,35 x 1,35 mm 2 ) an Messposition P8v im Neuzustand (links) und nach Versuch (rechts) TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 45 Zur Beurteilung möglicher Wechselwirkungen zwischen der Veränderung der Oberflächentopographie im Versuch und dem Reibsystem sind in Bild 8 die Werte Sk Aus Wissenschaft und Forschung 46 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0011 Neuzustand. Die Unterschiede in den Werten Sk unterschiedlicher Stahllamellenvarianten sind also im Neuzustand größer als im gelaufenen Zustand. M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 Sk / m Topographische Vermessung der Stahllamellenoberflächen BPII-St1 DCT-B DCT-II BPII-St2 DCT-B DCT-II BPII-St3 DCT-B DCT-II BPII-St4 DCT-B DCT-II BPII-St5 DCT-B DCT-II BPII-St6 DCT-B DCT-II Bild 7: Messwerte Sk der Stahllamellenoberflächen im Neuzustand (M01) und nach Versuch (M02) für Versuche mit Reibbelag DCT-B und Schmierstoff DCT-II (Baugröße BPII) M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 M01 M02 0,0 0,5 1,0 1,5 2,0 2,5 3,0 3,5 4,0 Sk / m p g p g BPII-St1 DCT-B DCT-II BPII-St1 DCT-B DCT-III BPII-St1 DCT-B AT-II BPII-St1 AT-B DCT-II BPII-St1 AT-B AT-II BPII-St1 AT-B AT-III BPII-St4 DCT-B DCT-II BPII-St4 DCT-B AT-II BPII-St4 AT-B DCT-II BPII-St4 AT-B AT-II BPII-St1 BPII-St4 Bild 8: Messwerte Sk der Stahllamellenoberflächen im Neuzustand (M01) und nach Versuch (M02) für Versuche mit Stahllamellen BPII-St1 und -St4 (Baugröße BPII) TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 46 von Stahllamellen BPII-St1 und -St4 im Neuzustand (Messungen M01) und nach Versuch (Messungen M02) in unterschiedlichen Reibbelag-Schmierstoff-Kombinationen dargestellt. Werden zunächst die Messwerte Sk mehrerer Stahllamellen gleicher Herstellung im Neuzustand verglichen, so zeigen sich hier Unterschiede sowohl in den Mittelwerten als auch in den Min-Max-Balken. Dies zeigt die lokalen Unterschiede in der Stahllamellenstruktur. Im gelaufenen Zustand zeigen sich ebenfalls Unterschiede in den Mittelwerten und Min- Max- Balken von Versuchen mit gleicher Stahllamellenvariante und unterschiedlichen Reibbelag-Schmierstoff- Kombinationen. In Versuchen mit Stahllamellen BPII- St1 nehmen die Werte Sk im Versuch im Mittel ab, in Versuchen mit Stahllamellen BPII-St4 sind die Unterschiede in den Werten Sk vor und nach Versuch sehr klein. Systematische Einflüsse des Reibbelags sind nicht zu erkennen. Bezüglich des Einflusses des Schmierstoffs zeigen sich mit beiden Stahllamellenvarianten in Versuchen mit Schmierstoff DCT-II nach Versuch im Mittel kleinere Werte Sk als in Versuchen mit Schmierstoff AT-II. Dies ist ein Hinweis auf eine Beeinflussung der Veränderung der Stahllamellenoberfläche durch den Schmierstoff. Einflüsse der Stahllamellentopographie auf das Einlaufverhalten Mit dem Ziel, systematische Einflüsse der Stahllamellentopographie auf das Einlaufverhalten zu identifizieren, erfolgt eine Gegenüberstellung der 3D-Oberflächenkennwerte der Stahllamellen (Neuzustand) und der Werte aus der Einlauf-Systembewertung (Mittelwert über die Werte EW in den vier Laststufen des Lastkollektivs). Als Maß für den Grad eines linearen Zusammenhangs wird der Korrelationskoeffizient ρ (Pearson- Korrelation) [Hed16] ausgewertet. Dieser Korrelationskoeffizient ρ nimmt Werte zwischen -1 (vollständig negative Korrelation) und 1 (vollständig positive Korrelation) an. Bei Betrachtung aller Versuche mit Baugröße BPII ergeben sich keine starken Korrelationen (Korrelationskoeffizienten ρ < 0,4) zwischen den Stahllamellentopographien und dem Einlaufverhalten. Für Versuche mit Reibbelag DCT-B zeigen sich mehrere Korrelationen mit Korrelationskoeffizienten |ρ| > 0,7 zwischen Oberflächenkennwerten (Sa, Sdq, Sdr, Sk, Sk+Spk, Sq, Ssk, Sv, Svk, Sz, S10z, Vmc, Vvc, Vvv) und dem Kennwert . Mit Reibbelag AT-B sind die Korrelationskoeffizienten überwiegend deutlich kleiner, lediglich mit den 3D-Oberflächenkennwerten Ssk (ρ = - 0,73) und Sv (ρ = 0,64) ergeben sich stärkere Zusammenhänge zwischen Oberflächentopographie der Stahllamellen und Einlaufverhalten. Bild 9 zeigt dies exemplarisch anhand des 3D-Oberflächenkennwerts Sdq. Die Stahllamellenvariante ist farblich codiert, die Form der Symbole codiert den Schmierstoff (DCT-II ▲; DCT-III ■; AT-II ▼; AT-III ♦). In Versuchen mit Reibbelag DCT-B (Bild 9, links) zeigt sich eine starke Korrelation zwischen den Werten Sdq und (ρ = 0,8). Mit Reibbelag AT-B ist ein Zusammenhang deutlich schwächer ausgeprägt (ρ = 0,47). In Bild 10 sind die Korrelationen für Oberflächenkennwert Ssk aufgezeigt, links für Versuche mit Reibbelag DCT-B (ρ = - 0,75) und rechts für Reibbelag AT-B (ρ = - 0,73). Für beide Reibbelagkombinationen ergeben sich Zusammenhänge zwischen Stahllamellentopographie im Neuzustand und Einlaufverhalten . Aus Wissenschaft und Forschung 47 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0011 0,08 0,10 0,12 0,14 0,16 0,18 Sdq / - (Neuzustand) -0,1 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 EW (μ mit ) 0,08 0,10 0,12 0,14 0,16 0,18 Sdq / - (Neuzustand) -0,8 -0,7 -0,6 -0,5 -0,4 -0,3 -0,2 -0,1 EW (μ mit ) 14 0 16 0 1 Reibbelag DCT-B 4 0 16 0 1 Reibbelag AT-B Bild 9: Gegenüberstellung von Stahllamellenoberfläche (Kennwert Sdq, Neuzustand) und dem Einlaufverhalten (Kennwert EW ---) für Versuche mit Reibbelag DCT-B (links) und AT-B (rechts) TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 47 Bandschleifen führt bei beiden Stahllamellenvarianten zu einer Verbesserung des Einlaufverhaltens. Die Nachbearbeitung Bandschleifen und Bürsten ergibt im Fall der Kaltbandoberfläche BPII-St1 eine Verschlechterung, im Fall der Kaltbandoberfläche BPII-St4 in der Tendenz eine Verbesserung des Einlaufverhaltens. Die Stahllamellenoberflächen ausgewählter Versuche werden im Neuzustand und nach Versuch topographisch vermessen, um Einflüsse auf das Einlaufverhalten vertieft zu untersuchen. Im Vergleich der Messwerte an mehreren Messpositionen auf einer Stahllamelle sowie zwischen mehreren Stahllamellen einer Variante zeigen sich teils deutliche Unterschiede. Unterschiede in den Messwerten werden auf lokale Strukturunterschiede zurückgeführt. Diese sind bereits anhand von Oberflächenbildern der Stahllamellen erkennbar. Ein wichtiges Ergebnis ist damit, dass sich die lokalen Strukturen auf einer Stahllamelle deutlich unterscheiden können. Eine belastbare Charakterisierung der Stahllamellentopographie erfordert somit eine umfassende Vermessung der Stahllamelle auf Vorder- und Rückseite und an mehreren Messpositionen. Wie bereits von Geier et al. [Gei03, Höh03] erarbeitet, ist eine 3D-Vermessung einer 2D- Vermessung vorzuziehen. Bei Strukturen mit Vorzugsrichtung ist bei der Wahl der Messpositionen darauf zu achten, dass diese unterschiedlichen Ausrichtungen von Bearbeitungs- und Gleitrichtung umfassen. Einflüsse der Stahllamellentopographie auf das Einlaufverhalten werden untersucht, indem 3D-Oberflächenkennwerte der Stahllamellen im Neuzustand dem Kennwert zum Einlaufverhalten gegenübergestellt werden. Einflüsse der weiteren Bestandteile des tribologischen Systems auf das Einlaufverhalten sind teils stark ausgeprägt, weshalb Zusammenhänge zwischen 3D- Aus Wissenschaft und Forschung 48 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0011 Diskussion und Zusammenfassung Die Forschungsarbeiten [Voe20] umfassen neben den im vorliegenden Beitrag dargestellten Untersuchungen zu Einflüssen der Stahllamellenbeschaffenheit auf das Einlaufverhalten lastschaltender Kupplungen auch Untersuchungen zu den Einflüssen des gesamten tribologischen Systems (Stahllamelle, Reibbelag, Schmierstoff und spezifische Belastung) mit lastschaltenden und schlupfenden Kupplungen. Bei Betrachtung aller Versuche, also lastschaltende und schlupfende Kupplungen aus Automatik- und Doppelkupplungsgetriebe sowie Verteilergetriebe und Sperrdifferential mit jeweils serientypischen Reibbelägen, Schmierstoffen und spezifischen Belastungen, zeigt sich kein übergreifender, dominanter Einfluss eines einzelnen Bestandteils des Reibsystems. Zudem sind die Einflüsse von starken Wechselwirkungen geprägt. Eine Systembetrachtung ist damit von zentraler Bedeutung. Einflüsse der Stahllamellenbeschaffenheit auf das Einlaufverhalten werden umfassend betrachtet, indem bei lastschaltenden Kupplungen mit sechs Stahllamellenvarianten der Einfluss des Bearbeitungsverfahrens systematisch untersucht wird: zwei Kaltbandoberflächen (KBO) BPII-St1 und -St4 durchlaufen die Nachbearbeitungsverfahren Bandschleifen (BPII-St2 und -St5) und Bandschleifen und Bürsten (BPII-St3 und -St6). In den experimentellen Untersuchungen zeigt sich kein systematischer Einfluss des Bearbeitungsverfahrens der Stahllamelle auf das Einlaufverhalten. Stahllamellen mit Kaltbandoberfläche zeigen in der Variante BPII-St1 in allen betrachteten Reibsystem ein überdurchschnittlich gutes Einlaufverhalten, während Stahllamellen BPII-St4 das schlechteste Einlaufverhalten aller betrachteten Stahllamellenvarianten aufweisen. Die Nachbearbeitung -1,0 -0,8 -0,6 -0,4 -0,2 0,0 0,2 Ssk / - (Neuzustand) -0,1 0,0 0,1 0,2 0,3 0,4 0,5 0,6 EW (μ mit ) -1,5 -1,0 -0,5 0,0 0,5 Ssk / - (Neuzustand) -0,8 -0,7 -0,6 -0,5 -0,4 -0,3 -0,2 -0,1 EW (μ mit ) Reibbelag DCT-B Reibbelag AT-B Bild 10: Gegenüberstellung von Stahllamellenoberfläche (Kennwert Ssk, Neuzustand) und dem Einlaufverhalten (Kennwert EW ---) für Versuche mit Reibbelag DCT-B (links) und AT-B (rechts) TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 48 Oberflächenwerten und den Werten teils die Betrachtung gleicher Reibbeläge bzw. Schmierstoffe voraussetzen. So zeigen sich für Versuche mit Reibbelag DCT-B für mehrere 3D-Oberflächenkennwerte Zusammenhänge mit dem Kennwert (Korrelationskoeffizienten |ρ| > 0,7). Danksagung Die vorgestellten Erkenntnisse basieren auf dem Forschungsvorhaben FVA-Nr. 343/ IV; gefördert aus Eigenmitteln der Forschungsvereinigung Antriebstechnik e.V. (FVA). Die Autoren bedanken sich für die Förderung und Unterstützung bei der FVA und den Mitgliedern des projektbegleitenden Ausschusses. Literaturverzeichnis Bücher, Zeitschriftenaufsätze, Dissertationen, Studienarbeiten [Bäs16] Bäse, M. U.; Dzimko, M.; Deters, L.: Empirische Bewertung von Zusammenhängen zwischen Endbearbeitungsparametern und Reibungsverhalten von Lamellenreibpaarungen im Mikroschlupfbetrieb. 57. Tribologie-Fachtagung, Göttingen. Gesellschaft für Tribologie e.V. (2016). [Dum79] Duminy, J.: Beurteilung des Betriebsverhaltens schaltbarer Reibkupplungen, Dissertation, Technische Universität Berlin (1979). [Gei03] Geier, N.: Untersuchung des Reibungs- und Verschleißverhaltens nasslaufender Kupplungen in Abhängigkeit ihrer Reibflächentopographie, Dissertation, Technische Universität München (2003). [Hed16] Hedderich, J.; Sachs, L.: Grundlagen aus der Mathematik. Angewandte Statistik (2016). [Höh03] Höhn, B.-R.; Pflaum, H.; Geier, N.: Kenngrößen zur Beurteilung der Oberflächentopographien von nasslaufenden Reibkupplungen. VDI Berichte Nr. 1806, S. 115-125 (2003). [Ing10] Ingram, M.; Spikes, H.; Noles, J.; Watts, R.: Contact properties of a wet clutch friction material. Tribology International. Heft: 43, S. 815-821 (2010). [Kit96] Kitahara, S.; Matsumoto, T.: The Relationship Between Porosity and Mechanical Strength in Paper- Based Friction Materials. SAE Technical Paper 960982 (1996). [Lor13] Lorentz, B.; Albers, A.: A numerical model for mixed lubrication taking into account surface topography, tangential adhesion effects and plastic deformations. Tribology International. Heft: 59, S. 259-266 (2013). [Mei15] Meingaßner, G. J.; Pflaum, H.; Stahl, K.: Test-Rig Based Evaluation of Performance Data of Wet Disk Clutches. 14 th International CTI Symposium (2015). 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Lubricants. Heft: 7, S. 41 (2019). [Voe20] Völkel, K.: Charakterisierung des Einlaufverhaltens nasslaufender Lamellenkupplungen, Dissertation, TU München (2020). [Voe21] Völkel, K.; Pflaum, H.; Stahl, K.: Einlaufverhalten nasslaufender Lamellenkupplungen im Schlupfbetrieb. Forschung im Ingenieurwesen. Heft: 85, S. 905-912 (2021). [Yes92] Yesnik, M.; Lam, R. C.: Clutch Plate Surface Treatment for Improved Frictional Characteristics. SAE Technical Paper Nr. 922099 (1992). Internetseiten und Benutzerhandbücher [Ali13] Alicona Imaging GmbH: IF-LaboratoryMeasurementModule (2013). [Ali19] Alicona Imaging GmbH: Alicona InfiniteFocus - Technical Specifications. URL: https: / / www.alicona. com/ products/ infinitefocus/ . Aus Wissenschaft und Forschung 49 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0011 TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 49 Nachrichten 50 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 Mitteilungen der ÖTG ÖSTERREICHISCHE TRIBOLOGISCHE GESELLSCHAFT ÖTG-SYMPOSIUM 2022 Tribology in industry and research - Trendsetting tribometry and analytics 15. September 2022 FHWN Innovation Lab, Johannes-Gutenberg-Straße 5 2700 Wiener Neustadt, Wiener Neustadt, Austria Time Plenary Talks 09: 00 Opening and greetings | Andreas P AUSCHITZ , ÖTG-President 09: 15 Hannes H ICK , TU Graz, Institute of Machine Components and Methods of Development, Austria Systems engineering for model-based tribological development of electric vehicle drives From viewing and modeling of the system “vehicle” to the “powertrain” subsystem, up to the integrated implementation of the electric motor and transmission. 09: 45 Markus V ARGA , AC2T research GmbH, Austria Exploring dynamic effects of tribosystems with high sophisticated measurement equipment New generation of measurement equipment, including high-speed imaging, thermography, and frequency analysis via a 3D vibrometer was used to analyse high-speed tribological effects. 10: 15 Josef B RENNER , AC2T research GmbH, Austria Synchrotron-supported tribology: In-situ experiments on large-scale research facility With a specially designed in-situ tribometer, investigations have been performed in an X-ray diffraction Synchrotron station. Selected results are highlighted within this talk. 10: 45 Carsten G ACHOT , TU Wien, Institute of Engineering Design and Product Development, Austria The fascinating world of 2D Materials - How novel MXenes push the limits in Tribology MXenes and in-situ formed transition metal dichalcogenide films are discussed regarding friction and wear performance and aspects of sustainability and resource-efficiency. 11: 15 Nicole D ÖRR , AC2T research GmbH, Austria Added value of mass spectrometry for research in tribology It is shown how mass spectrometry (MS) provides the knowledge of lubricant chemistry, in particular lubricant condition, to understand lubricant performance. 11: 45 Break 13: 00 Christoph J. R OHBOGNER , OELCHECK GmbH, Brannenburg, Germany Improvement of the CO 2 balance of FAME (B100) operated trucks Systematically performed oil analysis of trucks are presented which aimed to extend the oil change intervals and therefore achieve maximum lubricant life. 13: 20 Krisztian D UBEK , AC2T research GmbH, Austria Development environment of sensor systems for lubricant condition monitoring A sensor system for water detection in lubricated wagon components is presented. Focus is put on the monitoring of water in grease-lubricated axle bearings using a humidity sensor. 13: 40 Stephen R. B EWSHER , AVL List GmbH, Graz, Austria Simulating the tribological performance of new water-based and mineral-oil-based lubricants for a journal bearing within an electrified powertrain Simulation results of the tribological performance of a journal bearing with a water-based lubricant operating in the hydrodynamic and mixed lubrication regimes up to 10,000 rpm are presented. 14: 00 Pia P FEIFFER , TU Wien, Institute of Statistics and Mathematical Methods in Economics, Austria Prediction of engine oil degradation based on FTIR spectroscopic data By means of weighted LASSO regression, a statistical approach and domain experts’ knowledge are combined to derive a quantitative relation between different degradation pathways in engine oils. Austria 2700 Wiener Neustadt, TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 50 Nachrichten 51 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 Mitteilungen der ÖTG 14: 20 Break 14: 40 Florian S OBIECZKY , Software Competence Center Hagenberg GmbH, Hagenberg, Austria Comparing maintenance strategies for small and medium sized enterprises Artificial intelligence shows promising results for the use in predictive maintenance. In this work new methods are compared, especially to aid SMEs in their maintenance of tribological components. 15: 00 Andreas B LUTMAGER , Voith Austria GmbH, Wimpassing, Austria High-end cemented carbide coatings for the toughest demands in the paper industry Different WC-based HVOF coatings were characterized with focus on paper industry, and the results are discussed regarding WC particle size, metal matrix, degree of sintering and density. 15: 20 Franz R AUFER , AC2T research GmbH, Wiener Neustadt, Austria Model test bench for switching contacts in e-mobility A novel model test bench for electrical switching contacts is presented, enabling the characterization of performance parameters like arc wear. 15: 40 Michael S CHÖBEL , Leobersdorfer Maschinenfabrik GmbH, Leobersdorf, Austria High-strength polymers for dry-running hydrogen compressors Novel polyimide compound materials are presented, exhibiting high strength, high stiffness, and low friction properties in dry-running hydrogen compressor applications. 16: 00 Break 16: 20 Matthias F REISINGER , AC2T research GmbH, Wiener Neustadt, Austria History-dependent microstructure on railway wheels - Lab imitation by combined mechanical and thermal loadings A combination of twin disc tribotests and laser treatments was performed, and the resulted microstructure is presented based on detailed microscopic analysis and a novel micro-mechanical testing approach. 16: 40 Igor V ELKAVRH , V-Research GmbH, Dornbirn, Austria Tribological behavior of industrial sliding materials in dry contact against Cr-based coatings SRV tribotests were performed at enhanced temperatures with different coatings, and gained results are discussed regarding wear, sticking and sliding friction, and contact temperature. 17: 00 Martin J ECH , AC2T research GmbH, Linz, Austria Critical wear conditions for DLC coatings A methodology is presented to differentiate mild and severe wear of Diamond-like carbon (DLC) coatings and subsequently evaluate various DLC coatings with respect to their lifetime in applications. 17: 20 Outlook and closing remarks | Nicole Dörr, ÖTG Vice President 17: 30 End of Symposium Website and registration https: / / symposium.oetg.at/ Participation fee (excl. 10 % VAT) Participation fee per person € 340,- Reduced fee for ÖTG members € 230,- Students per person € 100,- ÖTG company membership (max. number of eligible participants depending on category) € 0,- COMET InTribology company partner (1 person per company) € 0,- ORGANIZER Österreichische Tribologische Gesellschaft office@oetg.at / www.oetg.at in cooperation with AC2T research GmbH - Excellence Centre of Tribology www.ac2t.at TAE - Technische Akademie Esslingen https: / / www.tae.de/ TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 51 Patentumschau 52 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 DE102019111434A1 F16C 41/ 00 Stevka, Ondrej, Lucenec, SK; Gavlas, Michal, 97421, Schweinfurt, DE Schaeffler Technologies AG &Co. KG, 91074, Herzogenaurach, DE Radlagereinheit Die Erfindung betrifft eine Radlagereinheit (1) umfassend ein Radlager (2) mit einem Innenring (3) mit einer Innenringlaufbahn (4) und mit einem Außenring (5) mit einer Außenringlaufbahn (6) sowie mit Wälzkörperkugeln (7), die zwischen Innenring (3) und Außenring (5) wälzend gelagert in einem Käfig (8) voneinander beabstandet angeordnet sind, dadurch gekennzeichnet, dass die Wälzkörperkugeln (7) zumindest eine Wälzkörperkugel (7) aufweisen, die bezüglich ihrer Eigenschaften verschieden von den übrigen Wälzkörperkugeln (7) ausgebildet ist, derart, dass sie mittels eines Messverfahrens von außerhalb des Radlagers (2) gegenüber den anderen Wälzkörperkugeln (7) detektierbar ist. DE102019120362A1 F16B 19/ 02 Wagner, Frank, 35418, Grossen Buseck, DE; Wallmeier, Stefan, 63773, Goldbach, DE KAMAX Holding GmbH &Co. KG, 35315, Homberg, DE Befestigungselement Befestigungselement (1), insbesondere Montagebolzen, umfassend einen Festlegungsabschnitt (10), einen Zwischenabschnitt (20) und einen Passungsabschnitt (30), wobei das Befestigungselement (1) sich entlang einer Längsachse (L) erstreckt, wobei der Festlegungsabschnitt (10) Festlegungsstrukturen, insbesondere ein Gewinde, aufweist, wobei der Zwischenabschnitt (20) in Richtung der Längsachse (L) zwischen dem Festlegungsabschnitt (10) und dem Passungsabschnitt (30) angeordnet ist, wobei der Passungsabschnitt (30) im Wesentlichen rotationssymmetrisch um die Längsachse (L) ist, wobei der Passungsabschnitt (30) eine äußere Tragoberfläche (34) aufweist, wobei die Tragoberfläche (34) eine Spielpassung aufweist, und wobei zumindest im Passungsabschnitt (30) eine Schmierrille (32) vorhanden ist. DE202018006530U1 F16N 39/ 06 Zhengzhou Autol Technology Co., Ltd., Henan, Zhengzhou, CN Fettgeschmiertes Lagersystem Ein fettgeschmiertes Lagersystem, umfassend: eine Lagerstruktur und eine Antriebsvorrichtung für die Schmierfettzirkulation; ein zur Speicherung von Schmierfett ausgebildeter Schmierbereich, der zwischen einem Außenring und einem Innenring der Lagerstruktur angeordnet ist; die Lagerstruktur ist mit einer Schmierfettinjektionsöffnung und einer Schmierfettabgabeöffnung versehen, die mit dem Schmierbereich verbunden sind, dadurch gekennzeichnet, dass die Schmierfettabgabeöffnung mit einer Schmierfettpumpenöffnung der Antriebsvorrichtung für die Schmierfettzirkulation verbunden ist und ein Schmierfettauslass der Antriebsvorrichtung für die Schmierfettzirkulation mit der Schmierfettinjektionsöffnung des Lagers verbunden ist; mindestens eines von einem Schmierfettfilter, einer Kühlvorrichtung und einer Schmierfettqualitätserfassungsvorrichtung in Reihe zwischen der Antriebsvorrichtung für die Schmierfettzirkulation und der Schmierfettinjektionsöffnung angeordnet ist. DE112010000922B4 C10M 169/ 04 Kawamura, Takayuki, Mie, Kuwana-shi, JP; Mikami, Hidenobu, Mie, Kuwana-shi, JP; Taguchi, Yosuke, Mie, Kuwana-shi, JP NTN Corporation, Osaka, Osaka-shi, JP Schmierfettzusammensetzung, fettgeschmiertes Lager, Verwendung des fettgeschmierten Lagers, und Gelenkkupplung für Kardanwelle Schmierfettzusammensetzung, die ein aus einem Grundöl und einem Verdicker bestehendes Basisschmierfett und ein dem Basisschmierfett zugesetztes Additiv umfasst, wobei: der Mischungsanteil des Verdickers 1 bis 40 Gewichtsteile, bezogen auf 100 Gewichtsteile des Basisschmierfetts beträgt, das Additiv mindestens eine Verbindung ausgewählt aus der Gruppe bestehend aus einer Polyphenolverbindung pflanzlichen Ursprungs und einer durch Zersetzung einer Polyphenolverbindung pflanzlichen Ursprungs gebildeten Verbindung umfasst,die Polyphenolverbindung pflanzlichen Ursprungs Tannin, Ellagsäure, ein Derivat von Ellagsäure, Chlorogensäure, ein Derivat von Chlorogensäure, Kaffeinsäure, ein Derivat von Kaffeinsäure, Curcumin, ein Derivat von Curcumin, Quercetin oder ein Derivat von Quercetin ist, die durch Zersetzung einer Polyphenolverbindung pflanzlichen Ursprungs gebildete Verbindung Chinasäure oder ein Derivat von Chinasäure ist, und der Mischungsanteil für jede der als Additiv fungierenden Verbindungen 0.05 bis 10 Gewichtsteile, bezogen auf 100 Gewichtsteile des Basisschmierfetts, beträgt. Erklärung Für jedes veröffentlichte Patent ist der Informationstext nach folgender Reihenfolge gegliedert: Veröffentlichungs-Nummer (fett); IPC - Hauptklasse; Erfinder (kursiv); Anmelder / Inhaber; Titel der Erfindung (fett) / des Patents; Abstract. Patentumschau TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 52 Normen 53 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen Z DIN EN 15199-4: 2015-12 Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 4: Leichte Fraktionen des Rohöls; Deutsche Fassung EN 15199-4: 2015 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 15199-4: 2021- 11 DIN EN 15199-4: 2021-11 Print: 116,50 EUR/ Download: 96,40 EUR Mineralölerzeugnisse - Gaschromatographische Bestimmung des Siedeverlaufes - Teil 4: Leichte Fraktionen des Rohöls; Deutsche Fassung EN 15199-4: 2021 Petroleum products - Determination of boiling range distribution by gas chromatography method - Part 4: Light fractions of crude oil; German version EN 15199- 4: 2021 Ersatz für DIN EN 15199-4: 2015-12 Gegenüber DIN EN 15199-4: 2015-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Algorithmus zum Zusammenführen der Ergebnisse der Lichtendanalyse und der Simdis-Analyse als informativer Anhang C hinzugefügt; b) Dokument redaktionell überarbeitet. Diese Europäische Norm beschreibt ein Verfahren zur Bestimmung des Siedeverlaufes von Mineralölerzeugnissen durch Kapillar-Gaschromatographie unter Anwendung der Flammenionisationsdetektion. Die Europäische Norm ist anwendbar auf stabilisierte Rohöle und gilt für den Siedeverlauf und die Wiederfindung bis einschließlich n-Nonan. Ein stabilisiertes Rohöl ist definiert, einen Reid-Dampfdruck von gleich oder kleiner als 82,7 kPa zu haben. DIN ISO 22285: 2021-12 Print: 77,40 EUR/ Download: 63,90 EUR Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung der Ölabscheidung von Schmierfetten - Druck-Filtrations-Verfahren (ISO 22285: 2018) Petroleum products and lubricants - Determination of oil separation from grease - Pressure filtration method (ISO 22285: 2018) Dieses Dokument legt die Bestimmung der Ölabscheidung von Schmierfetten mit dem Druck-Filtrations-Verfahren fest. Z DIN 51503-1: 2011-01 Schmierstoffe - Kältemaschinenöle - Teil 1: Mindestanforderungen Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 51503-1: 2021-12 DIN 51503-1: 2021-12 Print: 77,40 EUR/ Download: 63,90 EUR Schmierstoffe - Kältemaschinenöle - Teil 1: Mindestanforderungen Lubricants - Refrigeration oils - Part 1: Minimum requirements Ersatz für DIN 51503-1: 2011-01 Gegenüber DIN 51503-1: 2011-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitt 2 „Normative Verweisungen“ und Verweisungen auf Prüfnormen aktualisiert; b) Überarbeitung des Abschnitts 3 durch Aufnahme von Abkürzungen; c) Erweiterung der Viskositätsklassen der Gruppe KAA; d) Erweiterung der Gruppen KC und KD zur Abdeckung neuerer Gemische; e) Streichung der Bezeichnung der Kältemaschinenöle mit Wirkstoffen; f) Norm redaktionell überarbeitet. Diese Norm ist anzuwenden für Öle, die in Kältemittelverdichtern zur Schmierung und Kühlung verwendet werden und die dabei der Einwirkung flüssiger und gasförmiger Kältemittel ausgesetzt sind. ANMERKUNG: Für die Triebwerksschmierung von Kältemittelverdichtern, bei denen ein Übertritt des Öles in den Kältemittelkreislauf verhindert wird, sind Schmieröle C nach DIN 51517-1 für das Einsatzgebiet geeignet. 1.1.1.1 Übersetzugen DIN ISO 22285: 2021-12 Print: 96,70 EUR/ Download: 80,00 EUR Petroleum products and lubricants - Determination of oil separation from grease - Pressure filtration method (ISO 22285: 2018) Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung der Ölabscheidung von Schmierfetten - Druck-Filtrations-Verfahren (ISO 22285: 2018) 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen keine 1.2.2 ISO-Normen ZE ISO/ DIS 16889: 2021-04 Hydraulic fluid power - Filters - Multi-pass method for evaluating filtration performance of a filter element Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 16889: 2021-10 E ISO/ FDIS 16889: 2021-10 190,50 EUR Hydraulic fluid power - Filters - Multi-pass method for Normen TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 53 Normen 54 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 evaluating filtration performance of a filter element Vorgesehen als Ersatz für ISO 16889: 2008-06 und ISO 16889 AMD 1: 2018-11; Ersatz für ISO/ DIS 16889: 2021-04 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen E DIN ISO 15: 2021-12 Print: 108,60 EUR/ Download: 89,80 EUR Wälzlager - Radiallager - Maßplan (ISO 15: 2017); Text Deutsch und Englisch Rolling bearings - Radial bearings - Boundary dimensions, general plan (ISO 15: 2017); Text in German and English Erscheinungsdatum: 2021-11-19 Einsprüche bis 2022-01-12 Ziel dieses Dokuments ist die hinreichende Begrenzung der Anzahl der Größen von Radiallagern dahingehend, dass einerseits eine wirtschaftliche Herstellung sichergestellt, andererseits eine ausreichende Anzahl von Größen bereitgestellt werden kann, um mit heutigen und künftigen Anforderungen von Lagerverwendern übereinzustimmen. Diese Anforderungen sind umfassend und differenziert. Daher muss in diesem Dokument eine breite Palette von numerisch festgelegten Größen und Proportionen betrachtet und die Möglichkeit berücksichtigt werden, dass es sogar nach den Richtlinien in Anhang A erweitert werden kann. Nach ISO genormte Kegelrollenlager, Spannlager und einige Arten von Nadelrollenlagern sowie Präzisionslager für Instrumente stimmen mit diesem Dokument nicht überein, da die hier angegebenen Maße für die fraglichen Lager nicht als optimal angesehen werden. In diesem Dokument werden die bevorzugten Grenzmaße von Radiallagern der Durchmesserreihen 7, 8, 9, 0, 1, 2, 3 und 4 festgelegt. Dieses Dokument enthält die deutsche Übersetzung der Internationalen Norm ISO 15: 2017, die im Technischen Komitee ISO/ TC 4 „Rolling bearings“ erarbeitet wurde, dessen Sekretariat von SIS (Schweden) gehalten wird. Das zuständige deutsche Normungsgremium ist der Arbeitsausschuss NA 118-01-01 AA „Grundsatzfragen, Bezeichnungen, Terminologie, Kurzzeichen, Maßpläne“ im DIN Normenausschuss Wälz- und Gleitlager (NAWGL). E DIN 616: 2021-12 Print: 166,40 EUR/ Download: 137,70 EUR Wälzlager - Maßpläne Rolling bearings - General plans Vorgesehen als Ersatz für DIN 616: 2000-06 Erscheinungsdatum: 2021-11-19 Einsprüche bis 2022-01-12 Gegenüber DIN 616: 2000-06 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitt 4.3 „Maßreihen für Radiallager mit Nadelrollen“ entfernt und inhaltlich in DIN 617 bzw. DIN ISO 15 übernommen; b) Abschnitt 5.1.2 „Maßplan für Nadellager“ entfernt und inhaltlich in DIN 617 bzw. DIN ISO 15 übernommen; c) Abschnitt 5.1.4 „Maßplan für Nadelhülsen und Nadelbüchsen“ entfernt und inhaltlich in DIN 618 bzw. ISO 3245 übernommen. Diese Norm enthält die Nennmaße (wenn nicht anders angegeben) der für den Einbau notwendigen Anschlussmaße für Wälzlager (Radial- und Axiallager mit Kugeln und Rollen als Wälzkörper), sowie für Winkelringe und Ringnuten für Sprengringe. Über die von der Wälzlagerbauart und ausführung bedingte Innenkonstruktion der Wälzlager (Wälzlagerringe, Wälzkörper, Käfig, Dichtung, usw.) werden keine Angaben gemacht. ZE DIN 617-1: 1971-11 Nadellager; Maßreihen 48 und 49 mit Innenring E DIN 617: 2021-12 Print: 100,80 EUR/ Download: 83,20 EUR Wälzlager - Nadellager mit Käfig - Nennmaße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Rolling bearings - Needle roller bearings with cage - Boundary dimensions, geometrical product specification (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für DIN 617: 2008-10 Erscheinungsdatum: 2021-11-19 Einsprüche bis 2022-01-12 Gegenüber DIN 617: 2008-10 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Einführung der geometrischen Produktspezifikation (GPS) inklusive Änderung des Titels und des Anwendungsbereichs; b) Aktualisierung des Abschnitts „Normative Verweisungen“; c) Aktualisierung der Abschnitte „Begriffe“ und „Symbole“; d) Tabelle 2 um die Typen NAO und RNAO erweitert; e) Aufnahme der Übersicht von Maßreihen; f) Beispiele Werkstoffe für Wälzlagerlaufbahnen entfallen; g) Einbauhinweise in Anhang A verschoben; h) Anhang B hinzugefügt. Dieses Dokument legt Maße, Kurzzeichen und die geometrische Produktspezifikation für Nadellager mit spanend gefertigten Ringen in der Toleranzklasse Normal (PN) fest. Sie gilt für Lager mit und ohne Innenringe. Zudem werden Einbauempfehlungen und empfohlene Messverfahren zur Messung des Hüllkreises beschrieben. E DIN 618: 2021-12 Print: 85,20 EUR/ Download: 70,60 EUR Wälzlager - Nadelhülsen und Nadelbüchsen, mit Käfig - Nennmaße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 54 Normen 55 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 Rolling bearings - Needle roller bearings with drawn Cup and Cage - Boundary dimensions, geometrical product specification (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für DIN 618: 2008-10 Erscheinungsdatum: 2021-11-19 Einsprüche bis 2022-01-12 Gegenüber DIN 618: 2008-10 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Einführung der geometrischen Produktspezifikaktion (GPS) inklusive Änderung des Titels und des Anwendungsbereichs; b) Aktualisierung des Abschnitts „Normativen Verweisungen“; c) Aktualisierung der Abschnitte „Begriffe“ und „Symbole“; d) Aufnahme von Maßpläne und Maßreihen; e) Beispiele Werkstoffe für Wälzlagerlaufbahnen entfallen; f) Einbauhinweise in Anhang A verschoben; g) Anhang B hinzugefügt. Dieses Dokument legt Maße, Kurzzeichen und die geometrische Produktspezifikation für Nadelhülsen und Nadelbüchsen mit Käfig in nicht abgedichteter und abgedichteter Ausführung fest. Zudem werden Einbauempfehlungen und empfohlene Messverfahren zur Messung des Hüllkreises beschrieben. E DIN EN ISO 2740: 2021-12 Print: 69,70 EUR/ Download: 57,70 EUR Sintermetalle, ausgenommen Hartmetalle - Zugprobestäbe (ISO/ DIS 2740: 2021); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 2740: 2021 Sintered metal materials, excluding hardmetals - Tensile test pieces (ISO/ DIS 2740: 2021); German and English version prEN ISO 2740: 2021 Vorgesehen als Ersatz für DIN EN ISO 2740: 2009-10 Erscheinungsdatum: 2021-11-05 Einsprüche bis 2021-12-29 Gegenüber DIN EN ISO 2740: 2009-10 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitt 2 „Normative Verweisungen“ aktualisiert; b) die Tabelle unter Bild 4 berichtigt; c) in 5.2 Maßeinheit der optionalen Aushebeschrägen der Matrizen sowie 4. Absatz eingefügt; d) neue Geometrie des Probestabs als Bild 3 hinzugefügt. Diese Dokument legt die Maße für die zur Herstellung der Zugprobestäbe durch Pressen und Sintern sowie durch Metallpulverspritzgießen (MIM) und Sintern verwendeten Matrizen fest sowie die Maße von Zugprobestäben aus Sinter- und Pulverschmiedewerkstoffen. DIN 3689-1: 2021-11 Print: 141,70 EUR/ Download: 117,20 EUR Welle-Nabe-Verbindung - Hypotrochoidische H-Profile - Teil 1: Geometrie und Maße Shaft to collar connection - Hypotrochoidal H-profiles - Part 1: Geometry and dimensions Dieses Dokument legt Geometrie und Maße von hypotrochoidischen Verbindungsprofilen (H-Profilen) fest. Die hypotrochoidischen Kurven (H-Profile) bieten technisch interessante Konturen für die modernen formschlüssigen Welle-Nabe-Verbindungen. Die Merkmale der H-Profile sind die Auswalmöglichkeiten zur Flankenanzahl sowie zur Profilexzentrizität. Dadurch kann gezielt ein geeignetes Profil an den zur Verfügung stehenden Bauraum und Belastung angepasst werden. Dieses Dokument ist anzuwenden für technische Produkte, z. B. des allgemeinen Maschinenbaus, des Werkzeugmaschinen-, Kraftfahrzeug- und Flugzeugbaus sowie der Windkraftanlagen und der Elektroindustrie. B DIN 3960 Beiblatt 1: 1980-07 Begriffe und Bestimmungsgrößen für Stirnräder (Zylinderräder) und Stirnradpaare (Zylinderradpaare) mit Evolventenverzahnung; Zusammenstellung der Gleichungen Zurückziehung beabsichtigt; kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2022-01-31 E DIN ISO 4386-1: 2021-12 Print: 69,70 EUR/ Download: 57,70 EUR Gleitlager - Metallische Verbundgleitlager - Teil 1: Zerstörungsfreie Ultraschallprüfung der Bindung für Lagermetall-Schichtdicken ≥ 0,5 mm (ISO 4386-1: 2019); Text Deutsch und Englisch Plain bearings - Metallic multilayer plain bearings - Part 1: Non-destructive ultrasonic testing of bond of thickness ≥ 0,5 mm (ISO 4386-1: 2019); Text in German and English Vorgesehen als Ersatz für DIN ISO 4386-1: 2015-12 Erscheinungsdatum: 2021-11-12 Einsprüche bis 2022-01-05 Gegenüber DIN ISO 4386-1: 2015-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Anpassung an aktuelle Gestaltungsrichtlinien; b) Hinzufügen von Abschnitt 3 „Begriffe“. Dieses Dokument legt ein Ultraschall-Prüfverfahren zur Ermittlung von Bindungsfehlern zwischen Lagermetall und Stützkörper fest. Die diesem Dokument zugrunde liegende ISO 4386-1 wurde vom Unterkomitee SC 2 „Materials and lubricants, their properties, characteristics, test methods and testing conditions“ des 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. E DIN ISO 4386-2: 2021-12 Print: 77,40 EUR/ Download: 63,90 EUR Gleitlager - Metallische Verbundgleitlager - Teil 2: Zerstörende Prüfung der Bindung für Lagermetall-Schichtdicken ≥ 2 mm (ISO 4386-2: 2019); Text Deutsch und Englisch Plain bearings - Metallic multilayer plain bearings - Part 2: Destructive testing of bond for bearing metal layer thicknesses ≥ 2 mm (ISO 4386-2: 2019); Text in German and English TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 55 Normen 56 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 Vorgesehen als Ersatz für DIN ISO 4386-2: 2015-12 Erscheinungsdatum: 2021-11-12 Einsprüche bis 2022-01-05 Gegenüber DIN ISO 4386-2: 2015-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Anpassung an aktuelle Gestaltungsrichtlinien; b) Hinzufügen von Abschnitt 3 „Begriffe“. 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 diesem Dokument zugrunde liegende ISO 4386-2 wurde vom Unterkomitee SC 2 „Materials and lubricants, their properties, characteristics, test methods and testing conditions“ des 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. E DIN ISO 6282: 2021-12 Print: 53,80 EUR/ Download: 44,60 EUR Gleitlager - Metallische dünnwandige Lagerschalen - Bestimmung der σ0,01*-Grenze (ISO 6282: 2018); Text Deutsch und Englisch Plain bearings - Metallic thin-walled half bearings - Determination of the σ0,01*-limit (ISO 6282: 2018); Text in German and English Vorgesehen als Ersatz für DIN ISO 6282: 1985-06 Erscheinungsdatum: 2021-11-12 Einsprüche bis 2022-01-05 Gegenüber DIN ISO 6282: 1985-06 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Anwendungsbereich überarbeitet; b) Abschnitte 3, 4, 5 und 6 überarbeitet; c) Bild 1 überarbeitet; d) Norm redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung der σ0,01*-Grenze des Stahlstützkörpers dünnwandiger Lagerschalen aus Schichtverbundwerkstoff für Lagerdurchmesser bis 80 mm fest. Es ist auch für Lager mit einem Durchmesser bis zu 160 mm anwendbar. Z DIN 6885-1: 2021-06 Mitnehmerverbindungen ohne Anzug, Passfedern, Nuten - Hohe Form - Teil 1: Maße, Toleranzen, Masse Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 6885-1: 2021-11 DIN 6885-1: 2021-11 Print: 85,20 EUR/ Download: 70,60 EUR Mitnehmerverbindungen ohne Anzug, Passfedern, Nuten - Hohe Form - Teil 1: Maße, Toleranzen, Masse Drive type fastenings without taper action, parallel keys, keyways - Deep pattern - Part 1: Dimensions, tolerances, mass Ersatz für DIN 6885-1: 2021-06 Gegenüber DIN 6885-1: 1968-08 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) zitierte Normen und Werkstoffbezeichnungen wurden dem derzeitigen Stand angepasst; b) Passfederform AB (rund-geradstirnig) wurde aufgenommen; c) Bestellangaben wurden aktualisiert (siehe 5.2); d) Angaben zur Oberflächenbeschaffenheit wurden aufgenommen (siehe 8); e) die Norm wurde redaktionell überarbeitet. Gegenüber DIN 6885-1: 2021-06 wurden folgende Korrekturen vorgenommen: a) in Tabelle 1 wurde der Wert für Länge 20 in Spalte 4 von 0,528 in 0,628 geändert; b) in Tabelle 2 wurde der Wert für Länge 360 in Spalte 9 von 2180 in 3180 geändert; c) in Tabelle 2 wurde die Darstellung der Werte in Spalte 13 für die Längen 200 bis 400 korrigiert; d) in Tabelle 2 wurde die fehlende Fußnote g) ergänzt. Dieses Dokument legt für Passfedern der hohen Form aus blankem Keilstahl nach DIN EN 6880: 2011-06 die Abmessungen sowie die technischen Lieferbedingungen nach DIN EN 10277: 2018-09 fest. E DIN EN 15328/ A1: 2022-01 Print: 85,20 EUR/ Download: 70,60 EUR Bahnanwendungen - Bremsen - Bremsbeläge; Deutsche und Englische Fassung EN 15328: 2020/ prA1: 2021 Railway applications - Braking - Brake pads; German and English version EN 15328: 2020/ prA1: 2021 Erscheinungsdatum: 2021-12-03 Einsprüche bis 2022-01-26 Dieses Dokument legt Anforderungen für Bremsbeläge für Scheibenbremsen von Schienenfahrzeugen fest. Dieses Dokument legt die Anforderungen und allgemeinen Prüfprogramme für Bremsbeläge am Reibungsprüfstand fest. Dieses Dokument deckt nicht die vorgeschriebene Verifizierung von Anhaltewegen fest, die zusätzlich zu Laboruntersuchungen, Prüfstandsversuchen und Betriebserprobungen durchgeführt werden. Zur Bestimmung der Leistung des Bremsbelags in Übereinstimmung mit der Klassifizierung enthält die Norm feste Parameterwerte als Kategorien, die im Absatz über das Klassifizierungsschema definiert sind. Dieses Dokument ist nicht für städtische Schienenbahnen anzuwenden. 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen Z EN 15302+A1: 2010-11 Bahnanwendungen - Verfahren zur Bestimmung der äquivalenten Konizität Zurückgezogen, ersetzt durch EN 15302: 2021-10 ZE FprEN 15302: 2021-05 Bahnanwendungen - Parameter der Rad-Schiene Kontaktgeometrie - Definitionen und Berechnungsmethoden TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 56 Normen 57 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 EN 15302: 2021-10 Bahnanwendungen - Parameter der Rad-Schiene Kontaktgeometrie - Definitionen und Berechnungsmethoden Railway applications - Wheel-rail contact geometry parameters - Definitions and methods for evaluation Ersatz für EN 15302+A1: 2010-11 ZE prEN 15427-1-1: 2020-10 Bahnanwendungen - Reibungsmanagement zwischen Rad und Schiene - Teil 1-1: Vorrichtungen und Anwendung - Spurkranzschmierung Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN 15427-1-1: 2021-10 E FprEN 15427-1-1: 2021-10 Bahnanwendungen - Reibungsmanagement zwischen Rad und Schiene - Teil 1-1: Vorrichtungen und Anwendung - Spurkranzschmierstoffe Railway applications - Wheel/ Rail friction management - Part 1-1: Equipment and Application - Flange Lubricants Vorgesehen als Ersatz für EN 15427+A1: 2010-10; Ersatz für prEN 15427-1-1: 2020-10 ZE prEN 15427-2-1: 2020-10 Bahnanwendungen - Reibungsmanagement zwischen Rad und Schiene - Teil 2-1: Eigenschaften und Merkmale - Spurkranzschmierstoffe Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN 15427-2-1: 2021-10 E FprEN 15427-2-1: 2021-10 Bahnanwendungen - Reibungsmanagement zwischen Rad und Schiene - Teil 2-1: Eigenschaften und Merkmale - Spurkranzschmierung Railway applications - Wheel/ Rail friction management - Part 2-1: Properties and Characteristics - Flange lubricants Vorgesehen als Ersatz für EN 16028: 2012-07; Ersatz für prEN 15427-2-1: 2020-10 E FprCEN/ TR 17792: 2021-09 Bahnanwendungen - Rad-Schiene-Berührgeometrieparameter - Technischer Bericht und Hintergrundinformationen zur EN 15302 Railway Applications - Wheel-rail contact geometry parameters - Technical report and background information about EN 15302 2.2.2 ISO-Normen ZE ISO/ DIS 3030: 2018-03 Nadellager - Radial-Nadelkränze - Maße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 3030: 2021-10 E ISO/ FDIS 3030: 2021-10 69,90 EUR Nadellager - Radial-Nadelkränze - Maße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Rolling bearings - Radial needle roller and cage assemblies - Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für ISO 3030: 2011-10; Ersatz für ISO/ DIS 3030: 2018-03 E ISO/ DIS 3548-3: 2021-10 69,90 EUR Gleitlager - Dünnwandige Lagerschalen mit oder ohne Bund - Teil 3: Messung der Umfangslänge Plain bearings - Thin-walled half bearings with or without flange - Part 3: Measurement of peripheral length Vorgesehen als Ersatz für ISO 3548-3: 2012-12 Einsprüche bis 2022-01-19 ZE ISO/ DIS 4384-2: 2021-03 Gleitlager - Härteprüfung an Lagermetallen - Teil 2: Massivwerkstoffe Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 4384-2: 2021- 09 E ISO/ FDIS 4384-2: 2021-09 45,90 EUR Gleitlager - Härteprüfung an Lagermetallen - Teil 2: Massivwerkstoffe Plain bearings - Hardness testing of bearing metals - Part 2: Solid materials Vorgesehen als Ersatz für ISO 4384-2: 2011-05; Ersatz für ISO/ DIS 4384-2: 2021-03 E ISO/ DIS 6621-4: 2021-10 69,90 EUR Verbrennungsmotoren - Kolbenringe - Teil 4: Allgemeine Anforderungen Internal combustion engines - Piston rings - Part 4: General specifications Vorgesehen als Ersatz für ISO 6621-4: 2015-03 Einsprüche bis 2022-01-12 ZE ISO/ DIS 7905-2: 2020-03 Gleitlager - Gleitlager-Ermüdung - Teil 2: Prüfung mit zylindrischem Probestab aus metallischem Lagerwerkstoff Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 7905-2: 2021-09 E ISO/ FDIS 7905-2: 2021-09 45,90 EUR Gleitlager - Gleitlager-Ermüdung - Teil 2: Prüfung mit zylindrischem Probestab aus metallischem Lagerwerkstoff Plain bearings - Bearing fatigue - Part 2: Test with a cylindrical specimen of a metallic bearing material Vorgesehen als Ersatz für ISO 7905-2: 1995-02; Ersatz für ISO/ DIS 7905-2: 2020-03 ZE ISO/ FDIS 7905-4: 2021-04 Gleitlager - Gleitlager-Ermüdung - Teil 4: Prüfung an Lagerschalen aus metallischem Verbund-Lagerwerkstoff Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ DIS 7905-4: 2021-10 E ISO/ DIS 7905-4: 2021-10 69,90 EUR Gleitlager - Gleitlager-Ermüdung - Teil 4: Prüfung an Lagerschalen aus metallischem Verbund-Lagerwerkstoff Plain bearings - Bearing fatigue - Part 4: Tests on halfbearings of a metallic multilayer bearing material TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 57 Normen 58 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 Vorgesehen als Ersatz für ISO 7905-4: 1995-02; Ersatz für ISO/ FDIS 7905-4: 2021-04 Einsprüche bis 2021-12-10 Z ISO 12297: 2012-03 Wälzlager - Zylinderrollen aus Stahl - Maße und Toleranzen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 12297-1: 2021-10 ZE ISO/ FDIS 12297-1: 2021-06 Wälzlager - Zylinderrollen - Teil 1: Stahlrollen - Maße, Geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen ISO 12297-1: 2021-10 69,90 EUR Wälzlager - Zylinderrollen - Teil 1: Stahlrollen - Maße, Geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Rolling bearings - Cylindrical rollers - Part 1: Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values for steel rollers Ersatz für ISO 12297: 2012-03 Z ISO 19259: 2015-10 Gleitlager - Lager mit eingebetteter Feststoffschmierung Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 19259: 2021-10 ZE ISO/ FDIS 19259: 2021-06 Plain bearings - Bearings with embedded solid lubricants ISO 19259: 2021-10 69,90 EUR Plain bearings - Bearings with embedded solid lubricants Ersatz für ISO 19259: 2015-10 Z ISO 20515: 2012-06 Wälzlager - Radiallager, Haltenuten - Maße und Grenzabmaße Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 20515: 2021-09 ZE ISO/ FDIS 20515: 2021-06 Wälzlager - Radiallager, Haltenuten - Maße und Toleranzen ISO 20515: 2021-09 69,90 EUR Wälzlager - Radiallager, Haltenuten - Maße und Toleranzen Rolling bearings - Radial bearings, retaining slots - Dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values Ersatz für ISO 20515: 2012-06 E ISO/ DIS 22872: 2021-10 69,90 EUR Wälzlager - Geometrische Produktspezifikationen (GPS) - Symbole und Begriffe im Zusammenhang mit GPS Rolling bearings - Geometrical product specifications (GPS) - Symbols, terms and definitions associated with GPS Einsprüche bis 2022-01-18 3 Vorhaben 3.1 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Prüfung von Schmierstoffen - Tribologische Prüfung im translatorischen Oszillations-Prüfgerät - Teil 5: Quantifizierung der reibungsbedingten Geräuschentwicklung von mit Bremsflüssigkeiten geschmierten Dichtungsmaterialien; NA 062-06-61 AA <06236245> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Quantifizierung der reibungsbedingten Geräuschentwicklung von mit Bremsflüssigkeiten geschmierten Dichtungsmaterialien fest. 3.1.1 Zurückziehung DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Flüssige Mineralölerzeugnisse - Fettsäure-Methylester (FAME) zur Verwendung in Dieselmotoren und als Heizöl - Anforderungen und Prüfverfahren; (DIN EN 14214: 2014-06); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-32 AA <06235434> Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung der Konuspenetration von Schmierfetten und Petrolatum (ISO 2137: 2020); (DIN ISO 2137: 2016-12); NA 062- 06-52 AA <06235980> 3.2 DIN-Normenausschuss Wälz- und Gleitlager (NAWGL) Gleitlager - Dünnwandige aus Band hergestellte Axiallager-Ringe - Maße und Toleranzen (ISO 6525: 2018); (DIN ISO 6525: 1986-05); NA 118-02-03 AA <11800542> Dieses Dokument legt eine Reihe von Axiallager-Ringen für die allgemeine Verwendung zusammen mit gerollten Buchsen fest, wie in ISO 3547 (alle Teile) festgelegt. Es gilt für Druckscheiben mit Innendurchmessern von 6 mm bis 80 mm Gleitlager - Dünnwandige aus Band hergestellte Axiallager-Halbscheiben - Merkmale und Toleranzen (ISO 6526: 2017); (DIN ISO 6526: 1986-05); NA 118-02-03 AA <11800545> Dieses Dokument legt die Hauptmerkmale und Toleranzen für gepresste Bimetall-Halbscheiben mit einem Außendurchmesser von bis zu 160 mm fest. 4 Erklärung über die technischen Regeln Soweit bekannt sind zu den einzelnen Dokumenten Preise angegeben. Ein Preisnachlass auf DIN-Normen und DIN SPEC wird gewährt für Mitglieder des DIN in Höhe von 15 % und für Angehörige anerkannter Bildungsein- TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 58 Normen 59 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 richtungen (Bestellung muss mit Nachweis versehen sein) in Höhe von 50 %. Alle DIN-Normen, DIN-Norm-Entwürfe, DIN SPEC und Beiblätter können ohne Mehrpreis im Monatsabonnement bezogen werden. Bei der Bestellung ist die genaue Bezeichnung des Fachgebietes, möglichst unter Verwendung der ICS-Zahlen, anzugeben (siehe DIN- Mitt. 72. 1993, Nr. 8, S. 443 bis 450). Ein Anschriftenverzeichnis der Stellen im Ausland, bei denen Deutsche Normen eingesehen und bestellt werden können, wird vom Beuth Verlag GmbH, AuslandsNormen-Service, 10772 Berlin, kostenlos abgegeben. Die Ausgabedaten der anderen technischen Regeln sind nicht immer identisch mit ihrem Erscheinungstermin oder mit dem Beginn ihrer Gültigkeit. Um eine möglichst vollständige Information zu geben, werden Entwürfe von anderen technischen Regeln auch bei bereits abgelaufener Einspruchsfrist angezeigt. Voraussetzung für die Aufnahme einer Titelmeldung in die DITR-Datenbanken ist das Vorliegen eines Belegexemplars der technischen Regel. Alle regelerstellenden Organisationen werden daher gebeten, Belegstücke zu Veränderungen ihrer Regelwerke mit Preisangabe an folgende Anschrift zu senden: Deutsches Informationszentrum für technische Regeln (DITR), 10772 Berlin. Erklärung der im DIN-Anzeiger für technische Regeln verwendeten Vorzeichen: V = DIN SPEC (Vornorm) F = DIN SPEC (Fachbericht) P = DIN SPEC (PAS) A = DIN SPEC (CWA) G = Geschäftsplan (GP → einer DIN SPEC (PAS)) E = Entwurf M = Manuskriptverfahren C = Corrigendum/ Berichtigung Ü = Übersetzung B = Beabsichtigte Zurückziehung (BV → einer Vornorm, BE → eines Entwurfs) Z = Zurückziehung (ZV → einer Vornorm, ZE → eines Entwurfs) 4.1 Europäische und internationale Normungsergebnisse 4.1.1 Europäische Normen Der Druck der vom Europäischen Komitee für Normung (CEN) angenommenen EN als DIN-EN-Norm ist vorgesehen. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) beim Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Der Druck der vom Europäischen Komitee für Elektrotechnische Normung (CENELEC) angenommenen EN und HD als DIN-ENbzw. DIN-EN-Norm mit VDE- Klassifizierung ist in Vorbereitung. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript bei der DKE Deutsche Kommission Elektrotechnik Elektronik Informationstechnik im DIN und VDE, Stresemannallee 15, 60596 Frankfurt, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Die Übernahme der vom Europäischen Institut für Telekommunikationsnormen (ETSI) angenommenen EN in das Deutsche Normenwerk ist in Vorbereitung. Bis zur 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. TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 59 Normen 60 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 2/ 2022 Kopien der ISO-Norm-Entwürfe können beim DIN Deutsches Institut für Normung e. V. (AuslandsNormen- Service), 10772 Berlin, bezogen werden. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen (TS) und Berichte (TR) sowie Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden herausgegeben, wenn ein Norm-Entwurf keine ausreichende Zustimmung zur Veröffentlichung als Norm erreichen konnte oder wenn sich ein zu normender Gegenstand noch in der Entwicklungs- oder Erprobungsphase befindet. Europäische und Internationale Technische Berichte dienen zur Bekanntmachung bestimmter Daten, die für die europäische bzw. internationale Normungsarbeit von Nutzen sind. Europäische Technische Spezifikationen werden in der Regel als DIN SPEC (Vornorm) übernommen. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden spätestens drei Jahre nach ihrer Veröffentlichung mit dem Ziel überprüft, die für die Herausgabe einer Norm erforderliche Einigung anzustreben. Europäische Technische Berichte können bei Bedarf als DIN SPEC (Fachbericht) übernommen werden. Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) können von der ISO herausgegeben werden, wenn sich ein Thema noch in der Entwicklung befindet oder wenn aus einem anderen Grund derzeit noch keine Internationale Norm veröffentlicht werden kann. Eine PAS kann auch ein in Zusammenarbeit mit einer externen Organisation erarbeitetes Dokument sein, das nicht den Anforderungen einer Internationalen Norm entspricht. Europäische und Internationale Workshop Agreements (CWA und IWA) Diese Dokumente sind Ergebnisse von Arbeiten europäischer oder internationaler Expertengruppen (Workshops) im Rahmen von CEN/ CENELEC und ISO/ IEC, jedoch außerhalb der Technischen Komitees. Sie liegen, falls nicht anders angegeben, in englischer Fassung vor. 5 Herausgeber und Bezugsquellen 5.1 Deutsche Normen Herausgeber: DIN Deutsches Institut für Normung e. V., 10772 Berlin Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.2 Europäische Normen Herausgeber: European Committee for Standardization (CEN), 17, Avenue Marnix, 1000 BRUXELLES, BEL- GIEN Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.3 ISO-Normen Herausgeber: International Organization for Standardization, Case postale 56, 1211 GENÈVE 20, SCHWEIZ- Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin TuS_2_2022.qxp_TuS_2_2022 01.06.22 12: 45 Seite 60 Checkliste Autorenangaben Federführender Autor: F Postanschrift F Telefon- und Faxnummer F eMail-Adresse Alle Autoren: F Akademische Grade, Titel F Vor- und Zunamen F Orcid-ID F Institut/ Firma F Ortsangabe mit PLZ Umfang/ Form F bis ca. 3500 Wörter F neue deutsche Rechtschreibung und Kommasetzung bitte nach Duden oder Englisch nach Oxford English Dictionary 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 Mirjam Bäse, Astrid Lebel, Rainer Franz, Josef Prost Analyse der durch Wasser verursachten Schädigungsmechanismen in nasslaufenden Fahrzeugkupplungen Julian Hasselmann, Jochen Kurzynski, Manfred Fobker, Georg Gosheger, Martin Schulze Testing concept for the mechanical-tribological characterization of an antibacterial coating system for implants Arne Bischofberger, Katharina Bause, Sascha Ott, Albert Albers Untersuchung des anwendungsnahen, dynamischen Reibverhaltens nasslaufender Lamellenkupplungen am Beispiel zweier Tribosystemvarianten Katharina Völkel, Hermann Pflaum, Karsten Stahl Einfluss der Stahllamellentopographie auf das Einlaufverhalten nasslaufender Lamellenkupplungen