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Tribologie und Schmierungstechnik HERAUSGEGEBEN VON MANFRED JUNGK 4 _ 22 69. JAHRGANG Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Heft 4 | September 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 Kreissparkasse Tübingen IBAN DE53 6415 0020 0002 9961 98 | BIC SOLADES1TUB USt.-IdNr. DE 234182960 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. MwSt.). 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ISSN 0724-3472 ISBN 978-3-8169-4003-6 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 · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0017 Liebe Leserinnen und Leser, seit 1901 werden jährlich die Nobelpreise für Medizin, Physik, Chemie, Literatur und den Frieden vergeben. Etwas weniger bekannt dürften die jährlich stattfindenden Lindauer Nobelpreisträgertagungen sein, die seit 1951 in der Stadt Lindau (Bodensee) stattfinden. Deren Ziel ist es, den wissenschaftlichen Austausch über Generationen, Kulturen und Disziplinen hinweg zu fördern. Anfänglich wechselten die Themen jährlich von Medizin, Physik und Chemie, bis dann alle fünf Jahre zusätzlich eine interdisziplinäre Tagung Nobelpreisträger und junge Wissenschaftler zusammenbringt. Zum Ende meines Chemiestudiums verweilte ich selbst in Lindau und das Format dieser Tagung, sich mit vielen Promotionskandidaten und eben auch Nobelpreisträgern in unseren Fachgebieten austauschen zu können, hat mich sehr beeindruckt. Die Woche schloss damals mit einer Schifffahrt zur Insel Mainau ab, wo wir persönlich von Graf Lennart Bernadotte von Wisborg, der mit seinen guten Beziehungen zum schwedischen Nobelkomitee diese Tagungen erst möglich gemacht hat, begrüßt wurden. Weiterhin gibt es einige Preise anderer Fachgebiete, die mit denen aus dem Vermächtnis von Alfred Nobel in direktem oder indirektem Bezug stehen: Der von der Schwedischen Nationalbank seit 1969 vergebene Alfred- Nobel-Gedächtnispreis für Wirtschaftswissenschaften, der seit 1980 durch Jakob von Uexküll gegründete Right Livelihood Award für Ökologie (auch alternativer Nobelpreis genannt), der Pulitzer-Preis für Journalismus und Literatur, Ernst von Siemens Musikpreis und Polar Music Prize für Musik, die Praemium Imperiale für Kunst, der Pritzker-Architektur-Preis für Architektur, Fields-Medaille und Abelpreis für Mathematik, der Turing Award für Informatik, der Johan-Skytte-Preis für Politikwissenschaft oder die Wilhelm-Wundt-Medaille für Psychologie. Von uns Tribologen werden wohl die beiden folgenden Auszeichnungen international am meisten geschätzt. Der Tribology Gold Medal Award wird vom Tribology Trust Fund finanziert und vom Tribology Trust Awards Committee mit Unterstützung der Exekutive des International Tribology Council (ITC) ausgewählt. Er wird jährlich für herausragende Leistungen auf dem Gebiet der Tribologie verliehen. Seit 1972 wurde die Medaille an 49 Personen aus 18 verschiedenen Ländern verliehen, darunter aus dem deutschsprachigen Raum an Wilfried Bartz, Gerd Fleischer, Friedrich Franek, Heinz Peeken und Nicholas Spencer. Der STLE International Award ist die höchste technische Auszeichnung der Society of Tribologists and Lubrication Engineers. Er wird in Anerkennung der herausragenden Beiträge des Empfängers in Tribologie, Schmierungstechnik oder verwandten Bereichen verliehen. Seit 1948 wurde er an 84 Personen überreicht, darunter aus dem deutschsprachigen Raum an Wilfried Bartz und Nicholas Spencer. Sicherlich ist die Tribologie kein so großes Fachgebiet, wie die oben genannten, dennoch freuen wir uns, den während der Tribologie-Fachtagung in Göttingen stattfindenden Auszeichnungen in Präsenz beizuwohnen. Bleiben Sie der Tribologie gewogen, Ihr Manfred Jungk Herausgeber Nobelpreis für die Tribologie? Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 Veranstaltungen Datum Ort Veranstaltung ► 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 ► 18.04. - 19.04.23 Düsseldorf 1 st International Conference on Tribology and Sustainable Lubrication - nextlub www.nextlub.com ► 29.04. - 02.05.23 Amsterdam, Niederlande ELGI 33 rd Annual General Meeting www.elgi.org ► 09.05. - 11.05.23 Rosenheim OilDoc Conference & Exhibition www.conference.oildoc.com ► 21.05. - 25.05.23 Long Beach, CA, USA 77 th STLE Annual Meeting & Exhibition www.stle.org3 ► 13.11. - 15.11.23 Cleveland, USA Tribology Frontiers Conference https: / / www.stle.org/ tribologyfrontiers TuS PLUS: Tribologie und Schmierungstechnik jetzt mit noch mehr Fachinformation online Ab diesem Jahr erscheinen von der „Tribologie und Schmierungstechnik“ zwei zusätzliche Ausgaben jährlich. Dieses PLUS an Inhalt wird exklusiv digital verfügbar sein, so dass die Printausgabe weiterhin sechs Ausgaben, die Online-Ausgabe zukünftig acht Ausgaben jährlich umfasst. Der Zugriff auf die Online-Inhalte ist über unsere verlagseigene eLibrary möglich, die Ihnen einen qualitativ hochwertigen und benutzerfreundlichen Zugang zu allen digitalen Publikationen unserer Verlagsgruppe bietet. Stellen Sie jetzt Ihr Printabonnement um auf ein Abonnement mit Onlineanteil - eOnly oder print+online - und profitieren Sie von noch mehr Fachinformation. Abo-Service: Tel: +49 (0)7071 97 97 10 eMail: abo@narr.de Inhalt 3 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 5 Lionel Simo Kamga, Jan Sippel, Manuel Oehler, Michaela Gedan-Smolka, Bernd Sauer Einfluss des Substratmaterials bei der Transferschmierung von Stahl- Bronze-Kontakten mit PA66-PTFE-cb Trockenschmierstoffen Influence of substrate material for transfer lubrication of steel-bronze contacts using PA66-PTFE-cb dry lubricants 12 Knud-Ole Karlson, Henrik Buse, Markus Grebe, Michael Postels, Stefan Mutschall Verhalten von Kurvenrollen unter verschiedenen Querschlupfbedingungen Behaviour of cam rollers under different transverse slip conditions 24 Sebastian Sklenak, Dieter Mevissen, Jens Brimmers, Christian Brecher, Bastian Lenz, Andreas Mehner Methode zur Verschleißvorhersage für den feststoffgeschmierten Zwei-Scheiben-Kontakt Wear Prediction Method for the Solid Lubricated Disk-on-Disk Contact 34 Dieter Mevissen, Lars Uhlmann, Jens Brimmers, Tim Herrig, Thomas Bergs Wälzfestigkeit maschinell gehämmerter Oberflächenstrukturen im Zahnflankenanalogieversuch Rolling Fatigue Strength of Machine Hammer Peened Surfaces in Tooth Flank Analogy Test 41 Vasilios Bakolas, Philipp Roedel, Michael Pausch Abschätzung der weltweiten Energiebilanz von Wälzlagern Estimation of the global energy balance of bearings 48 Georg Ochs, Henrik Buse, Alexander Hüttinger, Markus Wöppermann, Jörg Hermes Comparability of test methods at different model levels for qualification of an antifretting paste 1 Editorial Nobelpreis für die Tribologie? 2 Veranstaltungen Aus Wissenschaft und Forschung 53 Nachrichten Mitteilungen der GfT, GfT - Junge Tribologen 56 Patentumschau 57 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 4 September 2022 Veröffentlichungen Die Autoren wissenschaftlicher Beiträge werden gebeten, ihre Manuskripte direkt an den Herausgeber, Dr. Jungk, zu senden (Checkliste und Formatvorgaben siehe Umschlagseite hinten). Authors of scientific contributions are requested to submit their manuscripts directly to the editor, Dr. Jungk (see inside back cover for formatting guidelines). IHR ONLINE-ABONNEMENT DER TuS Ab dem Jahrgang 2019 können Sie die aktuellen Hefte der Tribologie und Schmierungstechnik im Online-Abonnement beziehen. Die Hefte der vergangenen Jahrgänge werden kontinuierlich integriert. Unsere eLibrary bietet Ihnen einen qualitativ hochwertigen und benutzerfreundlichen Zugang zum digitalen Buch- und Zeitschriftenprogramm der Verlage expert, Narr Francke Attempto und UVK. Nutzen Sie mit uns die Chancen der Digitalisierung: https: / / elibrary.narr.digital/ journal/ tus Der Online-Zugang ist in Kombination mit dem Print-Abo oder als e-only-Abo erhältlich. Abo-Service: Tel: +49 (0)7071 97 97 10 Fax: +49 (0)7071 97 97 11 eMail: abo@narr.de Anzeige 4 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswiss chaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwiss chaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilolo Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikatio issenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Spra issenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ hilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwese remdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Touris VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwiss chaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglisti auwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtsc BUCHTIPP Markus Grebe Tribometrie Anwendungsnahe tribologische Prüftechnik als Mittel zur erfolgreichen Produktentwicklung Tribologie - Schmierung, Reibung, Verschleiß 1. Auflage 2021, 252 Seiten €[D] 49,90 ISBN 978-3-8169-3521-6 eISBN 978-3-8169-8521-1 expert verlag - Ein Unternehmen der Narr Francke Attempto Verlag 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. 1 Einleitung Zur Reduktion von Reibung und Verschleiß mithilfe von Feststoffen werden vorwiegend kristalline Stoffe mit Schichtstruktur, aber auch unterschiedliche Kunststoffe eingesetzt. Hierbei stellen Polyamide (PA), insbesondere Polyamid 66 (PA66) und Polyamid 46 (PA46), und Polytetrafluorethylene (PTFE) die Klassen von Kunststoffen dar, die diesen Anforderungen gerecht werden [1]. PTFE zeichnet sich durch einen großen Temperatureinsatzbereich (-250...+270 °C), hohe chemische Beständigkeit und sehr gute Antihafteigenschaften aus [2], was Aus Wissenschaft und Forschung 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0018 unikationswissenhe Sprachwissenent \ Altphilologie Kommunikationsistorische Sprachanagement \ Alttik \ Bauwesen \ schaft \ Tourismus ie \ Kulturwissenichte \ Anglistik \ \ BWL \ Wirtschaft Einfluss des Substratmaterials bei der Transferschmierung von Stahl- Bronze-Kontakten mit PA66-PTFE-cb Trockenschmierstoffen Lionel Simo Kamga, Jan Sippel, Manuel Oehler, Michaela Gedan-Smolka, Bernd Sauer* Eingereicht: 8.12.2021 Nach Begutachtung angenommen: 4.8.2022 Teile dieses Beitrages wurden bei der 62. Tribologie-Fachtagung 2021 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) vorgestellt. In dieser Arbeit wurde die Abhängigkeit des Reib- und Verschleißverhaltens im trockengeschmierten Stahl-Bronze-Kontakt vom eingesetzten Trockenschmierstoff und vom Substratwerkstoff (Stahl oder Bronze) bei konstanter Belastung untersucht. Hierbei wurde ein Block-Zwei-Scheibenprüfstand verwendet, wobei als Blöcke die Trockenschmierstoffe PA66-PTFE-cb verwendet wurden, welche über chemische Bindung (cb) von Polyamid 66 (PA 66) und strahlenmodifiziertem Polytetrafluorethylen (PTFE) hergestellt wurden. Die Ergebnisse bieten eine gute Grundlage für die Auswahl eines geeigneten Trockenschmierstoffs und des Gegenkörpers für den Transfer des Trockenschmierstoffs in trockengeschmierten Schneckengetrieben bestehend aus einer Stahlschnecke und einem Rad aus Bronze Schlüsselwörter PA66-PTFE-cb (cb…chemisch gebunden) Compounds, Transferschmierung, Feststoffschmierung, Reibung, Verschleiß, Block-Zwei-Scheibenprüfstand Influence of substrate material for transfer lubrication of steel-bronze contacts using PA66-PTFE-cb dry lubricants In this work, the dependence of the friction and wear behaviour in dry-lubricated steel-bronze contact on the dry lubricant used and on the substrate material (steel or bronze) under constant load was investigated. For this purpose, a block two-disc test rig was used, with the dry lubricants PA66-PTFE-cb as blocks, which were produced via chemical bonding (cb) of polyamide 66 (PA 66) and radiation-modified polytetrafluoroethylene (PTFE). The results provide a good basis for the selection of a suitable dry lubricant and the counter body for the transfer of the dry lubricant in dry lubricated worm gears consisting of a steel worm and a bronze wheel. Keywords PA66-PTFE-cb (cb…chemical bonded) compounds, transfer lubrication, dry lubricant, friction, wear, Block-Twin-Disc-Machine Kurzfassung Abstract * Lionel Simo Kamga, M.Sc. 1 (federführender Autor) Jun. Prof. Dr.-Ing. Manuel Oehler 1 Jan Sippel, M.Sc. 2 Dr. Michaela Gedan-Smolka 3 Prof. Dr.-Ing. Bernd Sauer 1 1 Technische Universität Kaiserslautern Lehrstuhl für Maschinenelemente, Getriebe und Tribologie 67663 Kaiserslautern, Gottlieb-Daimler-Str., Gebäude 42 2 Technische Universität Kaiserslautern Arbeitsgruppe Werkstoffprüfung 67663 Kaiserslautern, Gottlieb-Daimler-Str., Gebäude 49 3 Leibniz-Institut für Polymerforschung Dresden e. V D-01069 Dresden, Hohe Straße 6 ten das tribologische Verhalten von chemisch gebundenen PTFE-Polyamid-Verbindungen [12]. Es zeigte sich, dass mit einem Massenanteil von PTFE zwischen 3,3 und 50 Gew.-% die Reibungs- und Verschleißkoeffizienten der Polyamide PA6, PA66 und PA12 bei Trockenreibung verbessert werden konnten. In diesem Beitrag werden Untersuchungen zum Reibungs- und Verschleißverhalten in einem Block-Zwei- Scheibenprüfstand gezeigt, wobei eine Stahlscheibe gleichzeitig mit einem PTFE-Compound und einer Bronzescheibe in Kontakt gebracht wird. Der Einfluss der Kontaktanordnung wird dadurch untersucht, dass einerseits der Trockenschmierstoff über die Stahlscheibe und anderseits über die Bronzescheibe in Stahl-Bronze- Kontakt transferiert wird. Diese Untersuchungen werden für zwei Trockenschmierstofftypen basierend auf der Polymermatrix PA66 bei konstanten Betriebsbedingungen durchgeführt. Die hier durchgeführten Untersuchungen stellen eine gute Grundlage für die Auswahl eines geeigneten Trockenschmierstofftyps und des Gegenkörpers (Stahl oder Bronze) zum Trockenschmierstoff für den Transfer des Trockenschmierstoffs in trockengeschmierten Schneckengetrieben bestehend aus einer Stahlschnecke und einem Schneckenrad aus Bronze dar. 2 Experimentelle Untersuchungen 2.1 Versuchsvorbereitung und experimentelle Methoden Die verschiedenen hier untersuchten Trockenschmierstoffvarianten wurden durch zweistufige reaktive Extrusion aus strahlungsmodifiziertem PTFE-Typ MP1100, Ölmolekülen aus Methyloleat (MO) und PA66 hergestellt. Der Herstellungsprozess und die Werkstoffcharakterisierung dieser Trockenschmierstoffe ist in [13] beschrieben. Einige Eigenschaften der hier untersuchten Trockenschmierstoffe sind in Tabelle 1 aufgelistet. Die daraus entstandenen PA66-MP1100-cb und PA66- MP1100-MO-cb Trockenschmierstoffe wurden nach ihrer maschinellen Verarbeitung zu Testprüfkörpern (Blöcke) tribologisch untersucht. Hierfür wurde ein Block- Zwei-Scheibenprüfstand verwendet, dessen schematischer Aufbau in Bild 1 dargestellt ist. Der Prüfstand besteht u. a. aus drei Schlitten. Im unbeweglichen untersten Schlitten wird eine Bronzescheibe gelagert. Im mittleren Schlitten, welcher über zwei Blattfedern am Gestell gelagert ist und sich infolge der wirkenden Reibkraft (F R,2 ) bewegen kann, ist eine Stahlscheibe gelagert. Im obersten Schlitten, der sich relativ zum mittleren Schlitten bewegen kann, wird der Block bestehend aus dem zu untersuchenden Trockenschmierstoff festgelagert, Bild 1a. Zur Untersuchung des Einflusses des Gegenkörpers zum Compound zur Schmierung des Stahl-Bronze-Kontakts wird in einer zweiten Aus Wissenschaft und Forschung 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0018 zu niedrigen Reibungskoeffizienten im Kontakt mit Stahlgegenkörpern führt. Polyamide zeichnen sich im Vergleich zu PTFE u. a. durch hohe Festigkeit, hohe Verschleißfestigkeit, hohe Reibungskoeffizienten in Relativbewegung zu Stahlgegenkörper und geringe temperaturabhängige Verformung aus. Aufgrund ihres relativ hohen Elastizitätsmoduls können sie bei hohen Belastungen und hohen Temperaturen (bis zu 100 °C) eingesetzt werden [3]. Verschiedene Studien haben gezeigt, dass die Kombination von Polyamiden mit Festschmierstoffen, anorganischen Partikeln oder Fasern zu einer Verbesserung der tribologischen Eigenschaften führen kann [1, 3, 4]. Der Einfluss von PTFE auf das Reibverhalten von PA46 wurde in einem Pin-on-Disc Tribometer von Papuc et al. untersucht [6]. Es zeigte sich, dass PTFE zu einer Reduktion der Reibungszahl (bis zu fast 7%) von PA46 in Kontakt mit Stahloberflächen führt. Shin et al. untersuchten den Einfluss von Glasfasern auf die tribologischen Eigenschaften von PA66 in einer Block-auf-Ring- Versuchsanordnung. Es zeigte sich, dass der Reibungskoeffizient und die Verschleißrate der Mischung mit zunehmendem Volumenanteil der Glasfaser abnehmen [3]. Tzanakis et al. [7] untersuchten den Einfluss der Rauheit, des Kontaktdrucks und der Geschwindigkeit auf das Reibverhalten eines PTFE-Compounds bestehend aus der PTFE-Matrix und zufällig ausgerichteten kurzen Fasern aus amorphem, künstlich hergestelltem mineralischem Calziumaluminosilikat (mit der chemischen Formel CaAlSi3O5) als Füllstoff, unter Trockengleitbedingungen mit einer kohlenstoffreichen Stahlplatte. Die Autoren stellten fest, dass der Reibungskoeffizient mit der Gleitgeschwindigkeit steigt und mit zunehmender Belastung erheblich abnimmt. Conte et al. [8] untersuchten den Einfluss der Kristallinität auf das Verschleißverhalten von PTFE-Verbundwerkstoffen. Sie zeigten, dass das Vorhandensein von Füllstoffen die Stabilität der Struktur erhöht und die Verschleißfestigkeit erhöht. Weiterhin wurde gezeigt, dass Füllstoffe aus Bronze und Glasfasern den Verschleiß von PTFE unter trockenen Bedingungen erheblich reduzieren, aber ihre Größe die Gegenlauffläche und den Transferfilm beeinträchtigen kann. Einerseits weist PTFE eine hohe Chemikalienstabilität auf, sodass eine breite Anwendung im Kontakt mit aggressiven Medien, z.B. im Chemieanlagenbau, erfolgen kann. Dagegen zeigt PTFE eine geringere Beständigkeit gegenüber energiereicher Strahlung. Bei Bestrahlung (e-, γ) in Gegenwart von Luftsauerstoff werden C-C- und C-F-Bindungen von PTFE gebrochen, was zu Mikropulvern mit reduziertem Molekulargewicht, der Erzeugung von funktionellen Gruppen (-COF und -COOH) und persistenten Perfluoralkyl-(Peroxy-) Radikalen führt [9, 10]. Die hydrophilen funktionellen Gruppen können verwendet werden, um eine chemisch kovalente Bindung zu anderen Monomeren/ Polymeren (z.B. Polyamiden) herzustellen [11]. Franke et al. untersuch- Versuchsanordnung, die Stahl- und die Bronzescheibe vertauscht, sodass sich nun die Bronzescheibe im unmittelbaren Kontakt mit dem Compound befindet, vgl. Bild 1b. Die Reibungszahl im Stahl-Bronze-Kontakt wird bestimmt, indem die Reibkraft (F R,2 ) aus der wirkenden Normalkraft (F N,2 ) aufgezeichnet wird. Zudem wird die Reibungszahl im Compound-Stahl-Kontakt bestimmt, indem die Reibkraft (F R,1 ) aus der wirkenden Normalkraft (F N,1 ) aufgezeichnet wird. Die Aufzeichnung der Reibkräfte erfolgte hierbei kontinuierlich über Kraftmessdosen. Die Scheiben weisen jeweils einen Durchmesser von 80 mm auf. Die Stahl- und Bronzescheibe wurden quer zur Laufrichtung geschliffen und weisen jeweils nach DIN EN 25178 einen arithmetischen Mittenrauwert von R a ≈ 0,2 µm auf. Vor den Messungen werden die Scheiben und die einzelnen Blöcke aus Trockenschmierstoff in einem Ultraschallbad gereinigt. Bei den Scheiben wurden als Reinigungsmittel Isopropanol, Cyclohexan und Aceton verwendet, während die Blöcke mit Ethanol gereinigt wurden. Im Anschluss dazu wurden die Proben unter Raumbedingungen (T ≈ 22 °C und ρ Luft ≈ 25 %) für mindestens 48 Stunden getrocknet. Die Verschleißermittlung erfolgte hier über die Massenbestimmung der Proben vor und nach den jeweiligen Versuchen. Im Stahl-Bronze-Kontakt wurde eine konstante Hertz’sche Pressung von 280 MPa und eine Summengeschwindigkeit (u Σ ) von 0,5 m/ s eingestellt. Vorherige Untersuchungen [14] zeigten, dass hohe Pressungen im Block-Stahl-Kontakt das Transfervermögen der hier untersuchten Trockenschmierstoffen auf die Stahloberfläche verschlechtern. Daher wird hier der Block-Scheibe- Kontakt mit einer Pressung von 3 MPa belastet. Während zwischen dem Block mit dem Querschnitt 12 × 3 mm 2 und der Stahl- oder Bronzescheibe Gleitreibung herrscht, findet im Stahl-Bronze-Kontakt Wälzreibung statt, wobei hier ein Schlupf von 50 % untersucht wurde. Im Block- Stahl-Bronze-Kontakt (Bild 1a) rotiert die Stahlscheibe schneller, während sich im Block-Bronze-Stahl-Kontakt (Bild 1b) die Bronzescheibe schneller bewegt. Die Versuchsläufe wurden unter Laboratmosphäre bei Raumtemperatur (T = 18-24 °C und ρ Luft = 23-35 %) durchgeführt. Die angegebenen Messwerte stellen Messwerte aus mindestens zwei gleichartigen Versuchsläufen dar. Die Oberflächenanalyse der trockengelaufenen Scheiben wurde im Anschluss zu den tribologischen Versuchen mittels Rasterelektronenmikroskop (Phillips XL40) analysiert. Hierzu wurden Sekundärelektronenbilder (SE-Bilder) der Reibflächen, sowie eine chemische Analyse mittels energiedispersiver Röntgenspektroskopie (EDX) durchgeführt. 2.2 Versuchsergebnisse und Diskussion Der charakteristische Verlauf der Reibungszahl im Stahl-Bronze-Kontakt in Abhängigkeit der Versuchszeit ist in Bild 2 dargestellt. Dadurch, dass die charakteristischen Verläufe der Reibungszahl nach Bild 1a derer nach Bild 1b ähneln, werden im Folgenden ausschließlich die Verläufe nach Bild 1a beispielhaft vorgestellt. In Abwesenheit von Trockenschmierstoff im Kontakt lässt sich ein Einlauf mit einem schnellen Anstieg der Reibungszahl nach dem Versuchsstart beobachten, wel- Aus Wissenschaft und Forschung 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0018 PA66 PA66-MP1100 PA66-MP1100-MO-cb Gew.-% PA66 100 80 80 Gew.-% MP1100 - 20 18 Gew.-% MOL - - 2 E-Modul / MPa 3192 3144 2614 Dichte / g/ cm 3 1,1355 1,2470 1,2409 Tabelle 1: Eigenschaften der hier untersuchten Trockenschmierstoffe Bild 1: Prüfaufbau für a) Block-Stahl-Bronze-Kontakt, b) Block-Bronze-Stahl-Kontakt und c) geometrische Abmessungen der Prüfkörper Mittelwert über die Messwerte, ab 2,5 h der zeitlichen Verläufe gebildet, vgl. Bild 2. Ein Vergleich der Reibungszahl im Stahl-Bronze-Kontakt zwischen den beiden Versuchsanordnungen in Bild 3a zeigt, dass die Verwendung der Stahlscheibe als Gegenkörper zum Compound für den Trockenschmierstofftransfer in den Stahl-Bronze-Kontakt, nach Bild 1a, zur leichten Reibungszahlabnahme führt, unabhängig vom eingesetzten Trockenschmierstoff. Der Vergleich der Reibungszahl im Stahl-Bronze-Kontakt zwischen den einzelnen Tro- Aus Wissenschaft und Forschung 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0018 cher nach Erreichen eines maximalen Wertes von µ ≈ 0,9 wieder abnimmt und über einen weiten Versuchsbereich mehr oder weniger bei µ ≈ 0,65 konstant bleibt. Dadurch, dass Bronze eine geringere Härte als Stahl aufweist, kann der Abfall der Reibungszahl im ungeschmierten Zustand auf die Bildung einer Transferschicht aus Bronze auf der Stahlscheibe zurückgeführt werden, sodass ab einer Versuchszeit von ca. 1,5 h reiner Bronze-Bronze- Kontakt überwiegt. Der Einfluss des Trockenschmierstoffs PA66-MP1100-MO-cb im Stahl-Bronze-Kontakt nach Bild 1a lässt sich dadurch erkennen, dass geringere Reibungszahlen im Stahl-Bronze-Kontakt vorliegen. Dabei tritt die maximale Reibungszahl von µ ≈ 0,3 nach ca. 0,5 h auf, fällt langsamer wieder ab und erreicht ab ca. 1,5 h Versuchszeit einen Wert von µ ≈ 0,25. Dieser Abfall der Reibungszahl kann auf den Transfer des PTFE-Trockenschmierstoffs auf die Stahloberfläche zurückgeführt werden. Die charakteristischen Verläufe der Reibungszahl im Block-Stahl-Kontakt mit den hier untersuchten Trockenschmierstoffen ist in [13] vorgestellt. In dieser Arbeit wurden die in Kap. 2.1 beschriebenen drei verschiedenen Trockenschmierstoffe in zwei verschiedenen Prüfanordnungen untersucht, wobei zum einen die Stahlscheibe und zum anderen die Bronzescheibe mit dem Compoundblock in Kontakt ist, vgl. Bild 1a und Bild 1b. Ergebnisse der Reibungszahlen sind in Bild 3 zusammengefasst. Zum Vergleich der Reibungszahl wird ein Bild 2: Charakteristischer Verlauf der Reibungszahl im Stahl-Bronze-Kontakt, un-geschmiert und mit dem Trockenschmierstoff PA66-MP1100-MO-cb Bild 3: Vergleich der Reibungszahl im a) Stahl- Bronze-Kontakt bei p = 280 MPa und SRR = 50 % und b) Compound-Stahl/ Bronze bei p = 3 MPa und SRR = 200 % Bild 4: a) Verschleißrate der Bronzescheiben, b) Verschleißrate der Trockenschmierstoffe, in Abhängigkeit der Versuchsanordnung und nach 3 h Versuchszeit ckenschmierstoffen lässt erkennen, dass die mit MO- PTFE modifizierte Variante PA66-MP1100-MO-cb das günstigste Reibverhalten aufweist. Bild 3b lässt erkennen, dass die Bronzescheibe in Kontakt mit dem Trockenschmierstoff ein günstigeres Reibverhalten aufweist. In Bild 4 wird die Massenverschleißrate der Bronzescheibe und der eingesetzten Trockenschmierstoffe dargestellt. In Bild 4a kann beobachtet werden, dass der Einsatz der Bronzescheibe als Transfergegenkörper zu erhöhtem Verschleiß der Bronzescheiben führt, dies unabhängig vom eingesetzten Trockenschmierstoff. Bild 4b lässt erkennen, dass sich die eingesetzten Blöcke aus Trockenschmierstoff, mit Ausnahme vom reinen PA66, weniger verschleißen, wenn die Stahlscheibe als Gegenkörper zum Compound verwendet wird. Die Reduzierung bzw. die Abnahme der Reibungszahl im geschmierten Stahl-Bronze-Kontakt kann auf die Bereitstellungsrate der jeweiligen Trockenschmierstoffe im Stahl-Bronze-Kontakt zurückgeführt werden, wobei bereits nach einigen Umdrehungen der Stahlscheibe im Block-Stahl-Bronze-Kontakt bzw. der Bronzescheibe im Block-Bronze-Stahl-Kontakt ein Anteil an PTFE-Trockenschmierstoff auf die Stahlbzw. Bronzeoberfläche transferiert wird. Dadurch reduziert sich der Anteil an unmittelbarem metallischem Kontakt zwischen den Stahl- und Bronzeoberflächen. Der Anteil an transferiertem Trockenschmierstoff ist u. a. von mechanischen und thermischen Eigenschaften der jeweiligen Trockenschmierstoffe abhängig, ebenso vom Haftungsvermögen der jeweiligen Trockenschmierstoffe auf die Stahlbzw. Bronzeoberflächen, da diese an ihren Grenzflächen verschiedene chemische Eigenschaften aufweisen. Bild 4 zeigt, dass im Block-Bronze-Stahl-Kontakt (Bild 1b) die untersuchten Trockenschmierstoffe sich leicht mehr als im Block-Stahl-Bronze-Kontakt (Bild 1a) verschleißen, wodurch der Anteil der Trockenschmierstoffe auf der Bronzeoberfläche höher sein sollte, mit Ausnahme vom reinen PA66. Jedoch weist die Bronzescheibe im Block-Bronze-Stahl-Kontakt unabhängig vom Trockenschmierstoff einen höheren Verschleiß auf, im Vergleich zum Block-Stahl-Bronze-Kontakt. Dies führt zu der Annahme, dass der deponierte Trockenschmierstoff auf der Bronzeoberfläche zum größten Teil entfernt wird, aufgrund des hohen Verschleiß der Bronzescheibe. 3 Oberflächenanalytik Nach den Triboversuchen am Block-Zwei-Scheibenprüfstand wurden die Oberflächen der trockengelaufenen Scheiben analysiert. Die Transferfilme, welche durch den Reibkontakt zwischen den Trockenschmierstoffen und den jeweiligen Gegenkörper (Bronze- oder Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0018 Anzeige Valona BIO Schneidöle für die Zerspanung Biologisch abbaubarer und kennzeichnungsfreier Kühlschmierstoff Ihre persönlichen Ansprechpartner: Dirk Brosenbauch · (0162) 1333 354 dirk.brosenbauch@totalenergies.com Matthias Brüning · (0162) 1333 568 matthias.bruening@totalenergies.com serivces.totalenergies.de/ industrie 03822164 Anz Valona 210x145_rz.indd 1 24.08.22 13: 58 Anzeige eine EDX-Analyse an den jeweiligen Oberflächen der Stahl- und Bronzeproben durchgeführt (Bild 6). Neben den beiden ausgeprägten Eisenpeaks (bei 0,7 und 6,4 keV) und dem Sauerstoff Peak (Nachweis von Eisenoxiden auf der Gegenfläche) wird ein ausgeprägter Fluor Peak bei 0,667 keV (linker Schulterpeak des ersten Fe-Peaks) beobachtet, welcher darauf hinweist dass die Übertragungsschicht überwiegend aus PTFE besteht. Weiterhin werden lokal Bronzeablagerungen (Cu bei 0,92 und 9 keV und Sn bei 3,44 und 3,90 keV) auf der Stahloberfläche (Bild 6a) detektiert, was darauf hindeutet, dass neben dem PTFE-Trockenschmierstoff ein Transfer des Bronzematerials auf die Stahloberfläche stattgefunden hat. Die EDX-Analyse auf der Bronzeoberfläche, Bild 6b, zeigt neben den beiden ausgeprägten Kupfer/ Zinn-Peaks, sowohl Aluminium (bei 1,48 keV) als auch Eisen Peaks (bei 0,7 und 6,4 KeV). Fluor wird auf der Bronzeoberfläche detektiert, aber in sehr geringem Anteil, verglichen mit dem Übertrag auf der Stahloberfläche. Diese Erkenntnisse bestätigen, dass ein fehlender Transferfilm ein Schlüsselfaktor für hohen Verschleiß ist, wie in Bild 5b und Bild 4a dargestellt. Aus Wissenschaft und Forschung 10 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0018 Stahlscheibe) entstanden sind, wurden mit Hilfe eines Rasterelektronenmikroskops (REM) untersucht. Die REM-Bildgebung ist relativ langsam und aufwändig, liefert aber qualitativ hochwertige, kontrastreiche Bilder der Oberfläche, die sich für eine weitere quantitative bzw. qualitative Analyse des Tribofilms mit Hilfe von Bildverarbeitungssoftware eignen. Bild 5 zeigt die Oberflächen für die Stahl- und Bronzescheiben am Ende der Versuchszeit, wenn sie jeweils gegen den Compoundblock gepresst wird. Im SE-Bild ist auf den beiden Oberflächen kein eindeutiger Transferfilm aus dem Polymertrockenschmierstoff zu erkennen. Während auf der Stahloberfläche lediglich lokal schuppenförmige Beläge der Bronzescheibe zu beobachten sind (hellere Bereiche in Bild 5a), weist die Bronzeoberfläche jedoch flächig sandförmigen Verschleißdebris auf, welcher charakteristisch für den abrasiven Verschleiß der Oberfläche ist. Zur charakteristischen Analyse der auf den jeweiligen Oberflächen enthaltenen chemischen Elemente wurde Bild 6: EDX-Spektrum der aufgebauten Transferfilme: a) auf der Stahloberfläche nach Bild 1a und b) auf der Bronzeoberfläche nach Bild 1b Bild 5: SE-Bilder: a) der trockengelaufenen Stahloberfläche nach Bild 1a und b) der trockengelaufenen Bronzeoberfläche nach Bild 1b Außerdem zeigt sich, dass aufgrund ihrer im Vergleich zu Stahl geringere Härte die Bronzeoberfläche die Bildung und Aufrechterhaltung eines Transferfilms verhindert, wenn sie mit der Stahloberfläche in Kontakt kommt. Durch ihren geringen Verschleißwiderstand bildet sich flächendeckend, zusätzlich abrasiv wirkender Verschleißdebris, wodurch der Polymerschmierfilm nichtmehr wirksam vorliegt. 4 Zusammenfassung Mit den in dieser Arbeit eingesetzten Trockenschmierstoffen konnte insgesamt eine Reduzierung der Reibungszahl sowie des Verschleißes der Bronzescheibe im Stahl-Bronze-Kontakt erzielt werden. Es konnte beobachtet werden, dass unter den verwendeten Trockenschmierstoffen die mit strahlenmodifiziertem PTFE MP1100 und Methyloleat modifizierte PA66-Variante (PA66-MP1100-MO-cb) die geringste Reibungszahl im Stahl-Bronze-Kontakt aufweist. Zudem werden ebenfalls mit dieser Werkstoff-Schmierstoff-Kombination die geringsten Werte für den Verschleiß der Bronzescheiben und des Trockenschmierstoffs beobachtet. Die Oberflächen der tribologisch beanspruchten Stahl- und Bronzegegenkörper zeigen, dass im direkten Kontakt mit dem Compoundsblock PTFE auf die Oberflächen deponiert wird, wobei auf der Stahloberfläche ein erhöhter Anteil aufliegt. Die Ergebnisse zeigen, dass die Verwendung von Stahlgegenkörpern zur Übertragung von Trockenschmierstoff im Stahl-Bronze-Kontakt effizienter ist, als wenn die Bronzescheibe als Transfergegenkörper eingesetzt wird. In weiteren Arbeiten werden andere Werkstoffkombinationen untersucht, u.a. bei Variation der Polymermatrix und des PTFE-Gehalts, um weitere Möglichkeiten zur Verschleißreduktion im Stahl-Bronze- Kontakt zu untersuchen. Zudem werden die entstandenen Transferfilme mittels weiteren oberflächenanalytischen Verfahren, z.B.: XPS (Röntgenphotoelektronenspektroskopie), untersucht. Danksagung Die Autoren danken der Deutschen Forschungsgemeinschaft (DFG) für die Förderung im Rahmen des Projekts „Fluidfreie Schmierung von Schneckengetrieben auf Basis von PTFE“ (GZ: SA 898/ 26-1, GE: 2635/ 2-1, KO 1220 27-1). Zudem bedanken sich die Autoren bei der Arbeitsgruppe für Werkstoffprüfung (AWP) an der TU Kaiserslautern für die Bereitstellung und Unterstützung bei der Oberflächenanalyse. Literatur [1] Demirci, M. T., Düzcükoğlu, H. and Yakut R. 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(2021), „Einfluss einer chemischen Kopplung von strahlenmodifiziertem PTFE mit PA46 auf mechanische Eigenschaften und das Reib- und Verschleißverhalten”, Tribologie und Schmierungstechnik 68(2), S. 28-38 Aus Wissenschaft und Forschung 11 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0018 Prüfverfahren vorgestellt, in welchem Original-Kurvenrollen (KR) unter verschiedensten Beanspruchungskollektiven untersucht werden können. Die Verschleißuntersuchungen werden an zwei unterschiedlichen Axialkurven-Materialien und mit Kurvenrollen aus dem Standardwälzlagerstahl 100Cr6 durchgeführt. Neben den gravimetrischen Verschleißdaten werden auch alle Kräfte zur Bestimmung des winkelabhängigen Reibungskoeffizienten (COF, Coefficient of friction) erhoben. Mit den Kraftmessungen am MopeD (Modelprüfstand erster Designentwurf), welche die Axialkraft sowie die Umfangskraft an der Kurvenrolle und die Umfangskraft an der Axialkurvenscheibe erfasst, kann mittels der ebenso gemessenen Normalkraft der resultierende Reibwert nach Betrag und Richtung dargestellt werden. Aus Wissenschaft und Forschung 12 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0019 1 Einleitung Die Entwicklung neuer anwendungsnaher Prüftechnik zur Untersuchung aktueller industrieller Fragestellungen steht beim Kompetenzzentrum Tribologie Mannheim (KTM) im Fokus der täglichen Arbeit. Ein Ergebnis dieser Arbeiten wird in diesem Beitrag als ein neuartiges Verhalten von Kurvenrollen unter verschiedenen Querschlupfbedingungen Knud-Ole Karlson, Henrik Buse, Markus Grebe, Michael Postels, Stefan Mutschall* Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 63. Tribologie-Fachtagung 2022 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Mit Hilfe des universellen orthogonalen Zwei-Scheiben-Tribometers „MopeD Qs2STg500“ wird ein neues anwendungsnahes Verfahren zur Prüfung von Kurvenrollenwerkstoffen und Schmierstoffen unter verschiedenen Laufbedingungen entwickelt. Die Untersuchungen können dabei unter Ölumlaufschmierung oder mit initialer Fettschmierung erfolgen. Mit diesem Laborprüfverfahren werden Kurvenrollengetriebe aus verschiedensten industriellen Anwendungen abgebildet, wie zum Beispiel Schaltvorgänge an Drehmaschinen in der Serienfertigung oder die Umsetzung von zyklischen Bewegungsprofilen an Automaten. Die Verschleißuntersuchungen werden an zwei unterschiedlichen Axialkurven-Materialien mit Kurvenrollen aus dem Standardwälzlagerstahl 100Cr6 durchgeführt. Neben den gravimetrischen Verschleißdaten werden auch alle Kräfte zur Bestimmung des winkelabhängigen Reibungskoeffizienten erhoben. Schlüsselwörter Kurvenrollengetriebe, Tribometrie, Kurvenrollen, 2-Scheiben, Prüfstands-Entwicklung Behaviour of cam rollers under different transverse slip conditions With the aid of the universal orthogonal two-disk tribometer “MopeD Qs2STg500”, a new applicationoriented method is developed for testing stud type track roller materials and lubricants under various running conditions. The tests are carried out under circulating oil lubrication. This laboratory test method is used to map cam roller gears from a wide range of industrial applications, such as gear changes on lathes in series production or the implementation of cyclic motion profiles on automatic machines. The wear tests are carried out on two different axial cam materials with cam rollers made of the standard rolling bearing steel 100Cr6. Keywords Cam roller gearing, tribometry, cam rollers, 2-disc, Test rig development Kurzfassung Abstract * Knud-Ole Karlson, B.Sc - Corresponding author Henrik Buse, M.Sc. Dr. Markus Grebe Kompetenzzentrum Tribologie Hochschule Mannheim 68163 Mannheim Dipl.-Ing. Michael Postels Dipl.-Ing. Stefan Mutschall Heidelberger Druckmaschinen AG 68168 Wiesloch In den Untersuchungen wird eine Kurvenrolle vom Typ INA ZL5203-DRS verwendet, welche durch eine Axialkurvenscheibe (AK) angetrieben wird [1]. Das Belastungskollektiv ist mit bis zu 1640 N Normalkraft, mit Winkeln von 11 ° an der Kurvenrolle und Einzugsgeschwindigkeiten zwischen 0 m/ s und 2 m/ s an der Axialkurve beziffert. Der Öl- und Probentemperaturbereich liegt bei 60 °C und wird über die Beheizung des Öls in einem Umlaufthermostat eingestellt Die bisher erzielten Ergebnisse, weisen reproduzierbare Verschleißbeträge und eine Reibwert-Bandbreite von 0,03 bis 0,12 unter den variablen Bedingungen auf. Ebenso zeigen sich deutliche Zusammenhänge zwischen den eingestellten Querschlupfwinkeln und den am Mikroskop erkennbaren Verschleißstrukturen auf der AK. Des Weiteren zeigt sich eine überproportionale Abhängigkeit zwischen Querschlupfwinkel und resultierender Reibkraft. 2 Beschreibung des Prüfgeräts Im Rahmen eines öffentlich geförderten Projekts (ögP) wurde am KTM ein Prüfstand für Rollschlupfversuche entwickelt. Der MopeD dient in erster Linie der Aufzeichnung von Reibungskräften bei variabler Antriebs- und Bremsschlupfeinstellung, sowie bei variabler Winkelverstellung an der abrollenden Probe [2]. 2.1 Probenantriebe und Einstellmöglichkeiten Um die Schlupfeinstellmöglichkeiten im Prüfaufbau so variabel wie möglich zu gestalten, verfügt das Tribometer über fünf Achsen. Vier davon sind elektromechanisch gesteuert und eine wird manuell bedient. Die Probengeometrie besteht aus zwei Scheiben, welche im Rollkontakt zueinanderstehen [2]. In früheren Anwendungen konnten Vergleichsversuche zum 2-Scheiben-Prüfstand durchgeführt werden. Für die Prüfung von Schmierstoffen für Zahnradgetriebeanwendungen wird häufig für die tribologische Prüfung von Problemstellungen mit Wälzkontakt ein 2-Scheiben- Prüfstand mit parallelen Antriebsachsen eingesetzt. Bevorzugt werden im 2-Scheiben-Prüfstand als auch für diesen Test ballige Scheiben verwendet, um einen elliptischen Kontakt zu erzeugen. Vorteilhaft ist eine höhere mögliche Pressung sowie ein Entfall der Feinjustierung des Kontakts bei zylindrischen Proben. Der Kontakt erfolgt auf der Mantelfläche der beiden Scheiben [3]. Im Gegensatz zu einem klassischen 2-Scheiben-Prüfstand wird beim MopeD die Mantelfläche einer Vertikalprobe (VP) gegen die Stirnfläche einer Horizontalprobe (HP) in Kontakt gebracht, die Antriebsbzw. Rotationsachsen stehen zueinander orthogonal. Jede Probenscheibe verfügt über ihren eigenen elektrischen Servo-Direktantrieb. Die Normalkraft wird über eine Kugelumlaufspindel aufgebracht, welche den Vertikalprobenantrieb samt Winkelverstellung über ein Federpaar belastet. Um den Querschlupf zu untersuchen, gibt es eine Achse zur variablen Einstellung des Vertikalprobenwinkels. Bild 2.1 zeigt den MopeD im betriebsbereiten Zustand und eine Skizze für die Kräfte an den Probekörpern [2]. Die Steuerung und Aufzeichnung der Daten am MopeD geschieht über eine LabView-Anwendung. Aufgezeich- Aus Wissenschaft und Forschung 13 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0019 Bild 2.1: a) Universal Wälzprüfstand MopeD b) Sensorkraftskizze [2] und c) Probengeometrie bestehend aus Axialkurvenscheibe und Kurvenrolle Vertikalprobe Horizontalprobe ter Vollschmierung mit temperiertem Öl untersucht [1]. Die Tabelle 3.1 zeigt die Versuchsmatrix. Vorab dieses Beitrags sind von beiden Materialarten jeweils zwei 96 h Läufe mit Ölfilter gefahren worden. Die in der Matrix aufgelisteten Versuche, werden jeweils einmal durchgeführt. 3.1 Probenvorbereitung Die im Lieferzustand vorhandenen berührungslosen Dichtungen der Kurvenrollen werden beidseitig entnommen, sodass nach der Entnahme des Kugellagerfetts die Kurvenrolle mit Öl innen und außen geschmiert betrieben werden kann. Das Schmierfett der Rolle wird in einem ersten Schritt per Siedegrenzbenzin im Ultraschallbad entfernt. Darauffolgend werden noch verbleibende Reste mit Druckluft ausgetragen. Nach diesem Vorgang erfolgt ein weiteres Ultraschallbad in Isopropanol mit einer Drucklufttrocknung. Die Axialkurvenscheiben, werden ebenso mit Siedegrenzbenzin und Isopropanol entfettet und im Luftstrom getrocknet. Im Anschluss an die Entfettung der Proben wird die Gewichtsaufnahme zur Feststellung des gravimetrischen Verschleißes durchgeführt. Das eingebaute Probensetup ist in Bild 2.1 c) zu sehen. Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0019 net werden die Umfangskräfte der beiden Scheiben, die Axialkraft an der abrollenden Scheibe und die Normalkraft, ebenso werden Rückmelde-Daten der Achskontroller erfasst. In Bild 2.1 b) sind die messbaren Kräfte an den Proben zu sehen. Um für die Auswertungen im Anschluss zu den Versuchen für beispielsweise Histogramme, genügend Datenpunkte zu erhalten, werden diese sowohl im menschenlesbaren ASCII-Format als auch im binären HDF5 Format [4] aufgezeichnet. Mit dem HDF5 Format gelingt es, die Messdaten strukturiert, ressourcenschonend und mit hohen Zugriffsgeschwindigkeiten aufzuzeichnen. Optional ist auch eine Kompression der Daten nativ im Format möglich. Tabelle 2.1 zeigt die allgemeinen Betriebsdaten des universalen Wälzprüfstands MopeD. 3 Kurvenrollenversuche Zusammen mit der Heidelberger Druck AG, werden Kurvenrollen des Typs INA ZL5203-DRS und zwei unterschiedliche Materialien als Axialkurvenscheiben un- Maximale Normalkraft bei angetriebener Vertikalscheibe 500 N Maximale Normalkraft bei feststehender Welle für die Vertikalscheibe 1640 N Typische Pressung mit balliger Scheibe und ; 1240 MPa Pressung mit balliger Kurvenrolle Typ Ina ZL5203-DRS mit sowie und [1]; 256 MPa Maximale Umfangs-geschwindigkeit für eine Scheibe als abrollende Probe 7 m/ s Maximale Umfangs-geschwindigkeit für eine Scheibe als Horizontalprobe 19 m/ s Einstellbarer Winkelbereich an der Vertikalscheibe 180 ° Tabelle 2.1: Betriebsdaten für den universal Wälzprüfstand MopeD [2] Versuchsart Drehzahl an der AK- Scheibe in [rpm] Winkel an der KR in [°] Normalkraft in [N] Lauf-zeit gesamt in [h] Laufzeit pro Phase in [h] Öltemperatur in [°C] Weitere Informationen Versuche ohne Filter 175 11 und 0 1640 96 48 60 Für jeweils eine Stunde wird der Winkel von 11 ° eingestellt, welcher danach für 2 Minuten auf 0 ° gestellt wird. Einglättungsversuche 175 11 und 0 1640 88 22 60 Test unter Mangelschmierung 175 11 und 0 1640 Unbestimmt 22 60 Tabelle 3.1: Versuchsmatrix geschwindigkeit für eine Scheibe als abrollende Probe geschwindigkeit für eine Scheibe als Horizontalprobe in [N] 3.2 Auswertung der Versuche Zum Vergleich der Versuchsergebnisse werden mittels Matlab zweidimensionale (2D-) Histogramme erzeugt, welche den Reibwert nach Betrag und Richtung zeigen. Weiterhin werden für die Einglättungstests Mikroskop- Aufnahmen der Laufflächen verglichen. Um Betrag und Richtung der Reibkräfte zu bestimmen, wird eine graphische Sensorkraftberechnung vorgenommen, anhand derer im Anschluss das Kräftegleichgewicht aufgestellt werden kann. Bild 3.1 zeigt die graphische Kräfteanalyse. Anhand Bild 3.1 ergibt sich das unten stehende Gleichungssystem, welches zur Auswertung des Reibwertes nach Betrag und Richtung sowie des resultierenden Reibwertes dient. Mit Gleichung 3.7 werden alle gemessenen Kräfte in der Reibkraftresultierenden verarbeitet. 3.2.1 Versuch ohne Ölfilterung Während der Kurvenrollenversuche befindet sich die Schmieranlage noch im Aufbau und lag in zwei Zuständen vor. Diesbezüglich sind die ersten Versuche mit ungefiltertem Öl durchgeführt. Bei den ungefilterten Versuchen zeigen sich bei den Proben, welche mit dem Material A durchgeführt sind, Strukturen mit einer möglichen Winkelbeziehung zum Kurvenrollenwinkel. In diesen Versuchen werden die Proben für zwei Phasen Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0019 Bild 3.1: Kraftskizze zur Bestimmung der Reibkraftresultierenden ! "#$ % & ' ( )* ! +,- % & . ! "#$ % & ( )* ! +,- % & / / ! $01 % & ( )* ! 23+ % & . / ! $01 % & ' ( )* ! 23+ % & )* 4 5 ! 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Weiterhin zeigt sich nach der ersten Phase wie bei Material A eine Reduzierung des Reibwert-Betrags. Im Vergleich zu Material A ist diese Differenz geringer und beläuft sich auf einen Wert von circa 0,01 im Mittel. Im Vergleich zum gefilterten Test mit zusammenhängenden 96 Stunden Laufzeit des Material B, welcher in Bild 3.5 abgebildet ist, ergibt sich hier näherungsweise kein Unterschied im Reibwert. Es lassen sich wie bei dem gefilterten Test von Material A, keine Querriefen erkennen. Aus Wissenschaft und Forschung 16 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0019 verwendet und zwischen den Phasen mikroskopiert. Die Laufzeit pro Phase beträgt 48 Stunden. Zu Beginn wird die Normalkraft von 1640 N aufgebracht. Sobald die Normalkraft eingeregelt ist, wird der Winkel startend von 90 ° aus auf 79 ° eingestellt. Im Anschluss wird die Axialkurve auf 175 rpm beschleunigt und für eine Stunde bei der Drehzahl gehalten um dann wieder auf 90 ° für 2 Minuten bei gleichbleibender Drehzahl zu schwenken. Dieser Vorgang wird 21-mal wiederholt, um zu überprüfen ob bei nahezu reinem Wälzen (Schwenkwinkel = 90 °) der Reibwert auf ein geringeres und gleichbleibendes Niveau absinkt. Bild 3.2 zeigt die Mikroskopie und die 2D-Histogramme der Reibungsdaten beider Phasen zum Material A. Zwischen den beiden Phasen ergibt sich eine starke Verringerung der Reibungskoeffizienten. Deutlich sind fast quer zur Bewegungsrichtung verlaufende Riefen zu erkennen. Die Mikroskopie für Phase 1 lag nur in geringerer Vergrößerung vor. In der ersten Phase liegt die COF- Resultierende bei Werten zwischen 0,06 und 0,025. In Phase zwei wiederum ergeben sich hier Werte im Bereich von 0,04 und 0,03. Im Vergleich hierzu ist in Bild 3.3 die COF-Resultierende und die Probenmikroskopien zu einem 96 Stundenlauf mit aktiver Ölfilterung zu sehen. Mit Filterung des Öls ergibt sich hier eine über den gesamten Versuch deutlich höhere COF-Resultierende. Außerdem zeigt die Oberfläche der Axialkurve in Bild 3.3 keine quer zur Bewegungsrichtung verlaufen- Bild 3.2: Mikroskopien der Axialkurve und der Kurvenrolle von Phase 1 und 2 sowie die COF-Resultierenden in Histogrammen zum Material A Aus Wissenschaft und Forschung 17 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0019 Bild 3.4: Mikroskopie der Axialkurve und der Kurvenrolle von Phase 1 und 2 sowie die COF-Resultierenden in Histogrammen zum Material B ohne Filterung des Öls [4] Bild 3.3: COF-Resultierende nach einem gefilterten 96 Stundenlauf mit dem Material A und Koaxialmikroskopie der Proben Reibwert-Niveaus verlaufen nach Phase eins jeweils näherungsweise konstant mit über die Zeit tendenziell sinkenden Beträgen. Für das Axialkurven-Material B stellt sich die Einlaufcharakteristik deutlich stärker heraus. Bild 3.7 zeigt die dazu gehörenden Reibwertverläufe. In der ersten Phase startet der Reibwert bei circa 0,045 und schwenkt nach der ersten Stunde auf einen Wert von ungefähr 0,069. Von diesem Punkt an, fällt der Koeffizient auf einen Wert von 0,059 ab. Die Differenz in den Reibwerten der ersten beiden Stunden liegt vermutlich darin begründet, dass beim Anlaufen des Versuchs die Kurvenrolle im ersten Moment weit nach innen gezogen wird. Da sich das Material nicht direkt, wie bei Probe A einglättet, verbleibt die Kurvenrolle wahrscheinlich aufgrund des Vertikal-Probenspindelaufbaus, auf der Einzugsposition, welche nach dem Schwenken auf 90 ° wieder verlassen wird. Entsprechend kann dieses Verhalten auch aus der Gerätekinematik mit den kaskadierten Achsen und den daraus resultierenden geringen Steifigkeiten entstehen. Ob die Kurvenrolle von den Reibkräften axial gezogen oder gedrückt wird ist damit entscheidend für die Kräftemessung und die Verformung im Aufbau. Aus Wissenschaft und Forschung 18 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0019 Den Bildern 3.2 bis 3.5 zu Folge scheint sich die Struktur, welche sich quer zur Drehrichtung bildet, positiv auf die Tragfähigkeit des Schmierfilms beim Material A auszuwirken. Bei Material B wiederum lässt sich beim Reibwert keine Verbesserung feststellen. 3.2.2.Einglättungsversuche In dieser Versuchsreihe soll das Einglättungsverhalten der Kurvenscheiben in Korrelation mit dem Reibungsverhalten untersucht werden. Bei den Einglättungsversuchen werden pro Axialkurvenmaterial vier Test- Phasen gefahren. Vor dem Versuch und nach jeder Phase werden von der Axialkurve und der Kurvenrolle Aufnahmen per Mikroskopie und Weißlichtinterferometrie (WLI)getätigt, um die Einglättung über die Zeit zu beobachten. Die Versuchszeit beträgt je Phase 21 Stunden und 40 Minuten. Bild 3.6 zeigt den Reibwert über der Zeit für die vier Phasen des Axialkurvenmaterials A. Es zeigt sich, dass bei der ersten Phase die Reibwert-Resultierende bei einem Wert von circa 0,075 startet und zum Versuchsende einen Wert von circa 0,029 erreicht. Weiterhin lässt sich erkennen, dass die Resultierende für die nächsten drei Phasen bei einem deutlich geringeren Reibwert von zwischen 0,035 und 0,04 startet. Diese Bild 3.5: COF-Resultierende nach einem gefilterten 96 Stundenlauf mit dem Material B und Mikroskopie der Probe Aus Wissenschaft und Forschung 19 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0019 Bild 3.6: Resultierende des COF über die Zeit der vier Phasen des AK-Materials A Bild 3.7: Resultierende des COF über die Zeit der vier Phasen des AK-Materials B 100-facher Vergrößerung mit koaxialbeleuchteten Mikroskop-Aufnahmen. Die Mikroskopie liefert hier einen Überblick über die Veränderung der Spur durch die Laufzeit. Es lässt sich erkennen, dass nach der Phase zwei keine nennenswerte Veränderung der Oberfläche mehr stattfindet. In den oberen vergrößerten Detailaufnahmen der Abbildung zeigen sich deutliche Einglättungen der Rauheitsspitzen. Die Einglättung geschieht anscheinend über eine plastische Deformation und auch Gratbildung. Es sind an den glatten Bereichen mit zunehmender Laufzeit Ausbrüche erkennbar, welche vermutlich abgebrochene Grate sind. Diese Bruchstücke wiederrum könnten vermutlich in den filterlosen Tests die gesichteten Querriefen verursacht haben. Im Vergleich hierzu zeigt Bild 3.10 den Einglättungsverlauf der Axialkurvenscheibe aus dem Material B. Wie bei den Versuchen ohne Filter zeigt sich bei den Einglättungsversuchen mit dem Material B eine Struktur quer zu den Drehrichtungsriefen. Diese Querriefen lassen sich schon nach der ersten Phase erkennen und bilden sich bis nach Phase vier stärker aus. In der ersten Phase liegt der Reibwert, siehe Bild 3.7 bei 0,06 und begibt sich dann auf einen Wert von 0,04 nach Abschluss der ersten Phase. Dieses Verhalten kann auch bei Material A bei den Versuchen ohne Filter beobachtet werden. Aus Wissenschaft und Forschung 20 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0019 Bei den Phasen drei bis vier zeigt sich wie bei Material A, dass sich ein geringerer Reibwert bei nahezu konstantem Verhalten einstellt, wobei es sich bei Material B viel stärker differenzieren lässt. Bild 3.8 zeigt die 2D-Histogramme zum Material A für alle vier Phasen. Wenn während des Versuchs ein Winkelbereich abgefahren wird, zeigt sich der Betrag und die Richtung des Koeffizienten je nach Winkeleinstellung an einer anderen Position. Im Falle Bild 3.8 zeigt sich wie schon in Bild 3.6 zu sehen, die Abhängigkeit zur Einglättung der Oberflächen und der wieder Neupositionierung der Proben zueinander. Hierin ist möglicherweise auch die Erhöhung des COF in Phase vier begründet. Die Proben werden mit einer Markierung versehen und möglichst immer an der gleichen bis ähnlichen Position wieder eingebaut. Gegebenenfalls ist die Positionierung zu Phase vier nicht ausreichend genau, weswegen sich der höhere Reibwert einstellt. Um das Einlaufverhalten der Proben zueinander vergleichen zu können, sind die Proben an definierten Stellen markiert und die Aufnahmen näherungsweise an gleichem Ort erstellt worden. Bild 3.9 zeigt den Verlauf der Einglättung an der Axialkurve aus dem Material A bei Bild 3.8: Betrag und Richtung des COF nach Häufigkeit aufgetragen startend bei Phase eins auf der linken Seite vom AK-Material A Aus Wissenschaft und Forschung 21 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0019 Bild 3.9: Verlauf der Einglättung an der Axialkurvenoberfläche aus dem Material A mit Koaxial-Mikroskop- Aufnahmen Bild 3.10: Verlauf der Einglättung an der Axialkurvenoberfläche aus dem Material B mit Koaxial-Mikroskop- Aufnahmen geben. Sobald die Abschaltkriterien erreicht sind, wird die Axialkurvenscheibe in Phase 2 initial mit einer Pipette mit Öl geschmiert und der Versuch noch mal für 21 Stunden und 40 Minuten gestartet. Bild 3.11 zeigt die Versuchsdaten zum Axialkurvenmaterial A. In der ersten Phase mit dem AK-Material A bricht der Versuch nach circa 51 min ohne Schmierung ab. In Phase 2 läuft der Versuch mit Initialschmierung bis zu der regulären Zeitabschaltung. Der Reibwert verläuft in Phase 2 näherungsweise konstant bei einem Wert von circa 0,048. Im Vergleich zu Bild 3.6 zeigt sich hier eine Reibwert-Differenz von circa 0,018 zwischen der Dauerschmierung und der Initialschmierung. Aus Wissenschaft und Forschung 22 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0019 3.2.3 Test unter Mangelschmierung In dieser Versuchsreihe soll das Notlaufverhalten der Wälzpaarung bei einem plötzlichen Schmierungsausfall dokumentiert werden. Außerdem soll eine Möglichkeit zur Beurteilung der Einsparung des Schmiermediums geschaffen werden. Bei diesen Versuchen wird das Probensetup in Phase 1 für vier Stunden geschmiert und anschließend die Ölschmierung abgestellt. Danach wird die Axialkurvenscheibe mit einem Tuch abgezogen und das Probensetup mit einem Heizgebläse weiterhin auf 60 °C temperiert. Als Abschaltkriterien werden in diesem Versuch eine Axialkraft von 300 N und eine Umfangskraft an der Axialkurvenscheibe von 250 N einge- Bild 3.12: COF nach Betrag und Richtung der beiden Phasen aus dem Schmierungsabschaltversuch mit dem AK-Material B und COF-Resultierende über die Zeit [4] Bild 3.11: COF nach Betrag und Richtung der beiden Phasen aus dem Schmierungsabschaltversuch mit dem AK-Material A und COF-Resultierende über die Zeit [4] Bild 3.12 zeigt die Versuchsdaten zu den Tests unter Mangelschmierung mit dem AK-Material B. Im Vergleich zum AK-Material A liegt der Reibwert bei AK-Material B in Phase 2 bei einem Wert von circa 0,054. Es kann hier vermutet werden, dass sich die Oberflächen der beiden AK-Materialien unterschiedlich auf die Tragfähigkeit des Schmierfilms auswirken oder, dass sich die Benetzung je nach Material unterscheidet. In Phase 1 erreicht der Versuch mit dem B-Material die Abschaltkriterien nach circa 58 min. Die Laufzeitdifferenz zwischen den beiden Materialien nach Ölabschaltung beträgt 7 min, wobei diesbezüglich noch weiter Stichproben benötigt werden. Im Vergleich zur Umlauf-Ölschmierung während Phase vier in den Einglättungsversuchen läuft das Material B in Phase 2 initialgeschmiert mit einer Reibwert-Differenz von circa 0,02, siehe Bild 3.7. 4 Diskussion zur Samplerate Alle erhobenen Daten in diesem Beitrag werden im ASCII- und im HDF5-Format abgespeichert. Exemplarisch sei hier ein HDF5-Format-Histogramm mit 2000 S/ s in Bild 4.1 aufgezeigt [4]. Bei der höheren Samplerate lässt sich im 2D-Histogramm erkennen, dass die Proben während des Laufs schwingen und sich deshalb ein größerer Betragsbereich ergibt. So lassen sich also bei der höheren Datenrate weitere Details erkennen. Im Falle der bisherigen Auswertung ergab sich aber der Vorteil, dass die Grenzfrequenz der (ASCII-) Datenrate von ca. 10 Hz gut für die Interpretation der Lage und des Betrags des Reibwertes ist. Die Interpretation von Eigenfrequenzen des Gerätes ist jedoch in Daten mit höherer zeitlicher Auflösung zu suchen und nicht Bestandteil dieses Beitrags. 5 Diskussion, Fazit und Ausblick Mit dem universalen Wälzprüfstand MopeD lassen sich auch Kurvenrollen unter Schräglauf auf Verschleiß und Abrieb anwendungsnahe untersuchen. Die Reibwert-Resultierenden bewegen sich in Bereichen von 0,025 und 0,06, außer bei den Mangelschmierungszuständen, hier werden deutlich höhere Werte verzeichnet. Während der Versuche hat sich herausgestellt, dass die Ölfilterung einen erheblichen Einfluss auf die Struktur der Oberflächen und den damit verbundenen Reibwert hat. Weiterhin hat sich ergeben, dass die Normalkraft von 1640 N für den aktuellen Vertikalprobenspindelaufbau zu hoch ist. Durch die in einer C-Form angeordneten Spindeln, kommt es bei so hohen Lasten zu Verschiebungen der Kurvenrolle auf ihrer Laufbahn. Dieser Umstand kann möglicherweise mit einer Abstützung hinter der Kurvenrolle eliminiert werden. Die niedrigsten Reibwerte sind bei den Versuchen ohne Öl-Filter und bei den Versuchen zur Untersuchung der Einglättung zu verzeichnen. Diesbezüglich scheint die Oberflächenstruktur sowie ein systematisches Entkoppeln der Kurvenrolle von der Lauffläche einen Einfluss auf den Reibwert zu haben. Da die Differenz zwischen den Reibwerten, bei den Schmierungsabschalttests gegenüber den Einglättungstests einen sehr geringen Wert aufweist, könnte sich in dieser Probenanordnung die Schmierung mit Fett als ebenso funktional erweisen wie mit der dauerhaften Ölschmierung. Außerdem könnte hier auch die Überlegung angestellt werden mit einer Intervall-Ölversorgung zu arbeiten, um den generellen Schmierstoffbedarf zu reduzieren. Ausblickend werden die gravimetrischen Ergebnisse, sowie die weißlicht-interferometrischen Auswertungen aufbereitet und zur Tagung vorgestellt. Literaturverzeichnis [1] Schaeffler Technologies AG & Co. KG, „ZL5203-DRS Stud type track roller,“ 2022. [Online]. Available: https: / / medias.schaeffler.de/ en/ product/ / zl5203-drs/ p/ 400796. [Zugriff am 29 July 2022]. [2] K.-O. Karlson, H. Buse und J. Molter, „Investigation of Rolling and Lateral Slip on the MopeD Qs2STg500,“ International Colloquium Tribology, Bd. 23, p. 363-369, 2022. [3] M. Grebe., Tribometrie, Tübingen: expert verlag GmbH, 2021. [4] The HDF Group, „Hierarchical Data Format, version 5,“ 1997-NNNN. [Online]. [Zugriff am 29 July 2022]. Aus Wissenschaft und Forschung 23 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0019 Bild 4.1: Betrag und Richtung des COF nach Häufigkeit aus Phase vier vom Axialkurvenmaterial A teten Zahnflanken angestrebt [NIEM03, SOMM10]. Bei Ölen und Fetten können jedoch extreme Druck- und Temperaturschwankungen, wie beispielsweise in der Luft- und Raumfahrt, zu einer Ausgasung führen, sodass der Schmierstoff seine reibungsreduzierende Wirkung verliert. Neben extremen Einsatzbedingungen können auch Hygienevorschriften, wie beispielsweise in der Lebensmittelindustrie, den Einsatz von flüssigen Schmierstoffen einschränken [EURO06]. Ein Ansatz zur Auslegung einer fluidfreien Verzahnung basiert auf der Reduzierung der Reibung mithilfe von Festschmierstoffen. Der Festschmierstoff kann bereits bei der Fertigung der Verzahnung auf die Zahnflanken aufgetragen werden. Das Verfahren zum Auftragen des Festschmierstoffs, wie zum Beispiel PVD (Physical Aus Wissenschaft und Forschung 24 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0020 1 Einleitung und Motivation Bei Zahnradgetrieben wird der Wälzkontakt der Zahnflanken üblicherweise mit flüssigem Schmiermittel, wie Öl oder Fett, geschmiert. Dabei wird durch den flüssigen Schmierstoff eine Trennung der mechanisch hochbelas- Methode zur Verschleißvorhersage für den feststoffgeschmierten Zwei-Scheiben-Kontakt Sebastian Sklenak, Dieter Mevissen, Jens Brimmers, Christian Brecher, Bastian Lenz, Andreas Mehner* Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 63. Tribologie-Fachtagung 2022 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. In der Auslegung von feststoffgeschmierten Verzahnungen ist die Kenntnis über das Verschleißverhalten entscheidend für die Lebensdauerberechnung. Die detaillierte Verschleißanalyse eines MoS 2 : Ti TiN Festschmierstoffsystems auf Zahnradanalogie-Prüfkörpern zeigt, dass ein kontinuierlicher Verschleiß des MoS 2 -Festschmierstoffs auf der Kontaktfläche stattfindet und eine lokale Verschleißcharakteristik in den Bereichen mit initialen hohen Rauheitsspitzen auftritt. Es stellt sich die Frage, ob die Verschleißcharakteristik mit einer Verschleißberechnung abgebildet werden kann. Unter Berücksichtigung der realen Topografie der Prüfwelle und experimentell ermittelten Verschleißkoeffizienten wurde durch die Berechnung gezeigt, dass ein qualitativer Zusammenhang zwischen dem realen Verschleiß und der berechneten Summenreibenergie auf lokaler Ebene existiert. Allerdings zeigt die Verschleißberechnung, dass zukünftig weiterer Forschungsbedarf zur Vorhersage von lokal starkem Verschleiß besteht. Schlüsselwörter Festschmierstoff, trockener Wälzkontakt, MoS 2 , Verschleiß, Verschleißmechanismus, Getriebe Wear Prediction Method for the Solid Lubricated Disk-on-Disk Contact In the design of solid-lubricated gears, knowledge of the wear behavior is essential for service life calculations. The detailed wear analysis of a MoS 2 : Ti TiN solid lubricant system on gear analogy test specimens shows that continuous wear of the MoS 2 solid lubricant takes place on the contact surface and a specific local wear characteristic occurs in the areas with initial roughness peaks. The question arises whether the specific wear characteristic can be determined with a wear calculation. By taking into account the real topography of the test shaft and experimentally determined wear coefficients, it was shown that a qualitative relationship exists between the real wear and the calculated total frictional energy on a local level. However, the wear calculation shows that further research is needed in the future to predict locally severe wear. Keywords Solid lubricant, dry rolling-sliding contact, MoS 2 , wear, wear mechanisms, gear Kurzfassung Abstract * Sebastian Sklenak M.Eng. Dr.-Ing. Dieter Mevissen Dr.-Ing. Jens Brimmers M.Sc. Prof. Dr.-Ing. Christian Brecher Werkzeugmaschinenlabor der RWTH Aachen Campus-Boulevard 30, 52074 Aachen Bastian Lenz M.Sc. Dr.-Ing. Andreas Mehner Leibniz-Institut für Werkstofforientierte Technologien - IWT Badgasteiner Str. 3, 28359 Bremen Vapour Deposid), CVD (Chemical Vapour Deposit) oder Aufsprühen, hängt von der Art des Festschmierstoffs ab [BIRK12]. Die Lebensdauer eines feststoffgeschmierten Wälzkontakts ist primär durch die Dauer der Bereitstellung des Festschmierstoffs bestimmt [BIRK12]. Für die Auslegung einer feststoffgeschmierten Verzahnung ist somit eine Prognose der Bereitstellungsdauer des Festschmierstoffs in Abhängigkeit von der zu erwartenden Beanspruchung notwendig. Anders als für flüssiggeschmierte Verzahnungen existiert für die Auslegung einer feststoffgeschmierten und hochbelasteten Verzahnung keine Norm als Berechnungsgrundlage hinsichtlich der Zahnflankentragfähigkeit. Die Zahnflankentragfähigkeit für den flüssiggeschmierten Zahnkontakt wird auf der Basis einer Ermüdungstheorie berechnet [ISO19]. Jedoch weicht das theoretische Verschleißverhalten eines feststoffgeschmierten bzw. fluidfreien Wälzkontakts gegenüber dem eines flüssiggeschmierten Wälzkontakts ab (siehe Bild 1 1). Die Lebensdauerprognose von Festschmierstoffen ist aufgrund der Vielzahl der Einflussfaktoren und deren Wechselwirkungen komplex. Im Rahmen von experimentellen Schichtuntersuchungen werden Versuche mit oszillierendem Gleit-, Dreh- oder Wälzkontakt, wie beispielsweise im Kugel-Scheibe-Kontakt durchgeführt. Für die Berechnung der Lebensdauer auf Basis von experimentellen Versuchen existieren unterschiedliche Ansätze. Dabei unterscheiden sich die Ansätze einerseits in der Berücksichtigung der Einflüsse auf die Lebensdauer der Festschmierstoffschicht. Andererseits gibt es je nach Berechnungsaufwand unterschiedliche Vereinfachungen bei der Berücksichtigung spezifischer Einflussgrößen. Das A RCHARD Verschleiß-Gesetz (engl. A RCHARD ’s wear law) wird in der Literatur als der erste bekannte Ansatz zur Beschreibung von Festkörperverscheiß beschrieben [HOLM67, CZIC10]. Der Ansatz wird nach wie vor für diverse Festkörperkontakte mit individueller Kinematik, wie beispielsweise für elektrische Kontakte, angewendet und erweitert [ANDE05, HEGA08, STEI10, FOUV12]. Nach dem A RCHARD Verschleiß- Gesetz ist das Verschleißvolumen V w proportional zu der Normalkraft F N und dem Gleitweg s gleit . Alle weiteren Einflüsse werden in dem Verschleißkoeffizienten k D zusammengefasst (Formel 1). V w = k D · F N · s gleit Formel 1 V w [mm 3 ] Verschleißvolumen F N [N] Normalkraft k D [mm 3 / Nm] A RCHARD Verschleißkoeffizient s gleit [m] Gleitweg A NDERSSON nutzt den Ansatz von A RCHARD für die Verschleißberechnung auf der Kontaktfläche einer Lagerschale im Rollenlager bei unbeschichteten Stahloberflächen. Für die lokale Verschleißberechnung wurde die Pressungsverteilung in Rollrichtung des Lagers gemittelt. Ausgehend von einer initial gemessenen Kontakttopografie zeigt der berechnete Verschleiß qualitativ eine gute Übereinstimmung mit dem Experiment. Quantitativ betrachtet wird der berechnete Verschleiß gegenüber dem Experiment jedoch geringer abgeschätzt. [ANDE05] Das Globale Inkrementelle Verschleißmodell (engl. Global Incremental Wear Model - GIWM) wurde für die Aus Wissenschaft und Forschung 25 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0020 Bild 1 1: Motivation und Vorhersage von Festschmierstoffverschleiß © WZL 2 Zielsetzung und Vorgehen Aus der Literatur geht hervor, dass eine tendenzielle Lebensdauerprognose für Festschmierstoffe mit dem A RCHARD Verschleiß-Gesetz und auf Basis experimenteller Versuche möglich ist. Die Kontaktberechnung ist eine der wichtigsten und gleichzeitig schwierigsten Aufgaben bei der Verschleißberechnung [STEI10]. Das Ziel dieser Arbeit ist eine Methode für die Vorhersage von Festschmierstoffverschleiß im Zwei-Scheiben-Wälzkontakt auf Basis einer Mikrokontaktberechnung. Das Vorgehen kann dazu in drei Schritte unterteilt werden. Die Zielsetzung und Vorgehensweise sind in Bild 2 1 dargestellt. Im ersten Schritt wurde durch eine detaillierte Verschleißanalyse der Zwei-Scheiben-Prüfkörper der zeitdiskrete und lokale Verschleiß analysiert. Die Kenntnis über den lokalen Verschleiß der einzelnen Rauheitsspitzen liefert ein wichtiges Verständnis über die Verschleißvorgänge und -mechanismen für die Methode zur Verschleißvorhersage. Die Kontaktflächen sind mit einem Schichtsystem aus titandotiertem Molybdändisulfid- Festschmierstoff und einer Titannitrid Hartstoffschicht (MoS 2 : Ti-TiN) beschichtet. Im zweiten Schritt wurde eine Methode zur Berechnung des Zusammenhangs zwischen dem lokalen Verschleißvolumen und der lokalen Reibenergie entwickelt. Für die Methode wurde ein geeigneter Ansatz auf Basis des A RCHARD Verschleiß-Gesetzes ausgewählt und implementiert. Im Anschluss wurde die Methode zur Berechnung der lokalen Verschleißkoeffizienten an einer Topografie aus einem experimentellen Versuch angewendet. Mit dem Anwendungsbeispiel wurde überprüft, ob für das in diesem Bericht betrachtete Schichtsystem die lokale berechnete Reibenergie mit dem experimentell ermittelten Verschleiß korreliert. 3 Verschleißanalyse im Linienkontakt Die Lebensdauer eines feststoffgeschmierten Wälzkontakts steht in direktem Zusammenhang mit der Bereitstellung des Festschmierstoffs in der Kontaktzone [BIRK12]. Die Kenntnis über die Verschleißmechanismen und den Verschleißfortschritt ist somit ein zentraler Bestandteil für eine valide Lebensdauervorhersage. Im Folgenden wird der Verschleiß im feststoffgeschmierten Zwei-Scheiben-Wälzkontakt auf globaler Ebene für unterschiedliche Schichtsysteme, Rauheiten und Zustände betrachtet. Des Weiteren wird der lokale Verschleißfortschritt visuell anhand von Mikroskopaufnahmen und quantitativ anhand von Topografiemessungen analysiert. Für die Untersuchung der visuellen Veränderungen auf der Kontaktfläche wurden während den Unterbrechun- Aus Wissenschaft und Forschung 26 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0020 Verschleißprognose in den Analogieversuchen Kugelauf-Scheibe und Zwei-Scheiben-Kontakt entwickelt. Das Modell berücksichtigt dabei die gesamte Makrogeometrie der Kontaktpartner. Die Kontaktverhältnisse werden mit Hilfe einer Finite-Elemente-Analyse berechnet. Die Pressungsverteilung in der Kontaktfläche wird als konstant angenommen und anhand der H ERTZ ’schen Theorie berechnet. Für die Abbildung des Zwei-Scheiben-Kontakts wird eine Umdrehung der Scheiben in viele Inkremente mit einer Länge der Kontaktbreite aufgeteilt. Für jedes Inkrement wird dann eine Verschleißhöhe auf Basis des A RCHARD Verschleiß-Gesetzes berechnet und in der Geometrie für das folgende Inkrement berücksichtigt. Somit kann das GIWM einen Lebenszyklus von mehreren Umdrehungen abbilden. [HEGA08] S TEINER untersuchte den oszillierenden Kontakt zwischen einer unbeschichteten Stahlkugel und einer Scheibe mit einer Kohlenstoffbeschichtung (Diamond-Like Carbon - DLC) mit dem GIWM [STEI10]. Für die Berechnung der Lebensdauer der DLC-Beschichtung wird die Oxidation der unbeschichteten Kugel und die Graphitisierung der DLC-Beschichtung berücksichtigt. Die Graphitisierung wird mit Hilfe eines variablen Reibkoeffizienten bei der Berechnung der Reibenergie berücksichtigt. Des Weiteren wird versucht, die reale Topografie und damit die Rauheit der Kontaktfläche mit Hilfe der Abbot-Kurve näher abzubilden. Dabei stellte sich heraus, dass die Lebensdauerprognose durch eine nähere Beschreibung der realen Kontaktfläche deutlich näher an den Experimenten liegt gegenüber einer idealisierten Kontaktbeschreibung nach H ERTZ [FISC08]. Insgesamt zeigt sich, dass das Modell tendenziell die Lebensdauer von verschiedenen DLC-Beschichtungen mit unterschiedlichen Rauheiten abbilden kann. Insgesamt stellt sich heraus, dass an einer Vielzahl von Ansätzen für die Verschleißberechnung im feststoffgeschmierten Analogiekontakt geforscht wird. Ein Großteil der Ansätze basiert auf dem A RCHARD Verschleiß- Gesetz und wird für die spezifischen Beanspruchungen, Beschichtungen und Substratwerkstoffe individuell erweitert und modifiziert. Für den makroskopischen Verschleiß der gesamten Kontaktfläche zeigt sich eine qualitative Übereinstimmung mit der pressungsbasierten Verschleißberechnung. Der mikroskopische Verschleiß und damit auch die mikroskopischen Verschleißmechanismen im feststoffgeschmierten Kontakt können jedoch bisher nicht berücksichtigt werden. Die Ergebnisse aus den Verschleißberechnungen mit dem Ansatz nach A RCHARD zeigen ein großes Potential für die Lebensdauerprognose im Zwei-Scheiben-Kontakt. Neben einem theoretisch kontinuierlichen Verschleiß der Festschmierstoffschicht wird in der Literatur deutlich, dass für ein Lebensdauermodell in Abhängigkeit vom Festschmierstoff weitere Schadensmechanismen, wie beispielsweise das Versagen der Haftung zwischen einzelnen Festschmierstofflagen, berücksichtigt werden sollten. gen der Prüfläufe mikroskopische Aufnahmen der Prüfkörperoberflächen gemacht. In Bild 3 1 ist beispielhaft die Oberflächenveränderung des Schichtsystems MoS 2 : Ti TiCN dargestellt. Der visuelle Vergleich von einem Ausschnitt auf der Kontaktfläche auf der Prüfwelle zeigt die kontinuierlichen Veränderungen auf der Kontaktfläche. Auf der ersten Aufnahme bei einer Laufzeit von t = 36 min sind bereits erste lokale Verschleißerscheinungen zu erkennen. Der lokale Verschleiß wird zunächst analog zur Schleifrichtung längs zur Gleitrichtung sichtbar. Im Verlauf des Versuchs ist der initiale Verschleiß weiterhin sichtbar und breitet sich aus. Die Verschleißanalyse anhand der mikroskopischen Aufnahmen deutet darauf hin, dass der initiale Verschleiß einen wesentlichen Einfluss auf den gesamten und kontinuierlichen Verschleiß des feststoffgeschmierten Wälzkontakts hat. Die visuelle Analyse lässt jedoch nur eine qualitative Verschleißbetrachtung zu. Im Folgenden wird der kontinuierliche Verschleiß geometrisch analysiert. Gegenüber der visuellen Analyse anhand von mikroskopischen Aufnahmen ist für eine quantitative Verschleißanalyse der Vergleich der gemessenen Profile notwendig. Dazu wurden die gemessenen Topografien der verschie- Aus Wissenschaft und Forschung 27 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0020 Bild 2 1: Zielsetzung, Vorgehensweise, Prüfstand und Prüfkörper © WZL Bild 3 1: Visueller Verschleiß © WZL 4 Methode zur Verschleißvorhersage Die Kenntnisse über die Verschleißcharakteristik aus den experimentellen Versuchen deuten darauf hin, dass eine Verschleißvorhersage für die MoS 2 Festschmierstoffsysteme möglich ist. Für eine erfolgreiche und valide Verschleißvorhersage muss ein Zusammenhang zwischen dem Verschleiß und den Versuchsparametern bestehen. Aus der Literatur geht hervor, dass das A RCHARD Verschleiß-Gesetz ein viel verwendeter und geeigneter Ansatz für eine Verschleißvorhersage bei feststoffgeschmierten Kontakten ist. Dabei wird angenommen, dass der Verschleiß proportional zur Pressung p und zum Gleitweg s gleit ist (Formel 1 1). Alle anderen Einflüsse werden in den Verschleißkoeffizient k D integriert. Bei genauer Betrachtung der Formel fällt auf, dass die Einflussgrößen mit den bestimmten Annahmen sehr ähnlich zur Berechnung der Reibenergie sind. Im Linienkontakt ist die Pressung p proportional zur Normalkraft F N und unter der Annahme eines konstanten Reibkoeffizienten µ ist die Pressung auch proportional zur Reibkraft. Die Annahme der Proportionalität zwischen Reibenergie und Verschleiß hat gegenüber dem A RCHAD Verschleiß-Gesetz den Vorteil, dass eine Validierung der Reibenergie durch die experimentellen Versuche durchgeführt werden kann. Im Folgenden wird der Zusammenhang zwischen der Reibenergie und dem Verschleiß auf lokaler Ebene für die gesamte gemessene Topografie betrachtet und im Vergleich zu dem Ansatz nach A RCHARD bewertet. Anschließend wird der Reibenergieverschleißkoeffizient zur Verschleißberechnung auf Mikroebene angewendet und direkt mit den Versuchsergebnissen verglichen. Aus Wissenschaft und Forschung 28 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0020 denen Zustände mit einem Positionierungsalgorithmus hochgenau zueinander ausgerichtet [BREC16]. In Bild 3 2 sind beispielhaft die Profile einer Prüfwelle mit dem MoS 2 : Ti TiCN Schichtsystem für unterschiedliche Laufzeiten im Prüflauf abgebildet. Das Diagramm mit dem Profilvergleich zeigt die sieben Profile des Prüfkörperzustands beginnend ab dem Initialzustand nach dem Beschichten bis kurz vor dem Schichtversagen am Ende des Prüflaufs. Für die Topografiemessungen der Kontaktfläche wurde der Prüflauf alle vier Minuten unterbrochen und die Prüfkörper ausgebaut. Die Prüfparameter, wie beispielsweise die Normalkraft, der Schlupf und die Drehzahlen sind identisch zu dem Versuch in Bild 3 1. Im direkten Vergleich der ausgerichteten Profile kann der kontinuierliche Schichtverschleiß mit zunehmender Prüfdauer beobachtet werden (Bild 3 2). Ein wesentliches Merkmal für den Verschleißfortschritt ist der lokale Verschleiß an initialen Rauheitsspitzen. Die mit dem schwarzen Rahmen gekennzeichneten Bereiche zeigen eine vergleichbare Verschleißcharakteristik, die auf der gesamten Topografie zu finden ist. Der Festschmierstoff wird im Laufe des Versuchs kontinuierlich und seitlich an den Stellen mit dem initialen Verschleiß abgetragen. Zudem ist auffällig, dass der Verschleißfortschritt etwa bei der Tiefe der Festschmierstoffschicht von Δh = 1,15 µm aufgrund der TiN Hartstoffschicht stoppt. Insgesamt bestätigt der quantitative Profilvergleich die Annahmen aus der visuellen Analyse der mikroskopischen Aufnahmen, dass sich der lokale Verschleiß an den initialen Schädigungen ausbreitet. Des Weiteren ist ein Profilauftrag durch einen möglichen Schichttransfer im Profilvergleich nicht sichtbar. Bild 3 2: Charakteristisch fortschreitender Verschleiß im Profilschnitt © WZL 4.1 Berechnungsmethode Die lokale Verschleißanalyse in Kapitel 3 zeigt, dass der Festschmierstoffverschleiß eine lokale Charakteristik hat und abhängig von der initialen Topografie ist. Die Verschleißcharakteristik weicht dabei von der initialen Oberflächenveränderung bei flüssiggeschmierten Kontakten ab. Für flüssiggeschmierte Kontakte kann die initiale Veränderung der Kontaktfläche primär auf eine Einglättung infolge einer Deformation der Mikrostruktur zurückgeführt werden, sodass sich die Rauheitsspitzen verrunden und die Täler anheben [MEVI21]. Für den Festkörperkontakt im feststoffgeschmierten Wälzkontakt hat jedoch der abrasive Verschleiß einen primären Einfluss auf die Veränderungen der Kontaktfläche. Der Reibenergieverschleißkoeffizient k v ergibt sich aus dem Verhältnis zwischen dem Verschleißvolumen ΔV(Δ ti ) und der Summenreibenergie ∑ER(Δ ti ) in Bezug auf die Intervallzeit t i im Prüflauf (Bild 4 1). Die Berechnung der Summenreibenergie basiert auf einer zeitdiskreten Berechnung der Pressungsverteilung eines Kontaktdurchlaufs mit der initialen Topografie vor dem jeweiligen Intervall. Dazu wird, wie in Bild 4 1 dargestellt, mit der Methode kombinierter Lösungen die Pressungsverteilung durch den Kontakt zwischen der gemessenen Topografie der Prüfwelle mit einer ideal glatten Topografie der Gegenwelle berechnet [BREC16, SKLE21a]. Da die Pressungsverteilung innerhalb einer Kontaktüberrollung nicht konstant ist, wird eine Kontaktüberrollung in n Wälzstellungen unterteilt und für jede Wälzstellung mit einer feinen Vernetzung eine hochauflösende Pressungsverteilung berechnet. Auf Basis der feinen Vernetzung aus der Pressungsverteilung und den zeitdiskreten Kontaktberechnungen wird im nächsten Schritt die lokale Summenreibenergie, wie in Bild 4 1 gezeigt wird, berechnet. Aus dem Vergleich der gemessenen Topografien vor und nach der Intervalllaufzeit Δ ti kann der lokale Verschleiß berechnet werden. Aus dem Verhältnis zwischen dem lokalen Verschleißvolumen und der lokalen Summenreibenergie ergibt sind daraufhin der lokale Reibenergieverschleißkoeffizient k v,l . 4.2 Lokaler Zusammenhang zwischen Verschleiß und Reibenergie Für die Verschleißvorhersage auf Mikroebene wird im Folgenden der Zusammenhang zwischen dem lokalen Verschleiß und der Summenreibenergie anhand eines Anwendungsbeispiels betrachtet. Der Verschleiß wird dabei als Verschleißvolumen in Bezug auf die Elementgröße mit den Kantenlängen dy = 20 µm und dz = 0,5 µm aus der Differenz der gemessenen Topografien vor und nach der Intervallprüfzeit von t i = 4 min bestimmt. Der Gesamtverschleißverlauf des Beispielversuchs ist in Bild 3 2 dargestellt. Die Summenreibenergie ergibt sich aus der in Kapitel 4.1 beschriebenen Kinematik- und Kontaktberechnung. In Bild 4 2 ist ein qualitativer Vergleich der beiden Größen an einem Teil des Profilausschnitts aus Bild 3 2 dargestellt. Für die Berechnung der Summenreibenergie wurde ein pressungsabhängiger Reibkoeffizient experimentell ermittelt und mit einer linearen Interpolation zwischen den Punkten in der Berechnung berücksichtigt (siehe unten links in Bild 4 2) [SKLE21b]. Das obere Diagramm zeigt die Verteilung der Summenreibenergie und das Verschleißvolumen für das erste Prüfintervall von t = 0…4 min. Dabei zeigt sich, das die Verteilung von Verschleiß und Summenreibenergie qualitativ überein- Aus Wissenschaft und Forschung 29 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0020 Bild 4 1: Methode zur Berechnung des lokalen Reibenergieverschleißkoeffizienten © WZL übereinstimmt. Da das lokale Verschleißvolumen und die lokale Summenreibenergie jeweils abhängig von den Vernetzungsparametern sind, ist hier nur ein relativer Vergleich zur Bewertung des Zusammenhangs möglich. In einem weiteren Schritt wird der Zusammenhang zwischen dem Verschleiß und der Summenreibenergie quantitativ anhand des Reibenergieverschleißkoeffizienten k v betrachtet. In Bild 4 3 ist die Verteilung von k v für die Elemente aus der Kontaktberechnung dargestellt. Gegenüber der qualitativen Betrachtung eines Profilausschnitts kann mit Hilfe eines Histogramms und dem Verschleißkoeffizienten eine beliebig große Kontaktfläche unabhängig von der Elementgröße bewertet werden. In Aus Wissenschaft und Forschung 30 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0020 stimmt. An den Stellen mit erhöhtem Verschleiß ergibt sich auch eine erhöhte Summenreibenergie aus der Berechnung. Allerdings wird in dem Diagramm sichtbar, dass an den Stellen mit geringerem und sehr starkem Verschleiß die Summenreibenergie unterschätzt wird. In dem unteren Diagramm ist dagegen der lokale Vergleich für ein Prüfintervall von t = 8…12 min nach dem Einlauf der Kontaktoberfläche dargestellt. Auch hier zeigt sich eine qualitative Übereinstimmung zwischen Verschleißvolumen und Summenreibenergie. Zudem wird auch an den Stellen mit geringerem Verschleiß eine gute Übereinstimmung sichtbar. Jedoch zeigt sich, dass bei sehr starkem Verschleiß, zum Beispiel bei z = 1,8…1,85 mm, die Reibenergie quantitativ nicht mit dem Verschleiß Bild 4 2: Qualitativer Vergleich zwischen lokalem Verschleiß und lokaler Reibenergie © WZL Bild 4 3: Quantitativer Vergleich zwischen Verschleiß und Reibenergie © WZL den beiden dargestellten Histogrammen wird der gesamte mikroskopisch vernetzte Bereich mit den Abmessungen By = 0,2 mm (tangential) und Bz = 8 mm (axial) aus der Kontaktberechnung berücksichtigt. In dem oberen Histogramm ist die Anzahl der Mikroelemente als Verteilung des Verschleißkoeffizienten k v analog zu Bild 4 2 für das erste Prüfintervall dargestellt. Das Diagramm zeigt ca. 80 % aller Mikroelemente mit ∑E R,l > 0 und eine maximale relative Häufigkeit bei k v ≈ 3 mm 3 / J. Anhand der Differenz zwischen dem Median und der größten relativen Häufigkeit wird sichtbar, dass neben einer großen Streuung der k v -Werte auch eine größere Anzahl an Elementen mit größerem Verschleißkoeffizienten existieren. Je kleiner die Streuung der k v Werte, desto besser lässt sich der Verschleiß mit einem konstanten Verschleißkoeffizienten auf Basis der Reibenergie berechnen. Die Differenz zwischen Median und größter relativer Häufigkeit kann ein Anzeichen für abweichende Verschleißmechanismen sein. Im direkten Vergleich zeigt sich im unteren Diagramm eine deutlich kompaktere Verteilung mit einer geringeren Streuung. Der Median ist größer als die größte relative Häufigkeit, sodass auch für das Prüfintervall von t i3 = 8…12 min eine Mehrheit aller Kontaktelemente einen größeren k v als die größte relative Häufigkeit haben. Insgesamt zeigt die Betrachtung der Histogramme, einen besseren Zusammenhang zwischen Verschleiß und Summenreibenergie für eine bereits eingelaufene Oberfläche. 4.3 Anwendungsbeispiel der Verschleißvorhersage Anhand der Profile aus Bild 3 2 soll für die Intervalle 1 (t i = 0…4 min) und 3 (t i = 8…12 min) das verschlissene Profil aus der Berechnung direkt mit dem Profil aus dem Experiment verglichen werden. In Bild 4 4 sind jeweils für die Intervalle 1 und 3 die drei Profile im Vergleich abgebildet. Der Verschleiß wurde aus dem Median des Verschleißkoeffizienten und der lokalen Summenreibenergie für eine Prüflaufzeit von 4 Minuten lokal von der initialen Geometrie abgezogen. In dem oberen Diagramm wird sichtbar, dass mittig an den Rauheitsspitzen ein zu großer Verschleiß berechnet wird. Dieser Effekt kann auf die rein elastisch berechneten Pressungen zurückgeführt werden, die gegenüber dem realen elastisch plastischen Kontakt entsprechend überschätzt werden. Bei dem Vergleich der Profile für das dritte Intervall Δt i3 zeigt sich dieser Effekt nicht. In dem Bereich mit starkem Verschleiß bei z ≈ 1,825 mm (schwarzer Rahmen in Bild 4 4) wird das Experiment von der Berechnung infolge von plötzlichem Schichtversagen des Festschmierstoffs nicht abgebildet. Aus dem Profilvergleich in Bild 3 2 ist bereits bekannt, dass sich der Verschleiß in diesem Bereich charakteristisch verhält und möglicherweise als Oberflächenzerrüttung infolge Ermüdung eingestuft werden kann. Für die Berücksichtigung dieses Effekts müssen weitere Kriterien implementiert werden, die beispielsweise eine kritische Schichtdicke in die Berechnung einschließen. Zukünftig sollen weiter beschichtungs- und beanspruchungsspezifische Verschleißkriterien für die Berücksichtigung einzelner Einflüsse untersucht und implementiert werden. Des Weiteren soll die reale Topografie der Gegenwelle für eine bessere Abbildung der Experimente berücksichtigt werden. Für die Übertragung der Methode auf den realen Zahnflankenkontakt muss zum einen die Messmethode für die Messung der Zahnflan- Aus Wissenschaft und Forschung 31 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0020 Bild 4 4: Vergleich zwischen berechnetem und realem Profil © WZL [HEGA08] Hegadekatte, V.; Kurzenhaeser, S.; Huber, N.; Kraft, O.: A predictive modeling scheme for wear in pin-on-disc and twin-disc tribometers. In: Tribology International, 41. Jg., 2008, Nr. 11, S. 1020-1031 [HOLM67] Holm, R.: Electriv Contacts. Theory and Application. 4. Aufl. Berlin: Springer, 1967 [ISO19] Norm ISO 6336 Teil 1 (November 2019) Calculation of load capacity of spur and helical gears. [MEVI21] Mevissen, D.: Vorhersage der geometrischen Oberflächenveränderung im Wälzkontakt. Dissertation RWTH Aachen, 2021 [NIEM03] Niemann, G.; Winter, H.: Maschinenelemente. Band 2: Getriebe allgemein, Zahnradgetriebe - Grundlagen, Stirnradgetriebe. Bd. Nr. 2, 2. Aufl. Berlin: Springer, 2003 [SKLE21a] Sklenak, S.; Brimmers, J.; Christian, B.: Dry Lubricated Rolling-Sliding Contact -Operation Behavior and Calculation of Local Frictional Energy. In: Gear Technology, November/ Dezember 2021. Jg., 2021, S. 60-67 [SKLE21b] Sklenak, S.; Brimmers, J.; Brecher, C.; Lenz, B.; Mehner, A.: Tribologisches Einsatzverhalten von PVD-Festschmierstoffsystemen im fluidfreien Wälzkontakt. In: Tribol. Schmier., 68. Jg., 2021, Nr. 3-4, S. 71-78 [SOMM10] Sommer, K.; Heinz, R.; Schöfer, J.: Verschleiß metallischer Werkstoffe. Erscheinungsformen sicher beurteilen. 1. Aufl. 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Berlin: Springer, 2012 [BREC16] Brecher, C.; Renkens, D.; Löpenhaus, C.: Method for Calculating Normal Pressure Distribution of High Resolution and Large Contact Area. In: J. Tribol., 138. Jg., 2016, Nr. 1, S. 011402-1 - 011402-9 [CZIC10] Czichos, H.; Habig, K.-H.: Tribologie-Handbuch. Tribometrie, Tribomaterialien, Tribotechnik. 3. Aufl. Wiesbaden: Vieweg + Teubner, 2010 [EURO06] Europäisches Parlament: Maschinenrichtlinie 2006/ 42/ EG, 2006 [FISC08] Fischer, A.; Bobzin, K.: Friction, Wear and Wear Protection. Weinheim: Wiley-VCH Verlag, 2008 [FOUV12] Fouvry, S.; Jedrzejczyk, P.; Perrinet, O.; Alquier, O.; Chalandon, P.: Introduction of a “modified Archard wear law” to predict the electrical contact endurance of thin plated silver coatings subjected to fretting wear. Piscataway, NJ: IEEE, 2012 Aus Wissenschaft und Forschung 33 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 Eine Zeitschrift des Verband Schmierstoff-Industrie e. V. SCHMIERSTOFF SCHMIERUNG www.sus.expert Hier können Sie die Zeitschrift kostenlos abonnieren. E R S C H E I N T V I E R M A L I M J A H R 1 Einleitung, Motivation und Zielsetzung Wälzkontakte, wie z.B. der Zahnflankenkontakt, sind komplexe tribologische Systeme, deren Eigenschaften sich durch die Wechselwirkungen zwischen den Kontaktpartnern, dem Schmierstoff und dem Umgebungsmedium einstellen [CZIC10]. Die Reibung im Wälzkon- Aus Wissenschaft und Forschung 34 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0021 Wälzfestigkeit maschinell gehämmerter Oberflächenstrukturen im Zahnflankenanalogieversuch Dieter Mevissen, Lars Uhlmann, Jens Brimmers, Tim Herrig, Thomas Bergs* Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 63. Tribologie-Fachtagung 2022 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Wälzkontakte, wie z.B. der Zahnflankenkontakt, sind komplexe tribologische Systeme, deren Eigenschaften sich durch die Wechselwirkungen zwischen den Kontaktpartnern, dem Schmierstoff und dem Umgebungsmedium einstellen. Zur Reibungsreduktion und Tragfähigkeitssteigerung hochbelasteter Wälzkontakte werden zunehmend innovative Fertigungsverfahren eingesetzt, wobei für Mischreibungszustände insbesondere flache Napfstrukturen, bspw. erzeugt durch eine Laserbearbeitung, zu einem verbesserten Einsatzverhalten geführt haben. Ähnlich zur Laserbearbeitung wird auch durch das maschinelle Oberflächenhämmern (MOH) eine deterministische Oberflächenstruktur erzeugt, die in tribologischer Hinsicht verbesserte Eigenschaften aufweisen kann. Das MOH wurde in den letzten Jahren gezielt zur Optimierung von Standzeiten bei hochbeanspruchten Werkzeugen, bspw. im Tiefziehprozess, eingesetzt und gezielt weiterentwickelt. In diesem Bericht wird die Wälzfestigkeit von maschinell gehämmerten Oberflächen anhand von Zeitfestigkeitsversuchen auf einem Zwei- Scheiben-Prüfstand unter zahnradtypischen Kontaktbedingungen bewertet. Durch das MOH kann die Wälzfestigkeit gezielt gesteigert werden, wobei die Auswahl der Prozessparameter beim Oberflächenhämmern eine wichtige Einflussgröße darstellt. Insbesondere kann die Randzone durch eine zu hohe Stoßenergie infolge des Stößelhubs vorgeschädigt werden. Schlüsselwörter Maschinelles Oberflächenhämmern, Wälzfestigkeit, Roll-Gleitkontakt, Oberflächenoptimierung, Oberflächentopographie, Reibung, Kugelstrahlen Rolling Fatigue Strength of Machine Hammer Peened Surfaces in Tooth Flank Analogy Test Rolling-sliding contacts, such as the tooth flank contact, are tribological systems whose properties are determined by the interactions between the contacting bodies, the lubricant and the ambient medium. Innovative manufacturing processes are being used to reduce friction and increase the load-carrying capacity of highly loaded rolling-sliding contacts. For mixed friction conditions, bowl-shaped structures in particular, generated for example by laser machining, have led to improved running behavior. Similar to laser machining, machine hammer peening (MHP) also produces a deterministic surface structure that can exhibit improved tribological properties. In recent years, MHP has been used specifically to optimize the service life of highly stressed tools, e.g. in deepdrawing processes, and has been developed further in a targeted manner. In this report, the rolling strength of machine-hammered surfaces is evaluated using fatigue tests on a disk-on-disk test rig gear-typical contact conditions. The MHP can be used to increase the contact strength in a targeted manner, whereby the selection of the process parameters during surface hammering represent an important influencing factor. In particular, the surface can be pre-damaged by excessive impact energy as a result of the ram stroke. Keywords Machine hammer peening, contact fatigue strength, rolling-sliding contact, surface optimization, surface topography, friction, shot peening Kurzfassung Abstract * Dr.-Ing. Dieter Mevissen Lars Uhlmann M.Sc. Dr.-Ing. Jens Brimmers M.Sc. Dr.-Ing. Tim Herrig Prof. Dr.-Ing. Thomas Bergs Werkzeugmaschinenlabor der RWTH Aachen Campus-Boulevard 30, 52074 Aachen takt ergibt sich aus dem Schmierungszustand im Kontakt, der sich in Abhängigkeit vom Schmierstoff, der Einspritztemperatur sowie der Oberflächenrauheit und -struktur einstellt [SCHM85, KREI08, MAYE13, BAGH15, LÖPE15]. Zur Reibungsreduktion und Tragfähigkeitssteigerung von hochbelasteten Wälzkontakten wird insbesondere die Randzone inklusive der Oberflächentopographie als Optimierungsparameter untersucht [MAYE13, SCHÖ13]. Insbesondere flache Napfstrukturen, die bislang vorwiegend durch Laserstrukturieren erzeugt wurden [MAYE13], ermöglichen eine positive Beeinflussung der Schmierfilmbildung, wodurch das Einsatzverhalten verbessert werden kann. Weiterhin werden durch flache Napfstrukturen Verschleißpartikel aus dem Wälzkontakt ferngehalten. Nachteile des bisher eingesetzten Laserstrukturierens sind thermisch induzierte Zugeigenspannungen und Schmelzränder, welche eine Rissinitiierung begünstigen [LIU10]. Ähnlich zur Laserbearbeitung kann auch durch umformende Fertigungsverfahren die Ausbildung flacher Napfstrukturen eine in tribologischer Hinsicht optimierte Oberflächenstruktur erzeugen. Zudem führt die Umformung zur Kaltverfestigung und einer Steigerung der Druckeigenspannungsbeträge in der Randzone, ohne dass es zur Ausbildung von Schmelzrändern oder Zugeigenspannungen kommt [BLEI12]. Neben dem Kugelstrahlen [SCHU06] sowie dem Festwalzen [RÖTT02] wird seit einigen Jahren das maschinelle Oberflächenhämmern (MOH) zur Oberflächenstrukturierung und Randzonenmodifikation erforscht [TRAU16]. Die ersten Anwendungen des MOH umfassten die Optimierung der Reibung beim Tiefziehen von Edelstahl durch eine Verbesserung der Werkzeugrandzone und -oberfläche. Das MOH bietet jedoch auch ein großes Potential zur Optimierung der Randzone aus anderen Bereichen, wie bspw. dem Wälzkontakt (Bild 1 1). Derzeit ist das Potential des MOH für den Wälzkontakt insbesondere hinsichtlich optimaler Prozessparameter noch unzureichend erforscht. Das Ziel dieses Berichts ist daher die Bewertung des maschinellen Oberflächenhämmerns (MOH) zur Steigerung der Wälzfestigkeit im Zahnflankenanalogieversuch (Bild 1 1). Die Vorgehensweise zur Zielerreichung besteht aus drei Schritten. Im ersten Schritt werden das Prüfkonzept und die Prüfvarianten definiert sowie die Fertigung der Prüfkörper durchgeführt. Als Prüfkonzept wird ein Zwei-Scheiben-Zahnradanalogieprüfstand verwendet, um ein effizientes Screening für unterschiedlichen Prozessparameter beim MOH zu ermöglichen. Durch die Variation der Prozessparameter beim MOH werden entsprechend unterschiedliche Oberflächeneigenschaften eingestellt, sodass für unterschiedliche Varianten die Wälzfestigkeit für einen Lasthorizont ermittelt und ein Optimierungspotential abgeleitet werden können (Schritt 2, Bild 1 1). Auf diese Weise können zum einen die generelle Eignung des MOH für die Verbesserung der Wälzfestigkeit bewertet werden und zum anderen die Prozessparameter mit dem höchsten Verbesserungspotential ermittelt werden. Abschließend erfolgt im letzten Schritt eine tiefergehende Analyse der Randzoneneigenschaften und eine Schadensanalyse. 2 Herstellung der Prüfkörper, Prüfstand und Messgeräte Zur Herstellung der Prüfkörper wurde eine klassische Fertigungsprozesskette für einsatzgehärtete Bauteile Aus Wissenschaft und Forschung 35 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0021 Bild 1 1: Motivation und Zielsetzung © WZL Scheiben-Wälzfestigkeitsprüfstand durchgeführt, Bild 2 2. Der Zwei-Scheiben-Kontakt ist ein Analogieversuch und überführt den tribologischen Beanspruchungszustand im Zahnflankenkontakt auf eine Ersatzgeometrie in Form von zwei Scheiben [KLOC17]. Der Prüfkörper ist zylindrisch ausgeführt (d 1 = 42 mm), während der Gegenkörper einen Balligkeitsradius (R bal = 166 mm) in axialer Richtung aufweist, um bei den technischen Prüfstandsgegebenheiten schädigungsrelevante Pressungen aufbringen zu können [GOHR82, STRE97]. Der Antrieb des Prüfsystems erfolgt über einen Elektromotor und einen Riementrieb. Der Schlupf von s 1 = -28 % wird über ein Schlupfgetriebe realisiert. Die Aufbringung der Prüflast erfolgt über einen hydraulischen Druckzylinder in Kombination mit einem Hebelsystem realisiert. Die Schmierölzuführung erfolgt mittels einer temperaturgeregelten Einspritzschmierung (T = 90 °C, FVA3A 4 % Anglamol). Die Erfassung der Oberflächentopografie im Ausgangszustand und im Zustand nach dem Experiment erfolgte mit einem taktilen Oberflächenmessgerät der Firma JENOPTIK Industrial Metrology Germany GmbH vom Typ Hommel etamic nanoscan 855. Die verwendete Tastspitze wies einen Spitzenradius von r sp = 5 µm mit einem Kegelwinkel von γ = 60° auf. Die Auswertung der Rauheitskennwerte erfolgte nach DIN EN ISO 4288 mit einer Grenzwellenlänge λ c = 0,8 mm 4288 [ISO98]. Zudem wurde bei der Auswertung ein kurzwelliger Profilfilter λ s = 2,5 µm zur Reduktion des Rauscheinflusses angewendet. Aufgrund der begrenzten Kontaktbreite (Punktkontakt) wurden anstelle der empfohlenen fünf Einzelmessstrecken nur drei Einzelmessstrecken ausgewertet, sodass die Gesamtmessstrecke für die Auswertung inklusive des Cut-Offs l ges = 3,2 mm betrug. Aus Wissenschaft und Forschung 36 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0021 durchlaufen (Weichbearbeitung, Härten, Hartbearbeitung). Am fertigen Bauteil lag für eine Grenzhärte von 550 HV1 eine Einsatzhärtetiefe von CHD 550HV1 = 1,1 mm vor. Für die Bearbeitung der geschliffenen Prüfflächen durch den Prozess des Außenrund-Umfangs-Querschleifens zwischen Spitzen wurde eine Schleifscheibe der Spezifikation 89A 802 J 5A V217 mit den Abmessungen 500 x 60 x 203,2 der Firma Tyrolit verwendet. Die Umfangsgeschwindigkeit des Werkstücks und der Schleifscheibe betrug v w = 0,4 m/ s bzw. v c = 40 m/ s. Insgesamt wurde im Schrupp- und Schlichtvorgang ein radiales Aufmaß von q = 0,1 mm zerspant. Die Ausfunkzeit betrug t = 2 s. Nach der Schleifbearbeitung wurden die zylindrischen Prüfkörper durch das elektrodynamische Hämmersystem accurapuls V.2002 als letzten Fertigungsschritt bearbeitet, siehe Bild 2 1. Das Wirkprinzip des Hämmersystems beschreibt die Bewegung einer schwingenden Masse mit Kupferspule, welche sich in einem wechselnden Magnetfeld eines Permanentmagnets oszillierend bewegt. Das Hämmersystem wurde von einem Industrieroboter ABB IRB6660 geführt. Der Hammerkopfdurchmesser d = 8 mm und die Schlagfrequenz f = 120 Hz wurden konstant gehalten. Mit diesem Aufbau wurden insgesamt acht Versuchsvarianten durch die Variation des Stößelhubs auf zwei Niveaus h = 0,3; 0,9 mm und des Eindruckabstands a = 0,07; 0,15; 0,25 und 0,35 mm hergestellt. Mit steigendem Hub wurden dabei höhere Einzelschlagenergien und mit geringeren Eindruckabständen höhere Energiedichten eingestellt. Auf diese Weise konnten gezielt die Oberflächenstrukturen und Randzoneneigenschaft eingestellt werden. Zur Ermittlung der Wälzfestigkeit der gehämmerten Oberflächen wurden Untersuchungen auf dem Zwei- Bild 2 1: Versuchsaufbau des maschinellen Oberflächenhämmerns und Versuchsvarianten © WZL 3 Bewertung der Wälzfestigkeit gehämmerter Oberflächen in der Zeitfestigkeit In Bild 3 1 werden die Versuchsergebnisse für die unterschiedlich gehämmerten Varianten im Vergleich zur geschliffenen Referenzvariante dargestellt. Für jede Variante wurden zur statistischen Absicherung drei Versuche durchgeführt (Streubalken: Minimum/ Maximum) und der Mittelwert für die Ausfallwahrscheinlichkeit P A = 50 % ausgewertet. Durch das MOH mit kleinem Hub h = 0,3 mm und kleinen bis moderaten Eindruckabständen a = 70, 150, 250 µm wurde eine erhöhte Zeitfestigkeit im Vergleich zum geschliffenen Referenzzustand erzielt. Mit kleinem Hub h = 0,3 mm und kleinem Eindruckabstand a = 70 µm wurde die maximale Steigerung der Lastspiele um 120 % im Vergleich zur geschliffenen Referenz verzeichnet. Die Zeitfestigkeiten der mit dem höheren Hub h = 0,9 mm gehämmerten Varianten lagen niedriger als die Referenz. Für einen besseren Verständnisaufbau wurden im ersten Schritt die Schadensbilder und die Veränderung der Kontaktgeometrie analysiert, vgl. Bild 3 1. Alle Varianten fielen durch ein muschelförmiges Grübchen in der Mitte der Laufbahn aus, was dem Stand der Technik ent- Aus Wissenschaft und Forschung 37 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0021 Bild 2 2: Zwei-Scheiben-Wälzfestigkeitsprüfstand © WZL Bild 3 1: Ergebnisse der Wälzfestigkeit gehämmerter Oberflächen und Schadensbilder © WZL ringem Eindruckabstand a = 70 bzw. 150 µm weiterhin geringer als die Referenz. Für den Eindruckabstand a = 350 µm resultierte im eingelaufenen Zustand eine vergleichsweise hohe Rauheit, was ein Grund für die ausbleibende Tragfähigkeitssteigerung bei einem Hub h = 0,3 mm sein kann. Darüber hinaus wurde für die Varianten die Oberflächenhärte analysiert vgl. Bild 3 3. Die Analyse der Mikrohärte zeigte einen Härteanstieg in der Randzone durch das MOH. Bis in eine Randzonentiefe von z = 0,5 mm wurde eine Kaltverfestigung eingestellt. Dieser Effekt wurde unabhängig von den MOH-Parametern beobachtet. Die Oberflächenhärte wurde von 717 ± 26 HV30 auf 855 ± 44 HV30 für die Variante mit dem geringsten Eindruckabstand a = 70 µm gesteigert. Analog zur Veränderung der Oberflächenrauheit ist die Oberflächenhärte primär vom Eindruckabstand abhängig, wobei mit sinkender Energiedichte auch die Steigerung der Härte geringer ausfällt. Die Erhöhung der Einzeleinschlagenergie durch den Stößelhub führt bei allen Eindruckabständen zu einer weiteren Steigerung der Oberflächenhärte, jedoch in geringerem Maße als durch den Eindruckabstand. Die Tragfähigkeitsunterschiede in Abhängigkeit vom Hub können jedoch weder anhand der Oberflächenrauheit, noch anhand der Oberflächenhärte erklärt werden. Als abschließende Analyse wurden die Eigenspannungstiefenverläufe für die drei potentialträchtigsten Eindruckabstände a = 70, 150 und 250 µm gemessen, siehe Bild 3 4. Die Tiefenlage des Eigenspannungsmaximums betrug für alle Variante ca. t ES,max ≈ 0,1 mm. Mit dem höheren Stößelhub von h = 0,9 mm wurden im Vergleich zu h = 0,3 mm tendenziell für alle Eindruckabstände auch höhere Eigenspannungsbeträge nach dem MOH Aus Wissenschaft und Forschung 38 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0021 sprach. Der vorliegende Grübchenausbruch kann in die zwei Bereiche der Ermüdungszone (1) und Restgewaltbruchzone (2) unterteilt werden [BREC17]. Der Verschleiß wurde anhand dem Vergleich von Profilmessungen vor und nach dem Versuch bewertet. Aufgrund der hohen Pressungen von p H = 2900 MPa wurde bei allen Varianten eine plastische Verformung festgestellt, jedoch kein Verschleiß (abrasiv oder infolge einer Graufleckigkeit) festgestellt. Da sich die Varianten hinsichtlich der plastischen Verformung nicht unterschieden, wird an dieser Stelle auf eine genaue Darstellung verzichtet. Hinsichtlich der Schadensart und des Verschleißes sind die Varianten somit gleich und können direkt miteinander verglichen werden. Im nächsten Schritt wurden die Rauheiten vor und nach dem Versuch ausgewertet, vgl. Bild 3 2. Das MOH führte in allen Fällen zu einer Verringerung der Oberflächenrauheit gegenüber dem geschliffenen Ausgangszustand. Mit steigenden Eindruckabstand a erhöht sich entsprechend der Erwartungshaltung auch die resultierende Oberflächenrauheit nach dem MOH. Die geringsten Rauheitswerte wurden dabei mit dem geringsten Eindruckabstand erzielt. Demgegenüber zeigte der Stößelhub keinen signifikanten Einfluss auf die Rauheit. Nach dem Versuch im Wälzfestigkeitsprüfstand hat sich die Rauheit für alle Varianten durch einen ausgeprägten Einlauf reduziert. Die Rauheit der Referenzvariante reduzierte sich um ca. 60 % im Gegensatz zu den gehämmerten Varianten, bei denen die Rauheit nur zwischen 27 - 37 % reduziert wurde. Als Grund hierfür kann das Verformungspotential der Oberfläche angeführt werden, dass bei der gehämmerten Oberfläche aufgrund der umformenden Vorbearbeitung entsprechend reduziert ist. Nach dem Einlauf war die Rauheit der Varianten mit ge- Bild 3 2: Veränderung der Oberflächenrauheit © WZL gemessen. Der maximale Betrag der Eigenspannung wurde durch den Eindrucksabstand beeinflusst, wobei der größte Betrag beim kleinsten Eindruckabstand gemessen wurde. Für den Stößelhub h = 0,3 mm korreliert der hohe Eigenspannungsbetrag somit auch mit der höchsten Anzahl an Lastwechseln bei den Wälzfestigkeitsuntersuchungen. Demgegenüber ertrug die Variante mit geringstem Eindruckabstand und hohem Stößelhub (a = 70 µm, h = 0,9 mm) eine deutlich geringere Anzahl an Lastwechseln. Daraus wurde geschlussfolgert, dass das Potenzial des Stößelhubs h = 0,9 mm zur Eigenspannungseinbringung überkompensiert wurde durch andere tragfähigkeitssenkende Effekte wie z.B. die Einbringung von Vorschädigungen durch Mikrorisse. Diese Mikrorisse waren in den bislang angefertigten lichtmikroskopischen Aufnahmen nicht erkennbar, sind aber im Stand der Technik aus vergleichbaren Verfestigungsprozessen wie z.B. dem Kugelstrahlen bekannt [STAH17, KÖNI21]. Zusammenfassend kann festgehalten werden, dass das maschinelle Oberflächenhämmern (MOH) für die Optimierung der Randzone von Wälzkontakten prinzipiell geeignet ist. Dabei ist darauf zu achten, dass der Energieeintrag so gewählt wird, dass keine Vorschädigungen in der Randzone auftreten. In zukünftigen Arbeiten ist es zudem notwendig, die Bearbeitung mittels MOH auch für gekrümmte Oberflächen mit Störkonturen, wie bspw. eine Zahnflanke, zu ermöglichen. Insbesondere müssen dafür der minimale Auftreffwinkel und die damit einhergehende Verfestigung wissenschaftlich bewertbar sein. Aus Wissenschaft und Forschung 39 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0021 Bild 3 3: Analyse des Härtetiefenverlaufs und der Oberflächenhärte © WZL Bild 3 4: Analyse der Eigenspannungstiefenverläufe © WZL [KREI08] Kreil, O.: Einfluss der Oberflächenstruktur auf Druckverteilung und Schmierfilmdicke im EHD- Kontakt. Diss. TU München, 2008 [LIU10] Liu, H.; Niu, R.; Meng, Y.: The Effect of Laser Texturing of Steel Surfaces on Film Lubriction Based on Stribeck Curves. In: Luo, J.; Meng, Y.; Shao, T.; Zhao, Q. (Hrsg.): Advanced Tribology. 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Auslegung - Herstellung - Untersuchung - Simulation. 1. Aufl. München: Carl Hanser, 2017 [KÖNI21] König, J.: Steigerung der Zahnflankentragfähigkeit durch optimierte Fertigung und Schmierung. München: Verlag Dr. Hut, 2021 Einführung In den 1960er Jahren ist die Wichtigkeit von Energieeffizienz aufgezeigt worden. Der Jost-Report [1] von 1966 hat wirtschaftliche Gewinne von 1.36 % des damaligen britischen Bruttoinlandsprodukts vorhergesagt, wenn neue Technologien eingesetzt werden würden, die Reibung und Verschleiß verringern. Allerdings berücksichtigt der Bericht keine Sekundäreffekte für die Umwelt, die durch die Verringerung von Reibung und Verschleiß entstehen, da die Bedeutung des Umwelteinflusses damals nicht im Fokus gestanden ist. Allerdings haben in den letzten beiden Jahrzehnten die Auswirkungen von menschlichen Aktivitäten auf die Umwelt und die fortschreitende Auszehrung der natürlichen Ressourcen, wie Öl, das Thema der Energieeffizienz in jede industrielle Anwendung eingebracht. Viele Länder haben sich genaue Ziele für die CO 2 - Einsparung gesetzt, die mit Zielwerten für bestimmte Industriezweige, wie beispielsweise dem Automobilsektor, einhergehen. Dies hat wiederum die Tribologie in den Fokus der Produktentwicklung gesetzt, da energieeffiziente Komponenten für komplette System entwickelt werden müssen. Andererseits fehlen nach wie vor Studien zu den Umweltauswirkungen von Energieeffizienz, wie im aktuellen GfT-Bericht [2] festgestellt wird. Nichtsdestotrotz ist der Vorteil von energieeffizienten Bauteilen über deren kompletten Lebenszyklus nicht auf breiter Ebene untersucht worden. Zwar gibt es generelle Richtlinien, die deren Produktion und Transport abdecken [3-5], es gibt aber wenig Untersuchungen, die den CO 2 -Fußabdruck während der verbleibenden Gebrauchsdauer - das ist der Zeitbereich der Nutzung technischer Produkte - oder des möglichen Energieverbrauchs während der Entsorgung oder Recyclings beleuchten. Verschiedene Studien zur Berechnung des globalen Energieverbrauchs [6] oder des Verbrauchs einzelner Industriesektoren wie des Bergbaus [7], der Papierindustrie [8] oder der globalen CO 2 -Emmisionen von Fahrzeugen [9,10] sind veröffentlicht worden. Die Autoren dieser Studien definierten einen durchschnittlichen Vertreter des jeweiligen Industriezweigs - beispielsweise Aus Wissenschaft und Forschung 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0022 Abschätzung der weltweiten Energiebilanz von Wälzlagern Vasilios Bakolas, Philipp Roedel, Michael Pausch* Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 63. Tribologie-Fachtagung 2022 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. In diesem Beitrag werden zwei Methoden zur Schätzung der Energieverluste beim Einsatz von Kataloglagern auf globaler Ebene vorgestellt. Diese Methoden, die auf aktuellen Normen basieren, liefern eine Näherung für die Bestimmung der Energiebilanz von Lagern. Die Vor- und Nachteile der vorgeschlagenen Methoden werden diskutiert. Schlüsselwörter Wälzlager, Reibung, CO 2 Emissionen Estimation of the global energy balance of bearings This paper presents two methods for estimating energy losses when using catalog bearings on a global scale. These methods, which are based on current standards, provide an approximation for determining the energy balance of bearings. The advantages and disadvantages of the proposed methods are discussed. Keywords Rolling Element Bearings, Friction, CO 2 Emissions Kurzfassung Abstract * Dr. Vasilios Bakolas Schaeffler Technologies, Industriestr. 1-3, 91074 Herzogenaurach Philipp Roedel Dr. Michael Pausch Schaeffler Technologies, Georg Schäfer Straße 30, 97421, Schweinfurt satz der Energieverlust einer Stellvertreteranwendung eines bestimmten Anwendungsgebiets komponentenweise untersucht wird, bis der Energieverbrauch der Wälzlager abgeschätzt werden kann. Die Breite und Vielzahl industrieller Anwendungen und Designs macht diesen Ansatz allerdings mühsam. Zwar kann er leicht in großen Sektoren wie Automobilindustrie, Luftfahrt, Windenergie, Bergbau oder der Papierindustrie angewendet werden. Es gibt allerdings viele andere Sektoren, die für eine gute Genauigkeit der Abschätzung mit einbezogen werden sollten. Dieser Ansatz ist sehr zeitaufwändig und daher nicht Teil dieses Beitrags. Eine Methode zur Abschätzung der Energieverluste von Wälzlagern mit Hilfe des produktbasierten Ansatzes wurde erst kürzlich vorgeschlagen [11]. In dieser Studie zeigten die Autoren u.a. welchen Einfluss Reibungsberechnungsmethoden auf die Ergebnisse haben und unter welchen Bedingungen die Wirkung von reibungsoptimierten Konstruktionen quantifiziert werden könnte. Basierend auf den Ergebnissen von [11] haben die Autoren den globalen Energieverbrauch aller Kataloglager anhand von zwei verschiedenen Parametern berechnet. In den letzten Jahren haben etliche Lagerhersteller Wälzlager mit unterschiedlichen Innenkonstruktionen vorgestellt, die die Reibung reduzieren sollen. Gleichzeitig haben sie ebenfalls verbesserte Berechnungsmethoden zur Ermittlung der Reibenergie von Lagern sowohl in Form von Katalogmethoden (SKF) [12] als auch Computerprogrammen (Schaeffler) [13], die auf theoretischen Modellen basieren, vorgestellt. Diese neuen Berechnungsmethoden berücksichtigen wesentlich mehr Faktoren, die die Reibung beeinflussen. Sie beinhalten das interne Design entweder implizit, wie beispielsweise in Katalogmethoden, oder explizit, zum Beispiel im Rahmen von Computerprogrammen. In dieser Studie und aus den in [11] dargelegten Gründen wurde nur die Analysemethode von Schaeffler verwendet. Schaeffler stellt sein Reibmodell in Form des Computerprogramms Bearinx Easy Friction zur Verfügung. Das Model basiert auf physikalischen Algorithmen, die Last, Verkippung der Lagerringe, Viskosität des Schmierstoffs, Temperatur, die genaue interne Lagergeometrie und das Lagerspiel berücksichtigen. Dieses Model ist ebenfalls mit einer Serie von Experimenten validiert worden. Die Basis dieses Modells ist die Reibkraft jedes Kontaktpunkts innerhalb des Lagers, die durch die Scherung des Schmierstoffs und der Reibung zwischen Rauheitsspitzen entsteht. [13] (1) mit der Gleitreibkraft F sl , der Gleitreibkraft der Rauheitsspitzenkontakte F sl,asp , der Gleitreibkraft der Scherung des Schmierstoffs F sl,fl und dem Lasttraganteil λ der Rauheitsspitzen. = , + ( 1 ) , Aus Wissenschaft und Forschung 42 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0022 ein durchschnittliches Auto - und haben daraus die Emissionen des Sektors berechnet. Des Weiteren konnten sie den potenziellen Effekt der CO 2 -Einsparung neuer Technologien ermitteln, indem sie die Energieverluste der jeweiligen Anwendung berechnet haben. Der Beitrag von spezifischen, aber breit eingesetzten Komponenten auf die globale Energieemissionen ist bisher nicht sorgfältig untersucht worden. Wälzlager befinden sich in fast allen Maschinentypen. Allerdings ist deren Energieverbrauch aufgrund ihrer hohen Effizienz meist nicht im Fokus der Optimierung (Wälzlager werden im Englischen auch „antifriction bearings“ genannt). Aufgrund der riesigen Anzahl an verwendeten Lagern kann deren Gesamtverbrauch allerdings nicht vernachlässigt werden. In den letzten Jahren sind viele energieeffiziente Lager entwickelt worden, die ein spezifisches Design oder neue Materialen verwenden, um die Verluste zu verringern, ohne an Lasttragfähigkeit einzubüßen. Der Effekt, den diese Änderungen auf den globalen Energieverbrauch haben, ist bisher nicht quantifiziert worden. Berechnungsansätze Um den gesamten Energieverlust von Wälzlagern während ihres Betriebs zu berechnen, gibt es zwei mögliche Ansätze, die ähnliche Ergebnisse liefern sollten (Bild 1). Im produktbasierten Ansatz wird ein Ensemble von repräsentativen Betriebsbedingungen für einen bestimmen Lagertyp definiert und der Energieverlust jedes Lagers dieses Typs mit aktuellen Berechnungsmethoden ermittelt. Anschließend können die Berechnungsergebnisse mit den globalen Verkaufszahlen gewichtet werden, um die globalen Emissionen eines Typs abzuschätzen. Die andere Möglichkeit folgt dem Ansatz von Holmberg et al [6-10], indem in einem anwendungsbasierten An- Bild 1: Gegenüberstellung des Produkt- und Anwendungsbasierten Ansatzes Die spezifische Reibkraft eines Flächenelements ΔA und der lokalen Gleitgeschwindigkeit usl ergibt sich somit zu: (2) Die Summe aller spezifischen Reibverluste aller Kontakte im Lager ergibt dessen Reibverlust. Die Hauptaufgabe im produktbasierten Ansatz besteht darin, ein Ensemble von Betriebsbedingungen zu definieren, das auf alle Lagertypen angewendet werden kann. Der Standard ISO281 [14] bezieht sich hauptsächlich auf die Lebensdauer von Wälzlagern und stellt daher keine Orientierungshilfe dar. Der Standard ISO/ TS = | | 16281 [15] stellt einen Satz von Referenz-Geometrien zur Verfügung, der zur Erstellung von Referenztypen für die Berechnung verwendet werden kann. Die einzige Quelle zu bestimmten Betriebsbedingungen findet sich im Standard ISO15312 [16], der sich mit der thermischen Bezugsdrehzahl befasst. Demnach basieren die Referenzbedingungen in diesem Standard hauptsächlich auf den Betriebsbedingungen der am häufigsten verwendeten Lagertypen und -größen. Des Weiteren ist dieser Standard für die vorliegende Studie geeignet, da er eine Methode zur Berechnung der Reibungsverluste in Lagern beinhaltet. Die Betriebsbedingungen sind hier so gewählt, dass ein Lager einen Temperaturanstieg um 50 °C (von 20 °C auf 70 °C) in einer Ölbadschmierung Aus Wissenschaft und Forschung 43 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0022 Bild 2: Die Reibkontakte in einem typischen Radialrillenkugellager. ISO 15312 Ansatz Lh10 Ansatz Lagerreferenztemperatur 70°C 70°C Radiale Referenzlast 5% C 0r Berechnet von nomineller Lebensdauer Drehzahl Thermische Bezugsdrehzahl nach ISO 15312 50% von thermischen Bezugsdrehzahl nach ISO 15312 Viskosität des Schmierstoffs bei 70°C 12 mm²/ s 12 mm²/ s Art der Schmierung Oil bath Oil bath Bohrungsdurchmesser < 1000mm < 1000mm Lagerspiel N (ISO 5753-1) N (ISO 5753-1) Lagerachse horizontal horizontal Stehender Ring Outer ring Outer ring Table 1: Betriebsbedingungen der Berechnungsansätze erfährt, wenn ein Öl mit einer Betriebsviskosität von 12 mm 2 / s bei 70 °C verwendet wird. Die Betriebsbedingungen dieses Lagers sind in Tabelle 1 zusammengefasst. In einem Kugellager wie in Bild 2 sind die Reibkontakte die Kontakte zwischen Kugeln und Laufbahnen und des Käfigs und zusätzlich der Dichtungskontakt. Da der Standard eine Ölbadschmierung voraussetzt, was einen dichtungsfreien Betrieb vorgibt, wird der Dichtungseinfluss vernachlässigt. Gleichzeitig scheint der Standard durch seine Wahl der Schmierung alle Wälzlager zu vernachlässigen die typischerweise mit Fett geschmiert werden. Das Ziel dieses Artikels ist es, eine generell anwendbare und auf bestehenden Standards basierende Methode zur Berechnung der Energieverluste vorzuschlagen. Daher geben diese Standards auch die Annahmen vor, die getroffen werden müssen. Andererseits wird darin auch eine wesentlich geringere Reibung für gen in Betracht gezogen. Da die Lebensdauer der Lager bereits vorgeschrieben war, wurde die Betriebslast so gewählt, dass die nominelle Lebensdauer jedes Wälzlagers 5500 Stunden entsprach. Darüber hinaus wurde die Betriebsdrehzahl auf 50 % der thermischen Bezugsdrehzahl eingestellt, um der Drehzahl im normalen Lagerbetrieb besser zu entsprechen. Dieser Satz von Bedingungen wurde Lh10 - Ansatz genannt. Die Reibenergie der meisten Kataloglagertypen wurde für beide Betriebszustände bestimmt. In Tabelle 2 sind die Lagertypen, die in dieser Studie betrachtet wurden, zusammen mit ihren repräsentativen Serien dargestellt. Ergebnisse - Diskussion Um die Energieverluste von Lagern während der geschätzten Gebrauchsdauer abschätzen zu können, muss eine Annahme über die Anzahl der weltweit verkauften Lager und deren Verteilung auf die verschiedenen Größen vorgenommen werden. Basierend auf den verfügbaren Daten des Jahres 2019 zur Größe des Lagermarktes und den Preisangaben mehrerer Hersteller wurde in einem iterativen Verfahren die Verteilung der verkauften Lager ermittelt. Zunächst wurde eine statistische Verteilung für die Zuordnung des Umsatzes pro Lagergröße gewählt. Anhand der Preisinformationen wurde die statistische Verteilung der verkauften Lager ermittelt. Basierend auf der Art der Lagerung wurde eine Annahme hinsichtlich der endgültigen Verteilung der verkauften Einheiten getroffen. Das Verfahren wurde so lange wiederholt, bis die statistische Verteilung der verkauften Lager für jeden Lagertyp den Erwartungen entsprach. Die statistische Verteilung der verkauften Rillenkugellager ist in Bild 3 zu sehen. Die Ergebnisse der Reibungsberechnungen sind in Bild 4 zu sehen. Die durch den ISO15312-Ansatz vorhergesagte Reibungskraft ist höher als die des Lh10-Ansatzes, wie erwartet. Die Gründe für diesen Unterschied Aus Wissenschaft und Forschung 44 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0022 Fettals für Öl-geschmierte Lager vorhergesagt. Diese geringere Reibung wird durch die Dichtungen wieder aufgehoben, so dass die beiden gegenläufigen Effekte die Reibung von Fett- und Öl-geschmierten Lagern in dieselbe Größenordnung bringen. Daher sind die Annahmen in Tabelle 1 akzeptabel. Die einzige fehlende Betriebsbedingung ist die Drehzahl. Eine Untersuchung der Lagerkataloge verschiedener Hersteller zeigt, dass die thermischen Bezugsdrehzahlen stark unterschiedlich sein können. Dies hängt (a) mit der individuellen Innenkonstruktion des Lagers und (b) mit der Methode zur Berechnung der Reibungsverluste zusammen. Daher muss zur Bewertung der Energieverluste aller Lager ein Satz an Drehzahlen gewählt werden. In dieser Studie sind die Bezugsdrehzahlen nach der Berechnungsmethode der ISO15312 als Drehzahlen verwendet worden. Eine weitere wichtige Variable, die bestimmt werden muss, um die Energieverluste zu berechnen, ist die Zeit, in der diese Verluste entstehen. Für diese Studie wurde eine Lebensdauer von 5500 Stunden für alle Lager unabhängig von ihrer Art und Dimension angenommen. Diese Lebensdauer scheint ein guter Kompromiss zwischen der geringen Lebensdauer kleiner Lager, die typischerweise 1000 - 2000 Stunden laufen, und den größeren Lagern, die typischerweise eine Lebensdauer von 40000 - 50000 Stunden erreichen oder sogar überschreiten können, zu sein. Die in ISO 15312 definierten Betriebsbedingungen entsprechen Wälzlagern, die leicht belastet sind und mit sehr hohen Drehzahlen arbeiten. Dies führt zu einem erhöhten Einfluss der Fliehkräfte, die mit hohen Geschwindigkeiten verbunden sind. Der Effekt mag bei Kugellagern geringer sein, wird aber vor allem bei Rollenlagern zum treibenden Faktor. Darüber hinaus sind auch die Planschverluste proportional zur Betriebsgeschwindigkeit, was bedeutet, dass sie durch die Verwendung dieser Bedingungen überschätzt würden. Daher wurde auch ein alternativer Satz von Betriebsbedingun- Typ Serie Typ Serie Rillenkugellager 62 Zylinderrollenlager NU3 Schrägkugellager 72 Kegelrollenlager 303 Vierpunktlager QJ3 Pendelrollenlager 222 Pendelkugellager 22 Nadellager NA49 Axial- Zylinderrollenlager 812 Axial- Pendelrollenlager 294 Tabelle 2: In die Studie betrachtete Lager werden auf die höheren Geschwindigkeiten des ISO- Ansatzes zurückgeführt, die wiederum zu höheren Energieverlusten führen. Die hohen Drehzahlen des ISO-Ansatzes wirken sich negativ auf die Energieverluste von Lagern aus, wegen einem anderen Grund auch. Planschverluste tragen ebenfalls zu den Reibungsverlusten bei und ISO 15312 schreibt eine Ölbadschmierung vor, bei der das untere Walzkörper zur Hälfte mit Öl bedeckt ist, was wiederum bedeutet, dass Planschverluste nicht vernachlässigt werden dürfen. Bild 5 zeigt den Unterschied in den Ergebnissen, wenn die Planschverluste vernachlässigt werden. Wie man sieht, können diese Verluste 25 % - 30 % der gesamten Reibverluste betragen, obwohl dieser Prozentsatz je nach Lagertyp erheblich variiert. Aus Wissenschaft und Forschung 45 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0022 Bild 3: Prozentuale Lagerverkaufszahlen pro Lagergröße Bild 4: Reibungsverluste von Wälzlagern kontakte festlegt. Die Verwendung von Lagern mit Keramikwälzkörper hat auch den positiven Effekt gezeigt, den verschiedene Materialen auf die Reibung haben. Zuletzt haben Oberflächenbeschichtungen einen signifikanten Effekt auf die Reibungsreduzierung - obwohl einige schwer in Lagern anwendbar sind. Zusammmenfassung Nach dem Vergleich der Ergebnisse können folgende Schlussfolgerungen gezogen werden: • Die Berechnungsmethode in Verbindung mit Verkaufsdaten können zu einer guten Annäherung an die Gesamtenergieverluste von Kataloglagern führen. • Diese Ergebnisse scheinen die richtige Größenordnung zu haben, obwohl viele vereinfachende Annahmen getroffen wurden. • Die Verbesserung der Qualität der Ergebnisse kann durch die korrekte Definition der durchschnittlichen Betriebsbedingungen und der Gebrauchsdauer in einer Vielzahl von Anwendungen erreicht werden. • Diese Methode kann die Möglichkeit bieten, die Auswirkungen von reibungsoptimierten Konstruktionen von Wälzlagern zu quantifizieren. • Die Berechnungsmethode ist einfach zu implementieren und könnte als Grundlage für zukünftige Standards verwendet werden. Aus Wissenschaft und Forschung 46 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0022 Die erste Schlussfolgerung, die aus den Ergebnissen gezogen werden kann, ist, dass Kugellager die meisten Energieverluste verursachen und 50 % der Gesamtverluste erreichen, was andererseits angesichts der Größe des Kugellagermarktes zu erwarten ist. Nadellager tragen je nach Ansatz auch etwa 20 % - 30 % der Verluste bei. Kugellager scheinen auch stärker von den Planschverlusten betroffen zu sein als jede andere Art von Wälzlagern. Dies könnte darauf zurückzuführen sein, dass die thermische Bezugsdrehzahl von Kugellagern typischerweise höher ist als die von Rollenlagern. Da die Planschverluste proportional zur Drehzahl sind, werden Kugellager aufgrund der Wahl der Betriebsbedingungen stärker vom Planschen beeinflusst. Hauptnutzen dieser Art von Ergebnissen kann es sein, dass Hersteller und Anwender von Wälzlagern den Einfluss neuer reibungsoptimierter Designs auf den Energieverbrauch bewerten können. Solche Designs haben hauptsächlich die Kontakte zwischen Wälzkörpern und Laufbahnen oder Käfigen im Fokus. Die Reduzierung der Rauheiten ist eine offensichtliche Maßnahme, um Reibung zu reduzieren. Des Weiteren beeinflusst die Schmiegung des Innen- und Außenrings signifikant die Reibung, da die Kontaktfläche und damit der Mikroschlupf im Kontakt verringert wird. Bestimmte Käfigdesigns un d -materialen können ebenfalls einen großen Einfluss auf die Lagerreibung haben. Die Anzahl der Wälzkörper beeinflusst ebenfalls die Reibung aus dem offensichtlichen Grund, dass sie die Anzahl der Reib- Bild 5: Einfluss des Planschens auf die Reibleistungsverluste von Lagern Literatur [1] Jost, P. Ed., (1996), “Lubrication (Tribology) Education and Research. A Report on the Present Position and Industry’s Need”, London: Department of Education and Science, Her Majesty’s Stationery Office, Great Britain. [2] Woydt, M., Gradt, T., Hosenfeldt, T., Luther, R., Rienaecker, A., Wetzel, F. 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Makroskopisch betrachtet ist bei einer WNV keine Relativbewegung zwischen den Kontaktpartnern zu beobachten. Auf mikroskopischer Ebene kann unter anderem durch Form- und Lageabweichung, Vibrationen oder Lastwechsel eine oszillierende Relativbewegung induziert werden, die zu einem vielfältigen Verschleiß der Kontaktpartner führt. Der durch Schwingung induzierte Verschleiß wird in der Literatur als Fretting bezeichnet [1]. Um die Oberflächen der Kontaktpartner einer WNV effektiv vor Fretting zu schützen, wird in der Regel eine Anti-Fretting-Paste eingesetzt. Durch die Bildung einer geeigneten tribologischen Reaktionsschicht können die Kontaktpartner einer WNV während ihrer geplanten Gebrauchsdauer effektiv vor Fretting geschützt werden [2]. Aus Wissenschaft und Forschung 48 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0023 Grundlagen und Motivation Im Hinblick auf die Herausforderung in der Gestaltung eines nachhaltigen industriellen Antriebssystems wird die Welle-Nabe-Verbindung (WNV) als tribologisches System häufig nicht berücksichtigt. Dabei ist es unabdingbar, eine Trennbarkeit von zerstörungsfrei lösbar ausgelegten WNV zu gewährleisten, um die Wartung eines Antriebssystems auf möglichst lange Zeit sicherzustellen und dadurch effektiv Ressourcen zu schonen. Vergleichbarkeit von Prüfmethoden auf unterschiedlichen Modellebenen zur Qualifikation einer Anti-Fretting-Paste Georg Ochs, Henrik Buse, Alexander Hüttinger, Markus Wöppermann, Jörg Hermes* Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 63. Tribologie-Fachtagung 2022 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Anti-Fretting Pasten stellen ein wirksames Mittel dar, um die Kontaktpartner von Welle-Nabe-Verbindungen in einem industriellen Antriebssystem vor dem Verschleißphänomen Fretting zu schützen. Eine Qualifizierung einer Anti-Fretting-Paste im gesamten industriellen Antriebssystem ist auf Grund der vielfältigen Umgebungseinflüsse nicht wirtschaftlich abzubilden. In dem Beitrag wird das tribologische System einer Welle-Nabe-Verbindung entlang einer Prüfkette auf Modellebenen abstrahiert und auf Modellprüfständen untersucht. Die Ergebnisse werden unter Verwendung einer feldnahen Applikation mit realen Welle-Nabe-Verbindungen validiert, um schlussendlich eine passende Modellprüfung für zukünftige Qualifizierungen abzuleiten. Schlüsselwörter Fretting, Anti-Fretting-Paste, Welle-Nabe-Verbindung, Passungsrost, Tribokorrosion, Modellprüfungen, SRV, BigFret Comparability of test methods at different model levels for qualification of an anti-fretting paste Anti-fretting pastes are an effective way of protecting the contact partners of shaft-hub connections in an industrial drive system from the wear phenomenon of fretting. Qualification of an anti-fretting paste in the entire industrial drive system is not economically feasible due to the wide range of environmental influences. Therefore, the tribological system of a shaft-hub connection is abstracted along a test chain on model levels and investigated on model test rigs. The results are validated using a near-field application with real shaft-hub connections to finally derive a suitable model test for future qualification. Keywords Fretting, Anti-fretting-paste, Shaft-hub-connection, Tribocorrosion, SRV, BigFret Kurzfassung Abstract * M.Sc. Georg Ochs 1 M.Sc. Henrik Buse 2 Dipl.-Ing. Alexander Hüttinger 1 Dr.-Ing. Markus Wöppermann 1 Dr.-Ing. Jörg Hermes 1 1 SEW-EURODRIVE GmbH & Co KG Ernst-Blickle-Straße 46, 76646 Bruchsal 2 Hochschule Mannheim - Kompetenzzentrum Tribologie Paul-Wittsack-Straße 10, 68163 Mannheim Eine systematische Qualifizierung einer Anti-Fretting- Paste im gesamten industriellen Antriebssystem ist weder zeitlich noch wirtschaftlich abzubilden. Der Zweck dieser Veröffentlichung ist es daher, das tribologische System der WNV auf Modellebenen zu abstrahieren und schlussendlich geeignete Modellprüfungen zu erarbeiten, die das reale Antriebssystem abbilden. Entlang der Prüfkette wird dabei betrachtet, wie die Ergebnisse der einzelnen Modellebenen miteinander korrelieren und wie zukünftig ein zielgerichteter Screening-Test zur Qualifikation von Anti-Fretting-Pasten abgeleitet werden kann. Zur Validierung der Modellprüfungen wird im Anschluss ein Abgleich mit einer realen WNV in einer feldnahen Applikation durchgeführt. Prüfbedingungen Ziel dieser Arbeit ist es, das tribologische System der WNV im ersten Schritt einer Prüfkette auf einer möglichst einfachen Modellebene zu abstrahieren. Dafür bieten sich die Prüfbedingungen der bestehenden Norm ASTM D7594-19 [3] an. Das tribologische System wird in einem Punktkontakt abgebildet, umgesetzt durch eine Kugel und Platte, jeweils aus 100Cr6 gefertigt. Als Prüfgerät wird ein Optimol SRV-IV-Tester verwendet. Die detaillierten Prüfparameter sind Tabelle 1 zu entnehmen. Für eine weitere Differenzierbarkeit der Anti-Fretting-Pasten werden in einem zweiten Schritt die verschärften Prüfbedingungen nach Busch und Weber (B&W) [2] herangezogen, siehe dazu Tabelle 1. Diese zeichnen sich durch einen kürzeren Hub und einer höheren Last gegenüber der ASTM D7594-19 [3] aus. Im darauffolgenden Schritt der Prüfkette wird die Komplexität des Prüfmodells erhöht, indem ein flächiger Kontakt zur Abstraktion des Frettingkontakts verwendet wird. Die Experimente werden auf dem „BigFret“ Fretting-Tester (BF) der Hochschule Mannheim - Kompetenzzentrum Tribologie durchgeführt, welcher in der Veröffentlichung [4] näher beschrieben wird. Die Prüfparameter sind in Tabelle 1 aufgeführt. Um die Bedingungen des realen tribologischen Systems möglichst real abzubilden, werden die Probenkörper aus Komponenten der realen WNV herausgearbeitet. Die Materialpaarung und die maßgeblich relevanten Oberflächentopographien bleiben dabei erhalten. Die Tests werden mit einer Stahl-Stahl-Paarung und einer Stahl-Bronze-Paarung durchgeführt. Den Prüfungen auf den Modellprüfständen ist ein Reibwert > 0,6 als Abbruchkriterium hinterlegt. Zur Validierung der Annahmen und Modellprüfungen werden im Anschluss in einer feldnahen Applikation die Anti-Fretting-Pasten mit einer realen WNV getestet. Als WNV wird das TorqLOC ® -System [5] verwendet, aus dem in den vorherigen BF-Modellprüfungen die Probenkörper für die Stahl-Bronze-Materialpaarung extrahiert wurden. Die Lastwechsel und Vibrationen der Applikation führen bei einer nicht zweckmäßigen Anti- Fretting-Paste reproduzierbar zu Fretting. Die Laufzeit der Prüfungen beträgt 2016 h und wird nicht frühzeitig beendet. Als Ergebnis wird die durch Fretting korrodierte Fläche qualitativ abgeschätzt. Ergebnisse Initial ist das Vorhaben mit 13 potentiellen Anti-Fretting-Pasten gestartet. Entlang der zuvor beschriebenen Prüfkette wurde nach jedem Schritt nur eine Auswahl der aussichtsreichsten Anti-Fretting-Pasten für die nachfolgende Modellebene berücksichtigt. Nachfolgend wird die komplette Prüfkette exemplarisch anhand von zwei Mustern (nachfolgend als M1 und M2 bezeichnet) vorgestellt. In den folgenden Abbildungen sind optische Aufnahmen von M1 und M2 nach Erreichen des Prüfziels oder bei vorzeitigem Überschreiten des Abbruchkriteriums dargestellt. Die Verschleißspuren der SRV-Prüfung mit den Bedingungen nach ASTM D7594-19 sind in Bild 1.1 und Bild 1.2 abgebildet. Bei beiden Mustern sind nach wie vor die initialen Bearbeitungsstrukturen deutlich zu erkennen. Die Umkehrpunkte der Kugel sind bei M1 erkennbar und zeigen schwach ausgeprägte abrasiv wirkende Verschleißspuren in Bewegungsrichtung. In beiden Fällen ist das Prüfziel von 1 h erreicht worden. Im Gegensatz dazu wurde mit der Prüfbedingung nach [2] das Prüfziel von 1 h nur von M2 erreicht. Auch in diesem Fall hebt sich die Verschleißspur nur leicht von den initialen Bearbeitungsspuren der Oberfläche ab, siehe Bild 1.4. Die Verschleißspur, zu sehen in Bild 1.3 von M1, zeigt dahingegen ein deutliches Überschwingen des vorgegebenen Hubs und eine metallisch glänzende Verschleißkalotte in der Größe der Kontaktfläche der Kugel. Aus Wissenschaft und Forschung 49 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0023 Prüfung Normalkraft Hub Frequenz Temperatur Prüfziel SRV- ASTM D7594-19 100 N 300 µm 50 Hz 50 °C 1 h SRV-B&W 200 N 100 µm 50 Hz 50 °C 1 h BF, Stahl-Stahl 2000 N 250 µm 50 Hz 30 °C 48 h BF, Stahl-Bronze 2000 N 250 µm 50 Hz 30 °C 48 h Tabelle 1: Prüfparameter der Modellprüfungen arbeitungsstrukturen nur noch zu erahnen. Die verschlissene Oberfläche zeigt eine deutliche Farbveränderung gegenüber der ursprünglichen Oberfläche. Die Ergebnisse der Prüfungen der feldnahen Applikation sind in Bild 3.1 und Bild 3.2 abgebildet. Zu sehen sind die Klemmhülsen aus Bronze der WNV TorqLOC ® . Die Oberfläche der mit M1 benetzten Klemmhülse ist nach Laufzeitende in Bild 3.1 zu sehen. Über den Umfang verteilt ist eine Fläche von ~ 45 % mit Fretting überzogen. Demgegenüber zeigt die Oberfläche der Klemmhülse in Paarung mit M2, siehe Bild 3.2, keinerlei Veränderung durch Fretting. Diskussion Wie in der Veröffentlichung nach [2] beschrieben, zeigen die angepassten Prüfbedingungen der ASTM D7594-19 auch in dieser Arbeit eine Verschärfung des tribologischen Systems. Der verkürzte Hub kann den Schmierstoff daran hindern, in ausreichender Menge in den Kontakt nachzufließen, um die Kontaktpartner effektiv zu schützen. Die verbreiterte Laufspur in Bewegungsrich- Aus Wissenschaft und Forschung 50 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0023 Die verschlissenen Oberflächen der Stahl-Stahl-Paarung der BF-Prüfungen sind in Bild 2.1 - Bild 2.4 zu sehen. Aus Gründen der Übersichtlichkeit wird nur der technisch relevantere Kontaktpartner in den folgenden Abbildungen gezeigt. Die Paarung mit M1 hat das Abbruchkriterium bereits nach einer Laufzeit von 5 min erreicht. Die Oberfläche des Probenkörpers, siehe Bild 2.1, zeigt einen metallisch glänzenden Bereich, in dem sich die Oberfläche gegenüber der originalen Oberfläche unterscheidet. Demgegenüber sind auf der Oberfläche mit M2, siehe Bild 2.2, nach wie vor die initialen Bearbeitungsstrukturen erkennbar. Lediglich die Rauheitsspitzen zeigen eine Einglättung. Das Prüfziel von 48 h wurde erreicht und der Versuch wurde ohne weitere Auffälligkeiten beendet. Die Laufzeit der Bronze-Stahl-Paarung mit M1 ist mit 12 h 43 min erheblich länger als in der vorangegangenen Stahl-Stahl-Materialpaarung. Allerdings wurde auch in diesem Fall das Abbruchkriterium vorzeitig erreicht. Die Oberfläche zeigt neben einem mechanischen Verschleiß eine deutliche farbliche Veränderung zur originalen Oberfläche, siehe Bild 2.3. Die Bronze-Stahl-Paarung mit M2 hat das Prüfziel von 48 h erreicht. Auf der Oberfläche, siehe Bild 2.4, sind die Be- Bild 1.1: Oberfläche nach Prüfung auf dem SRV, mit Prüfbedingung ASTM D7594-19 mit Muster 1 (oben links) Bild 1.2: Oberfläche nach Prüfung auf dem SRV, mit Prüfbedingung ASTM D7594-19 mit Muster 2 (oben rechts) Bild 1.3: Oberfläche nach Prüfung auf dem SRV, mit Prüfbedingung B&W mit Muster 1 (unten links) Bild 1.4: Oberfläche nach Prüfung auf dem SRV, mit Prüfbedingung B&W mit Muster 2 (unten rechts) Muster 1 SRV-B&W SRV-ASTM D7594-19 Muster 2 1.1 1.2 1.3 1.4 tung, zu sehen in Bild 1.3, deutet auf ein Haften und Losbrechen der Kugel hin, bevor das System mit M1 durch Mangelschmierung adhäsiv versagt. Ein ähnliches Schadensbild ist in dem Versuch mit M1 auf dem BF er- Aus Wissenschaft und Forschung 51 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0023 Bild 2.1: Oberfläche nach Prüfung auf dem BF mit Muster 1, Stahl-Stahl-Paarung (oben links) Bild 2.2: Oberfläche nach Prüfung auf dem BF mit Muster 2, Stahl-Stahl-Paarung (oben rechts) Bild 2.3: Oberfläche nach Prüfung auf dem BF mit Muster 1, Stahl-Bronze-Paarung (unten links) Bild 2.4: Oberfläche nach Prüfung auf dem BF mit Muster 2, Stahl-Stahl-Paarung (unten rechts) Muster 1 Muster 2 2.1 2.2 2.3 2.4 Bild 3.1: Bronzeklemmhülse nach 2016 h mit Muster 1 (rechts) Bild 3.2: Bronzeklemmhülse nach 2016 h mit Muster 2 (links) 3.1 3.2 werden kann. Insbesondere im Falle einer Stahl-Bronze-Paarung stellt der BF eine ideale Möglichkeit dar, die reale WNV zeitgerafft abzuprüfen. Entlang der dargestellten Prüfkette konnte aufgezeigt werden, dass in Abhängigkeit der vorliegenden Materialpaarung aussagekräftige, zeitlich geraffte Prüfungen auf Modellprüfständen zu belastbaren Aussagen führen können. Aufgezeigt ist eine Möglichkeit zur systematischen Qualifizierung von Anti-Fretting-Pasten, welche am Beispiel eines realen WNV-Systems in einer feldnahen Applikation verifiziert wurde. Literatur [1] Czichos, Horst, and Karl-Heinz Habig. „Tribologie-Handbuch: Tribometrie, Tribomaterialien, Tribotechnik“. Springer-Verlag, 2015. [2] Busch, C., Weber, S. and Schneider, R. (2017). “Fundamental studies on tribolayers created by lubricating pastes with new additive packages”, Industrial Lubrication and Tribology, Vol. 69 No. 1, pp. 1-7. [3] ASTM D7594-19. “Standard Test Method for Determining Fretting Wear Resistance of Lubricating Greases Under High Hertzian Contact Pressures Using a High-Frequency, Linear-Oscillation (SRV) Test Machine” [4] Buse, H.; Schueler, F.; Hodúlová, E. “Planar Contact Fretting Test Method Applied to Solid Lubricants”. Lubricants 2021, 9, 58. [5] TorqLOC ® -Klemmverbindung, 16.08.2022 https: / / www.sew-eurodrive.de/ produkte/ getriebe/ standardgetriebe/ zubehoer_und_optionen/ torqloc_-_klemmverbindung/ torqloc_-_klemmverbindung.html Aus Wissenschaft und Forschung 52 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 DOI 10.24053/ TuS-2022-0023 kennbar, siehe Bild 2.1. Die Schadensursache ist ebenfalls auf ein Versagen durch Adhäsion zurückzuführen. Die Stahl-Stahl-Materialpaarung ist mit M2 effektiv vor Fretting geschützt. Der Schadensmechanismus der Stahl-Bronze-Materialpaarung unterscheidet sich zu der Stahl-Stahl-Paarung bei den Prüfungen auf dem BF. In diesem Fall scheint es zuerst eine oberflächliche tribochemische Reaktion zu geben, durch die sich die Oberfläche farblich zum ursprünglichen Zustand verändert, siehe Bild 2.3 und Bild 2.4. Die tribologische Reaktionsschicht scheint die Oberflächen zunächst vor Adhäsion zu schützen, bis es dennoch zu einem adhäsiven Verschleiß bei M1 führt, siehe Bild 2.3. Trotz einer Laufzeit von 2016 h im realen WNV-System zeigt die bronzene Klemmhülse in Kombination mit M1, siehe Bild 3.1, nur eine stellenweise farbliche Veränderung der Oberfläche und keinen Verschleiß durch Adhäsion. Das führt zu der Hypothese, dass die Bedingungen des BFs eine zeitliche Raffung des tribologischen Systems mit einem gleichen Schadensmechanismus zur Folge haben. Erkenntnis und Zusammenfassung Die Prüfparameter nach [2] stellen unter der Verwendung eines SRV-Prüfstands effektive Rahmenbedingungen zum schnellen und aussagekräftigen Screening von Anti- Fretting-Pasten in Kombination mit einer 100Cr6- 100Cr6-Paarung dar. In der vorliegenden Untersuchung konnte auf dem BF die auf einem SRV-Prüfstand gewonnenen Ergebnisse mit einer 42CrNiMo4-X17CrNi16- Materialpaarung bestätigt werden, wobei dies nicht allgemeingültig auf andere Stahlpaarungen übertragen Nachrichten 53 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 Nach zwei reinen Online-Veranstaltungen findet die 63. Tribologie-Fachtagung wieder an gewohnter Stelle in Göttingen statt. Leider wird diese positive Entwicklung überschattet von der Realität, in der sich Europa und die Welt befinden. In seinem Vorwort zum Tagungsprogramm hat der Vorstandsvorsitzende der GfT, Dr. Wincierz, demensprechend passende Worte zu der noch andauernden Pandemie, dem Klimawandel als größter Herausforderung für die Menschheit und dem plötzlich wieder aktuellen Schrecken eines Kriegs in Europa gefunden. In diesem Zusammenhang erinnerte er an die Worte von Prof. Evert Muijderman, dem Vogelpohl-Preisträger von 2020, der seine ganz persönliche niederländisch-deutsche Freundschaft vorantrieb, um einen Krieg in Europa nie wieder zuzulassen. Wir sollten uns gerade jetzt vergegenwärtigen, dass es unter uns Tribologen, wie auch unter den Preisträgern, Kollegen und Kolleginnen aus der Ukraine und aus Russland gibt. Ich erinnere mich persönlich an eine Gastwissenschaftlerin aus Charkiw, die ihre Arbeiten auch auf Tribologie-Jahrestagungen vorgetragen hatte. Gott sei Dank weiß ich sie und ihre Familie in Sicherheit. Es gibt einige Beispiele von Vorstands- und insbesondere Beiratsmitgliedern, die sich vorbildlich für Verständigung und Zusammenarbeit mit Russland auf ganz persönlicher Ebene einsetzen. Umso bitterer muss für sie sein, dass viele dieser Bemühungen jetzt zunichte gemacht werden. Durch die aktuellen Entwicklungen ist die Arbeit der Tribologen noch wichtiger geworden. Die drohende Knappheit vor allem an Gas für Energie und Chemie hat die Prioritäten dramatisch verschoben. Der Zugang zu Ressourcen ist noch entscheidender geworden, ebenso wie der sparsame Umgang damit und die Entwicklung von Ersatz, wenn diese knapp oder nicht mehr verfügbar sind. Dementsprechend müssen die Steigerung der Energieeffizienz, Erschließung alternativer Energiequellen, Entwicklung klimaneutraler Werk- und Betriebsstoffe sowie geschlossener Wirtschaftskreisläufe noch konsequenter vorangetrieben werden. Es ist unsere gesellschaftliche Aufgabe als Tribologen, unser ganzes Können in diesem Sinne einzusetzen. Dabei reicht es nicht aus, gute Ideen zu haben, ganz entscheidend ist es, schnell unsere Verbesserungen in die Anwendung zu bringen. Die Jahrestagung bietet dafür einen guten Rahmen, insbesondere weil wir uns wieder persönlich in Göttingen treffen können. Die vielen Anmeldungen zeigen, wie groß das Bedürfnis nach persönlichem Austausch ist. Mit über 80 Vorträgen, speziellen Sessions zum Forschungsfeld Tribologie und dem DFG-SPP „Fluidfreie Schmiersysteme mit hoher mechanischer Belastung“, Poster- und Fachausstellungen, hoffen wir, wieder ein Programm zusammengestellt zu haben, das für jeden von Ihnen etwas bereithält. Gleich zur Eröffnung am 26. September gibt es folgende hochkarätige Plenarvorträge zu den Themen Klimaschutz, Reibungsminimierung und dem Beitrag der GfT zur Konsensfindung bei umstrittenen Schädigungsmechanismen. Mitteilungen der GfT 63. Tribologie-Fachtagung vom 26. bis 28. September 2022 in Göttingen Posterausstellung auf der GfT-Tagung 2019 in Göttingen Michael Lohrmann, ZF Friedrichshafen AG: Einfluss des CO 2 -Fußabdrucks auf die Werkstoffentwicklung Michael Moseler, Mikrotribologie Centrum µTC Fraunhofer IWM: Stabile Flüssigkeitssupraschmierung in makroskaligen Systemen: Wirkmechanismen und Perspektiven Francisco Gutiérrez Guzmán, MSE - Institut für Maschinenelemente und Systementwicklung, RWTH Aachen: GfT-Positionspapier “White Etching Cracks” (WEC) Martina Finke-Höppner, Shell Deutschland GmbH: Climate Neutrality in the Value Chain - what does this mean for the Lubricants Industry? Ein besonderes Highlight dürfte in diesem Jahr der TriboSlam werden, bei dem vorrangig junge Kolleginnen und Kollegen ihre Arbeit in Kurzvorträgen darstellen. Das Format ist dabei freigestellt und der Erfolg wird über die Applauslautstärke festgestellt. Ausgewählte Tagungsbeiträge werden nach Peer Review in einem Sonderband von Tribologie und Schmierungstechnik veröffentlicht. Wir freuen uns, Sie auf der 63. Tribologie-Fachtagung in Göttingen begrüßen zu dürfen. Ihre GfT-Geschäftsstelle Irene Kollenbrandt & Thomas Gradt 54 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswiss chaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwiss chaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilol Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikatio issenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Spra issenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ hilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwese remdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Touris VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwiss chaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglisti auwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtsc BUCHTIPP Josef Kolerus, Edwin Becker Condition Monitoring und Instandhaltungsmanagement 1. Auflage 2022, 906 Seiten €[D] 118,00 ISBN 978-3-8169-3489-9 eISBN 978-3-8169-8489-4 expert verlag - Ein Unternehmen der Narr Francke Attempto GmbH + Co. KG Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Germany Tel. +49 (0)7071 97 97 0 \ Fax +49 (0)7071 97 97 11 \ info@narr.de \ www.narr.de Das Buch ist angelegt als Lehr- und Nachschlagewerk zu den Themen - Zustandsüberwachung von Maschinen und Anlagen - Schwingungsdiagnose und Schwingungsanalyse - Instandhaltungs- und Reliabilitymanagement. Thematisch deckt es die Anforderungen der DIN ISO 18436 Teil 2 vollständig ab. Über den Zertifizierungsstoff deutlich hinausgehend werden auch Konzepte für eine ganzheitliche Überwachung behandelt, wie sie vor allem im Zusammenhang mit Industrie 4.0 und Smart Data mehr und mehr erforderlich sein wird. Prof. Dr. Josef Kolerus, Studium der Technischen Physik und Promotion zum Dr. techn. an der TU Wien, langjährige Praxistätigkeit und heute Honorarprofessor an der Technischen Universität Wien. Dr. Edwin Becker ist Geschäftsführer und Servicemanager der Fluke Deutschland GmbH (früher Prüftechnik Condition Monitoring GmbH), ISO 18436-2 zertifizierter Schwingungsspezialist und hat besondere Erfahrungen mit Getrieben und Antriebstechnik. Nachrichten 55 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 For two long pandemic years, our personal and professional lives as well as academic exchanges were dominated by restrictions, without the important face-to-face exchanges, conversations, or pleasant discussions during lunch breaks or at the conference dinner. Therefore, after a cancelled year and a year with an online format, it was even nicer that the 5 th Young Tribological Researcher Symposium (YTRS) could take place again in a partially presential (hybrid) format. This combined the advantages of both, providing plenty of space for face-to-face exchange under safe conditions with a hygiene concept, while also allowing virtual access and maximum flexibility. Thus, under the patronage of Prof. Dr. Martin Dienwiebel, the symposium at the MikroTribologie Center μTC in Karlsruhe at the 21 st and 22 nd of June 2022 offered young researchers from all over the world a platform to present their new topics and ideas or ongoing research projects. With a total of almost 30 presentations, the symposium featured the largest program in its history as well as a diverse range of topics with talks ranging from molecular dynamics simulation to the investigation of entire powertrains. The roughly 50 participants were able to discuss the various topics following the presentations as well as during the coffee breaks or lunch. With his contribution “Biotribological screening of amorphous carbon coatings on hard-on-soft pairings for total knee arthroplasty”, Kevin Neusser from Friedrich-Alexander University Erlangen-Nuremberg defended the prize for the best presentation after audience voting. The presentations were flanked by an informative seminar by Prof. Dr. Martin Dienwiebel on the “Rocky trail to superlubricity”, an interesting excursion to IAVF Antriebstechnik GmbH and an evening event in a relaxed atmosphere. We, the Young Tribologists, thank all attendees for their participation and especially our sponsors Fraunhofer MikroTribologie Centrum, IAVF Antriebstechnik, Bechem Lubrication Technologies, Optimol Instruments and Innowep for their support of the YTRS! Mitteilungen der GfT | Junge Tribologen 5 th Young Tribological Researcher Symposium (YTRS) unikationswissenche Sprachwissenent \ Altphilologie Kommunikationsistorische Sprachanagement \ Alttik \ Bauwesen \ schaft \ Tourismus ie \ Kulturwissenichte \ Anglistik \ \ BWL \ Wirtschaft Patentumschau 56 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 EP000003865249A1 B23Q 11/ 10 Rother Reiner, DE Knoll Maschbau Gmbh, DE Verfahren zur Kühlung und Schmierung von Zerspanprozessen Vorgeschlagen wird ein universelles Verfahren zum Bereitstellen eines Kühlschmiermittels, umfassend die Erzeugung eines flüssigen Gemenges, welche folgende Schritte aufweist: Zuführung eines bei Raumtemperatur bei einem ersten Druck (P1) flüssigen Kühlmittels (1), Zuführung eines Öls (7) als Schmiermittels zu dem Kühlmittel (1), das unter einem zweiten Druck (P2) stehend, der höher als der erste Druck (P1) ist, zugeführt wird, um dem unter dem ersten Druck (P1) stehenden Kühlmittel (1) zugeführt zu werden, und Bildung eines flüssigen Gemenges aus Kühlmittel (1) und Öl (7), sowie Reduzierung der Drücke (P1, P2), sodass das Kühlmittel (1) gasförmig und das Öl (7) durch den Übergang des Kühlmittels (1) in den gasförmigen Zustand tröpfchenförmig verteilt wird. EP000003868529A1 B27B 17/ 02 Fuchs Alexander, DE; Müller Matthias, DE; Wittig Maureen, DE Stihl AG & Co KG, DE Führungsschiene Eine Führungsschiene zur Führung einer Sägekette (101) in einer Führungsnut (60) der Führungsschiene (1) erstreckt sich längs einer Längsmittelachse (100) über eine Längserstreckung (7) und weist einen hinteren Abschnitt (3) zum Festlegen der Führungsschiene (1) an einem Arbeitsgerät (110), einen vorderen Abschnitt (4) zur Umlenkung der Sägekette (101) und einen zwischen dem hinteren Abschnitt (3) und dem vorderen Abschnitt (4) angeordneten mittleren Abschnitt (2) auf. Der mittlere Abschnitt (2) erstreckt sich über die Hälfte der Längserstreckung (7) zwischen dem hinteren Abschnitt (3) und dem vorderen Abschnitt (4). Der hintere Abschnitt (3) und der vordere Abschnitt (4) erstrecken sich jeweils über ein Viertel der Längserstreckung (7). Die Führungsschiene (1) umfasst einen Grundträger (5) mit einem umlaufenden Rand (6), in dem die Führungsnut (60) mit einem Nutgrund (63) und zwei Nutseitenwänden (61, 62) verläuft. Im hinteren Abschnitt (3) mündet mindestens eine Zuführöffnung (41, 42) zur Zuführung von Schmiermittel in die Führungsnut (60). Der Nutgrund (63) weist im mittleren Abschnitt (2) zur Aufnahme von Schmiermittel mindestens eine Vertiefung (64, 65, 66) gegenüber einem unmittelbar benachbarten unvertieften Bereich (67, 68) des Nutgrunds (63) auf und ist im mittleren Abschnitt (2) frei von Zuführöffnungen zur Zuführung von Schmiermittel. Bei einem Arbeitsgerät mit einer Führungsschiene (1) und einer Sägekette (101) besteht zwischen Treibgliedern (102) und dem Nutgrund (63) ein Abstand (a). EP000003483493B1 F16N 7/ 38 Ballweg Helmut, DE Eugen Woerner GmbH & Co KG, DE Schmieranlage mit einem Kommunikationsnetz zwischen einem Hauptgerät und mindestens einem Anbaugerät Die WO 2016/ 099257 A1 beschreibt ein hydraulisches Kupplungssystem. Mit Hilfe dieses Kupplungssystems kann beispielsweise ein Traktor mit einem Anhänger hydraulisch verbunden werden und das System verfügt über ein Erkennungsmittel, welche prüfen, ob eine und welche hydraulischen Leitungen mit Hydraulikfluid versorgt werden. DE102014002979B4 F16C 11/ 04 Lösel, Steffen, 42553, Velbert, DE Lohr Technologies GmbH, 42579, Heiligenhaus, DE Gelenkeinheit mit dauerhafter Schmierung Gelenkeinheit (1) aufweisend ein erstes und ein zweites Gelenkteil (10, 22), wobei das erste und das zweite Gelenkteil jeweils zylinderförmig ausgebildet sind und jeweils wenigstens einen senkrecht zur Drehachse verlaufenden Bund (12, 26) aufweisen, und die einander zugewandten Oberflächen (14) der Gelenkteile als Gleitflächen ausgebildet sind und die Gleitflächen glatt und spielfrei sind, wobei wenigstens ein Gelenkteil auf einer dem anderen Gelenkteil zugewandten Oberfläche (14) eine Konturierung (16, 16', 16'', 16''') aufweist, die ein Schmiermittel aufnimmt, dadurch gekennzeichnet, dass die Gelenkteile (10, 22) an den voneinander abgewandten Oberflächen (18) aufgeraut ausgebildet sind, wobei die aufgerauten Flächen jeweils von einem Gelenkkörper umgeben sind. 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 Normen 57 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen E DIN EN ISO 13736/ A1: 2022-03 Print: 47,10 EUR/ Download: 38,90 EUR Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel - Änderung 1: Aktualisierung der Erklärung für systematische Messabweichungen (ISO 13736: 2021/ DAM 1: 2022); Deutsche und Englische Fassung EN ISO 13736: 2021/ prA1: 2022 Determination of flash point - Abel closed-cup method - Amendment 1: Bias statement update (ISO 13736: 2021/ DAM 1: 2022); German and English version EN ISO 13736: 2021/ prA1: 2022 Vorgesehen als Änderung von DIN EN ISO 13736: 2021-07 Erscheinungsdatum: 2022-02-04 Einsprüche bis 2022-03-28 Dieses Dokument legt ein Verfahren für die manuelle und automatische Bestimmung des Flammpunktes von brennbaren Flüssigkeiten im geschlossenen Tiegel fest, deren Flammpunkt zwischen -30,0 °C und mindestens 75,0 °C liegt. B DIN 51380: 2019-04 Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung der leichtsiedenden Anteile in gebrauchten Motorenölen - Gaschromatographisches Verfahren Zurückziehung beabsichtigt: kein Bedarf mehr. Einsprüche bis 2022-04-30 1.1.1.1 Übersetzugen DIN EN 15553: 2022-02 Print: 119,00 EUR/ Download: 98,40 EUR Petroleum products and related materials - Determination of hydrocarbon types - Fluorescent indicator adsorption method Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte - Bestimmung der Kohlenwasserstofftypen - Adsorptionsverfahren mit Fluoreszenz-Indikator DIN ISO 23572: 2022-02 Print: 79,20 EUR/ Download: 65,40 EUR Petroleum products - Lubricating greases - Sampling of greases (ISO 23572: 2020) Mineralölerzeugnisse - Schmierfette - Probenahme von Fetten (ISO 23572: 2020) 1.1.2 Technische Lieferbedingungen des BAAINBw Z BAAINBw TL 9150-0031: 2016-12 Technische Lieferbedingungen - Schmieröl, Verbrennungsmotor (SAE 40); NATO-Kode: O-278; Bw-Kode: OY1160 Zurückgezogen, ersetzt durch BAAINBw TL 9150- 0031: 2022-01 BAAINBw TL 9150-0031: 2022-01 Technische Lieferbedingungen - Schmieröl, Verbrennungsmotor (SAE 40) - NATO-Kode: O-278; Bw- Kode: OY1160 Ersatz für BAAINBw TL 9150-0031: 2016-12 Z BAAINBw TL 9150-0037: 2016-12 Technische Lieferbedingungen - Schmieröl mit Korrosionsschutz; Viskosität, NATO Kode, Bw Kode: SAE 10W, ohne, CY6045; SAE 30, ohne, CY6050; SAE 50, ohne, CY6015 Zurückgezogen, ersetzt durch BAAINBw TL 9150- 0037: 2022-01 BAAINBw TL 9150-0037: 2022-01 Technische Lieferbedingungen - Schmieröl mit Korrosionsschutz - Viskosität, NATO Kode, Bw Kode: SAE 10W, ohne, CY6045; SAE 30, ohne, CY6050; SAE 50, ohne, CY6015 Ersatz für BAAINBw TL 9150-0037: 2016-12 Z BAAINBw TL 9150-0063: 2016-12 Technische Lieferbedingungen - Schmieröl, Verbrennungsmotor (SAE 15W-40); NATO-Kode: O-236; Bw- Kode: OY1145 Zurückgezogen, ersetzt durch BAAINBw TL 9150- 0063: 2022-01 BAAINBw TL 9150-0063: 2022-01 Technische Lieferbedingungen - Schmieröl, Verbrennungsmotor (SAE 15W-40) - NATO-Kode: O-236; Bw- Kode: OY1145 Ersatz für BAAINBw TL 9150-0063: 2016-12 Z BAAINBw TL 9150-0080: 2016-12 Technische Lieferbedingungen - Schmieröl, Verbrennungsmotor; NATO-Kode: O-1178; Bw-Kode: OY1175 Zurückgezogen, ersetzt durch BAAINBw TL 9150- 0080: 2022-01 BAAINBw TL 9150-0080: 2022-01 Technische Lieferbedingungen - Schmieröl, Verbren- Normen Normen 58 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 nungsmotor - NATO-Kode: O-1178; Bw-Kode: OY1175 Ersatz für BAAINBw TL 9150-0080: 2016-12 Z BAAINBw TL 9150-0083: 2016-12 Technische Lieferbedingungen - Hydraulikflüssigkeit, Esterbasis, biologisch schnell abbaubar; NATO-Kode: keiner; Bw-Kode: HY5070 (ISO VG 46) Zurückgezogen, ersetzt durch BAAINBw TL 9150- 0083: 2022-02 BAAINBw TL 9150-0083: 2022-02 Technische Lieferbedingungen - Hydraulikflüssigkeit, Esterbasis, biologisch schnell abbaubar - NATO-Kode: ohne; Bw-Kode: HY5070 (ISO VG 46) Ersatz für BAAINBw TL 9150-0083: 2016-12 Z BAAINBw TL 9150-0094: 2012-03 Technische Lieferbedingungen - Wälzlagerschmierfett, biologisch abbaubar; NATO-Kode: ohne; Bw-Kode: GY3095 Zurückgezogen, ersetzt durch BAAINBw TL 9150- 0094: 2022-01 BAAINBw TL 9150-0094: 2022-01 Technische Lieferbedingungen - Wälzlagerschmierfett, biologisch abbaubar - NATO-Kode: ohne; Bw-Kode: GY3095 Ersatz für BAAINBw TL 9150-0094: 2012-03 1.1.2 RAL-Druckschriften Z RAL-UZ 178: 2014-07 Vergabegrundlage für Umweltzeichen - Biologisch abbaubare Schmierstoffe und Hydraulikflüssigkeiten Zurückgezogen, ersetzt durch RAL-UZ 178: 2022-01 RAL-UZ 178: 2022-01 Vergabekriterien für Umweltzeichen - Biologisch abbaubare Schmierstoffe und Hydraulikflüssigkeiten Ersatz für RAL-UZ 178: 2014-07 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen E EN ISO 13736/ prA1: 2022-02 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel - Änderung 1: Aktualisierung der Erklärung für systematische Messabweichungen (ISO 13736: 2021/ DAM 1: 2022) Determination of flash point - Abel closed-cup method - Amendment 1: bias statement update (ISO 13736: 2021/ DAM 1: 2022) Vorgesehen als Änderung von EN ISO 13736: 2021-04 Einsprüche bis 2022-05-05 1.2.2 ISO-Normen E ISO 13736 DAM 1: 2022-02 19,90 EUR Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel - Änderung 1: Aktualisierung der Erklärung für systematische Messabweichungen Determination of flash point - Abel closed-cup method - Amendment 1: Bias statement update Vorgesehen als Änderung von ISO 13736: 2021-03 Einsprüche bis 2022-04-28 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen Z DIN 3960 Beiblatt 1: 1980-07 Begriffe und Bestimmungsgrößen für Stirnräder (Zylinderräder) und Stirnradpaare (Zylinderradpaare) mit Evolventenverzahnung; Zusammenstellung der Gleichungen Zurückgezogen; kein Bedarf mehr. Z DIN 6888: 1956-08 Mitnehmerverbindungen ohne Anzug; Scheibenfedern, Abmessungen und Anwendung Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 6888: 2022-03 DIN 6888: 2022-03 Print: 63,20 EUR/ Download: 52,30 EUR Mitnehmerverbindungen ohne Anzug - Scheibenfedern - Maße und Anwendung Drive type fastenings without taper action - Woodruff keys - Dimensions and application Ersatz für DIN 6888: 1956-08 Gegenüber DIN 6888: 1956-08 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) zitierte Normen und Werkstoffbezeichnungen wurden dem derzeitigen Stand angepasst; b) Bestellangaben wurden aktualisiert (siehe 5.2); c) Angaben zur Oberflächenbeschaffenheit wurden aufgenommen (siehe Abschnitt 8); d) die Norm wurde redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt für Scheibenfedern aus unlegiertem Baustahl, Vergütungs- oder Einsatzstahl die Abmessungen sowie die technischen Lieferbedingungen nach DIN EN 10277 und DIN EN 10278 fest. Z DIN 8150: 1984-03 Gallketten Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 8150: 2022-03 DIN 8150: 2022-03 Print: 63,20 EUR/ Download: 52,30 EUR Normen 59 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 Gallketten Galle chains Ersatz für DIN 8150: 1984-03 Print: 63,20 EUR/ Download: 52,30 EUR Gegenüber DIN 8150: 1984-03 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Splinte nach DIN EN ISO 1234 aufgeführt statt nach DIN 94; b) in Tabelle 1 - Kettenhauptmaße, Bruchkraft, Messkraft, Gelenkfläche und Gewicht p = 100 Gelenkfläche von 22,95 in 22,40 geändert, p = 110 Gelenkfläche von 25,28 in 25,20 geändert; c) in Tabelle 2 - Maße der Endlasche A und der Endbolzen B und C p = 15 Splint-Nennmaß 2 × 20 in 2,5 × 20, p = 20 Splint-Nennmaß 2,5 × 20 in 3,2 × 20, p = 100 Splint-Nennmaß 10 × 90 in 13 × 90 geändert; d) in Tabelle 3 - Maße der Fangbolzen D und der Verbindungsbolzen mit Buchse E p = 15 Splint-Nennmaß 2 × 20 in 1 × 20, p = 20 Splint-Nennmaß 2 × 20 in 1,6 × 20, p = 25 Splint-Nennmaß 2,5 × 20 in 2 × 20, p = 30 Splint-Nennmaß 3,2 × 18 in 2,5 × 18, p = 40 Splint-Nennmaß 4 × 22 in 3,2 × 22, p = 110 Splint-Nennmaß 8 × 63 wurde spezifiziert und nicht das nach DIN EN ISO 1234 empfohlene Splint- Nennmaß 10 x 63, um die maximal zulässige Bolzenlänge einhalten zu können; e) Scheiben bis Nenngröße 56 nach DIN EN ISO 7089 aufgeführt statt nach DIN 125; f) Scheiben größer als Nenngröße 56 nach DIN EN ISO 887 aufgeführt statt nach DIN 125. Abweichend von dieser Regel wurde in Tabelle 3 für p = 70 die Scheibe 30 nach DIN EN ISO 887 festgelegt, um die maximale Laschenhöhe nicht zu überschreiten. Diese Norm legt die Maße und Mindestbruchkräfte von Gallketten fest. Dieses Dokument ist anzuwenden für Lastketten oder für Antriebe mit geringen Leistungen bei niedrigen Kettengeschwindigkeiten. Z DIN 8191: 1998-01 Verzahnung der Kettenräder für Zahnketten nach DIN 8190 - Profilabmessungen Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 8191: 2022-03 Z DIN 8191 Berichtigung 1: 2006-11 Verzahnung der Kettenräder für Zahnketten nach DIN 8190 - Profilabmessungen, Berichtigungen zu DIN 8191: 1998-01 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 8191: 2022-03 DIN 8191: 2022-03 Print: 71,10 EUR/ Download: 58,90 EUR Verzahnung der Kettenräder für Zahnketten nach DIN 8190 - Profilmaße Tooth form for chain sprockets for inverted tooth chains complying with DIN 8190 - Dimensions of profile Ersatz für DIN 8191: 1998-01 und DIN 8191 Berichtigung 1: 2006-11 Gegenüber DIN 8191: 1998-01 und DIN 8191 Berichtigung 1: 2006-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) die Gleichung (3) und Gleichung (5) wurden entsprechend DIN 8191 Berichtigung 1: 2006-11 korrigiert; b) in den normativen Verweisungen wurde DIN 3962-1 durch DIN ISO 1328-1 ersetzt; c) in den normativen Verweisungen wurde DIN ISO 286-1 durch DIN EN ISO 286-1 ersetzt; d) in Abschnitt 4 wurde eine Aufstellung der Symbole eingefügt; e) in Tabelle 1 wurde die Verzahnungsbreite b A für b = 60 bis 100 von b A = b ‚àí 1 in b A = b ‚àí 2,0 korrigiert; f) in Tabelle 3 und in Bild 2 wurde die untere Schlitzbreite f in f 1 korrigiert, um eine Verwechselung mit dem Flankenmaß f der Kette (nach DIN 8190) auszuschließen; g) in Tabelle 4 wurde die Hilfsgröße 2c in 2c1 korrigiert, um eine Verwechselung mit der Breite der Einlaufschräge c am Kettenrad (Form A) auszuschließen; h) in Tabelle 4 wurden das Flankenmaß f der Kette nach DIN 8190 für die Kettengröße 24 von f = 15 in f = 14,95 und für die Kettengröße 32 von f = 20 in f = 19,93 korrigiert; i) die Werte für Kopfkreisdurchmesser da und die Zahnweite W wurden neu berechnet und dabei folgende Fehler korrigiert: Kettentyp 12, z = 75, d a = 554,4 wurde in d a = 454,5 korrigiert; Kettentyp 16, z = 36, d a = 298,8 wurde in d a = 289,7 korrigiert; Kettentyp 16, z = 37, d a = 279,9 wurde in d a = 297,9 korrigiert; Kettentyp 16, z = 98, d a = 892,1 wurde in d a = 792,0 korrigiert; Kettentyp 32, z = 19, d a = 302,7 wurde in d a = 301,7 korrigiert; Darüber hinaus gibt es in Einzelfällen unkritische Abweichungen in der letzten Nachkommastelle für d a und W. Deshalb wird an dieser Stelle auf die Angabe der Einzelheiten verzichtet. Bedingt durch die unter h) beschriebenen Änderungen ergeben sich für die Kettentypen 24 und 32 auch unkritische Abweichungen für W in beiden Nachkommastellen; j) im englischen Titel wurde das Wort „wheel“ durch „sprocket“ ersetzt. Dieses Dokument ist anzuwenden beim Einsatz von Zahnketten nach DIN 8190 zur Kraftübertragung in allen Fällen, in denen die Zahnkette die Kettenräder umschlingt. Es legt Kopfkreisdurchmesser und Zahnweite von Kettenrädern mit einem Eingriffswinkel von 30° und einer stark negativ profilverschobenen Evolventenverzahnung für Ketten nach DIN 8190 in Abhängigkeit von der Zähnezahl fest. Dieses Dokument ist nicht anzuwenden, wenn eine gestreckte Zahnkette in die Kettenräder eingreift. In diesen Fällen wird eine Sonderverzahnung der Kettenräder benötigt. DIN 8197: 2022-04 Print: 38,80 EUR/ Download: 32,00 EUR Normen 60 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 Stahlgelenkketten - Bezugsprofile von Wälzwerkzeugen für Kettenräder für Rollenketten Steel link chains - Reference profiles of hobs for sprockets for roller chains Ersatz für DIN 8197: 1980-06 Gegenüber DIN 8197: 1980-06 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) die Ketten-Nummern wurden an DIN ISO 606 angepasst; b) Ketten-Nr. H und HE aus DIN ISO 606 wurden neu aufgenommen; c) Profil-Nr. 1: Ketten-Nr. 03 B in 03 korrigiert; d) Profil-Nr. 2: Ketten-Nr. 04 B in 04 korrigiert; e) Profil-Nr. 5: Ketten-Nr. 08 A in 40 korrigiert, Ketten- Nr. 081 bis 084 in 081, 083 und 084 geändert, Ketten-Nr. 085 in 41 korrigiert; f) Profil-Nr. 7: Ketten-Nr. 10 A und 10 B in 50, 10B korrigiert; g) Profil-Nr. 8: Ketten-Nr. 12 A in 60 korrigiert, Ketten- Nr. 60H und 60HE hinzugefügt; h) Profil-Nr. 9: Ketten-Nr. 16 A und 16 B in 80 und 16 B korrigiert, Ketten-Nr. 80H und 80HE hinzugefügt; i) Profil-Nr. 10: Ketten-Nr. 20 A und 20 B in 100 und 20 B korrigiert, Ketten-Nr. 100H und 100HE hinzugefügt; j) Profil-Nr. 11: Ketten-Nr. 24 A in 120 korrigiert, Ketten-Nr. 120H und 120HE hinzugefügt; k) Profil-Nr. 13: Ketten-Nr. 28 A in 140 korrigiert, Ketten-Nr. 140H und 140HE hinzugefügt; l) Profil-Nr. 15: Ketten-Nr. 32 A in 160 korrigiert, Ketten-Nr. 160H und 160HE hinzugefügt; m) Profil-Nr. 17: Ketten-Nr. 40 A in 200 korrigiert, Ketten-Nr. 200H und 200HE hinzugefügt; n) Profil-Nr. 18: Ketten-Nr. 48 A in 240 korrigiert, Ketten-Nr. 240H und 240HE hinzugefügt. Dieses Dokument legt die Bezugsprofile von Wälzwerkzeugen für die Fertigung von Kettenrädern für Ketten nach DIN ISO 606 fest und ordnet dabei Profil-Nummern den jeweiligen Ketten zu. Dieses Dokument legt auch für die Ketten 03 und 04 der zurückgezogenen Norm DIN 8187-1: 1996-03 die entsprechenden Bezugsprofile DIN 8198: 2022-03 Print: 47,10 EUR/ Download: 38,90 EUR Profile von Zahnlückenfräsern für Kettenräder für Rollenketten Profiles of tooth space cutters for chain sprockets for roller chains Ersatz für DIN 8198: 1989-02 Gegenüber DIN 8198: 1989-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) die Überschrift in Tabelle 1 Ketten nach DIN 8187, DIN 8188 wurde durch Ketten nach DIN ISO 606 ersetzt; b) die Überschrift in Tabelle 1 Ketten nach DIN 8181 wurde durch Ketten nach DIN ISO 1275 ersetzt; c) in Tabelle 1, Zeile 5, wurde Ketten Nr. 08A in 40 geändert; 081 bis 085 in 081, 083, 084, 41 geändert, Rollendurchmesser d1 für Kette 40 wurde von 7,95 in 7,92 korrigiert; Ketten 208A, C208A und Teilung 25,4 wurde hinzugefügt; d) in Tabelle 1, Zeile 6, wurde Ketten Nr. C208B hinzugefügt; e) in Tabelle 1, Zeile 7, wurde Ketten Nr. 10A, 10B in 50, 10B geändert und Ketten C210A und C210B hinzugefügt; f) in Tabelle 1, Zeile 8, wurde Ketten Nr. 12A, 12B in 60, 12B geändert und Ketten 60H, 60HE, C212A, C212A-H und C212B hinzugefügt; g) in Tabelle 1, Zeile 9, wurde Ketten Nr. 16A, 16B in 80, 16B geändert und Ketten 80H, 80HE, C216A, C216A-H und C216B hinzugefügt; h) in Tabelle 1, Zeile 10, wurde Ketten Nr. 20A, 20B in 100, 20B geändert und Ketten 100H, 100HE, C220A, C220A-H und C220B hinzugefügt; i) in Tabelle 1, Zeile 11, wurde Ketten Nr. 24A in 120 geändert und Ketten 120H, 120HE, C224A, C224A- H hinzugefügt; j) in Tabelle 1, Zeile 12, wurde Ketten Nr. 24B, 28A in 24B, 140 geändert und Ketten 140H, 140 HE, C224B hinzugefügt; k) in Tabelle 1, Zeile 14, wurde Ketten Nr. 32A in 160 geändert und Ketten 160H, 160HE, C232A-H hinzugefügt; l) in Tabelle 1, Zeile 16, wurde Ketten Nr. 40A, 40B in 200, 40B geändert und Ketten 200H, 200HE hinzugefügt; m) in Tabelle 1, Zeile 17, Ketten Nr. 48A in 240 geändert und Ketten 240H und 240 HE hinzugefügt; n) in Tabelle 1 wurde die Spalte Rollendurchmesser d 1 max. unmittelbar hinter die Spalte mit dem Fräserradius r 1 positioniert; o) im englischen Titel wurde das Wort „wheels“ durch „sprockets“ getauscht. Diese Norm legt die Profile von Zahnlückenfräsern für die Verzahnung von Kettenrädern nach DIN ISO 606 und DIN ISO 1275 fest und ordnet dabei die jeweiligen Profile den Ketten-Nummern zu. Dieses Dokument legt auch für die Ketten 03 und 04 der zurückgezogenen Norm DIN 8187-1: 1996-03 die entsprechenden Profile für die Zahnlückenfräser fest. E DIN EN 13979-1: 2022-04 Print: 163,70 EUR/ Download: 135,40 EUR Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Vollräder - Technische Zulassungsverfahren - Teil 1: Geschmiedete und gewalzte Räder; Deutsche und Englische Fassung prEN 13979-1: 2022 Railway applications - Wheelsets and bogies - Monobloc Wheels - Technical approval procedure - Part 1: Forged and rolled wheels; German and English version prEN 13979-1: 2022 Vorgesehen als Ersatz für DIN EN 13979-1: 2020-09 Erscheinungsdatum: 2022-03-25 Einsprüche bis 2022-05-18 Gegenüber DIN EN 13979-1: 2020-09 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) eine neue Verknüpfung zu den vom UIC festgelegten, Normen 61 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 dem aktuellen Stand der Technik entsprechenden Pre- Design-Verfahren (thermomechanische Berechnung); b) einige Empfehlungen für die geometrische Konstruktion des Radkranzes, um sicherzustellen, dass ausreichend Material vorhanden ist, um thermischer Belastung standzuhalten; c) eine klarere Bestimmung des Anwendungsbereichs für die Radzulassung und eine neue Definition des Prozesses für die Zulassung einer Radkonstruktion, die von einer bereits zugelassenen Konstruktion abgeleitet ist (Abschnitt 3); d) Korrektur des empfohlenen kombinierten Bezugsrauheitsspektrums für verschiedene Arten von Bremssystemen für die akustische Bewertung (Tabelle I.1); e) redaktionelle Überarbeitung der Norm. Gegenstand dieses Dokumentes ist die Bestimmung eines Verfahrens zur Konstruktionsbewertung eines gewalzten und geschmiedeten Vollrades. Diese Bewertung wird vor der Inbetriebnahme des Rades vorgenommen. Dieses Dokument beschreibt insbesondere die Bewertung, die auszuführen ist, um Räder in einem europäischen Netz nutzen zu können, deren Qualitätsanforderungen ebenfalls den in EN 13262: 2020 festgelegten entsprechen. Diese Bewertung erfordert die Festlegung der Nutzungsbedingungen des Rades und dieses Dokument bietet eine Methode zur Festlegung dieser Bedingungen. Die technische Zulassungsbewertung umfasst vier Aspekte: - ein geometrischer Aspekt: um die Austauschbarkeit verschiedener Lösungen für den gleichen Anwendungsbereich zu ermöglichen; - ein thermomechanischer Aspekt: um die Verformungen des Rades zu beherrschen und sicherzustellen, dass Bremsungen nicht zum Radbruch führen; - ein mechanischer Aspekt: um sicherzustellen, dass kein Dauerschwingriss im Radsteg und keine dauerhafte Verformung im Falle einer außergewöhnlichen Belastung auftritt; - ein akustischer Aspekt: um sicherzustellen, dass die Lösung so gut wie ein Referenzrad ist. Dieses Dokument wurde für Räder von nicht angetrieben und laufflächengebremsten Radsätzen erstellt und gilt in vollen Umfang für diesen Radtyp. Für Räder mit montierten Bremsscheiben oder Getriebekupplungen oder Räder mit Schallabsorbern können die Anforderungen geändert oder vervollständigt werden. Für Stadtbahnfahrzeuge können andere Normen oder Dokumente angewendet werden. 2.1.1.1 Übersetzungen DIN 8192: 2019-05 Print: 119,00 EUR/ Download: 98,40 EUR Chain sprockets for roller chains as specified in DIN ISO 606 - Dimensions Kettenräder für Rollenketten nach DIN ISO 606 - Baumaße 2.1.2 VDI-Richtlinien B VDI/ VDE 3684: 1997-09 Herstellerneutrale Konfiguration von Antriebssystemen - Beschreibung ereignisgesteuerter Bewegungsabläufe mit Funktionsplänen Zurückziehung beabsichtigt; technisch veraltet Einsprüche bis 2022-05-31 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen E prEN ISO 5755: 2022-01 Sintermetallwerkstoffe - Anforderungen (ISO/ DIS 5755: 2022) Sintered metal materials - Specifications (ISO/ DIS 5755: 2022) Vorgesehen als Ersatz für EN ISO 5755: 2012-09 Einsprüche bis 2022-03-29 2.2.2 ISO-Normen Z ISO 4384-2: 2011-05 Gleitlager - Härteprüfung an Lagermetallen - Teil 2: Massivwerkstoffe Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 4384-2: 2022-01 ZE ISO/ FDIS 4384-2: 2021-09 Gleitlager - Härteprüfung an Lagermetallen - Teil 2: Massivwerkstoffe ISO 4384-2: 2022-01 47,30 EUR Gleitlager - Härteprüfung an Lagermetallen - Teil 2: Massivwerkstoffe Plain bearings - Hardness testing of bearing metals - Part 2: Solid materials Ersatz für ISO 4384-2: 2011-05 ZE ISO/ DIS 4821: 2021-05 Gleitlager - Verfahren zur Prüfung der dynamischen Adhäsion von DLC-beschichteten Teilen unter geschmierten Bedingungen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 4821: 2022-02 E ISO/ FDIS 4821: 2022-02 109,30 EUR Gleitlager - Verfahren zur Prüfung der dynamischen Adhäsion von DLC-beschichteten Teilen unter geschmierten Bedingungen Plain bearings - Dynamic adhesion test method for DLC coated parts under lubricated condition Ersatz für ISO/ DIS 4821: 2021-05 E ISO/ DIS 5755: 2022-01 72,00 EUR Sintermetallwerkstoffe - Anforderungen Sintered metal materials - Specifications Vorgesehen als Ersatz für ISO 5755: 2012-09 Einsprüche bis 2022-03-29 Z ISO 6627: 2011-08 Verbrennungsmotoren - Kolbenringe - Dreiteilige Ölabstreifringe Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 6627: 2022-02 Normen 62 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 ZE ISO/ DIS 6627: 2021-04 Internal combustion engines - Piston rings - Expander/ segment oil-control rings ISO 6627: 2022-02 109,30 EUR Internal combustion engines - Piston rings - Expander/ rail oil-control rings Ersatz für ISO 6627: 2011-08 E ISO/ DIS 6834: 2022-02 72,00 EUR Gleitlager - Thermohydrodynamische Schmierungsauslegungsdiagramme für kreisförmige Zylinderlager unter stationären Bedingungen Plain bearings - Thermo-hydrodynamic lubrication design charts for circular cylindrical bearings under steadystate conditions Einsprüche bis 2022-05-04 ZE ISO/ DIS 10825-1: 2021-01 Zahnräder - Verschleiß und Schäden an Zahnradzähnen - Teil 1: Terminologie Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 10825-1: 2022- 02 E ISO/ FDIS 10825-1: 2022-02 221,00 EUR Zahnräder - Verschleiß und Schäden an Zahnradzähnen - Teil 1: Terminologie Gears - Wear and damage to gear teeth - Part 1: Nomenclature and characteristics Vorgesehen als teilweiser Ersatz für ISO 10825: 1995- 08; Ersatz für ISO/ DIS 10825-1: 2021-01 3 Vorhaben 3.1 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Prüfung von Schmierstoffen und verwandten Erzeugnissen - Temperaturbeständigkeitsuntersuchung; NA 062- 06-61 AA <06235233> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Temperaturbeständigkeitsverhaltens von Schmier- und Reglerflüssigkeiten, wie zum Beispiel Dampf- und Gasturbinenölen sowie Kompressorenölen, fest. 3. 1.1 Zurückziehung DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Mineralölerzeugnisse - Bestimmung des Pour Points - Automatisches stufenweises Abkühlverfahren; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062-06-42 AA <06235721> Mineralölerzeugnisse und verwandte Produkte mit natürlichem oder synthetischem Ursprung - Bestimmung des Pour Points - Teil 2: Automatisches lineares Abkühlverfahren; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 062- 06-42 AA <06236138> 3.1.2 Berichtigungen (GfT-Arbeitsblätter) GfT-Arbeitsblatt 2: 1991-01 Schmierung beim Umformen Im DIN-Anzeiger für technische Regeln 10/ 2008, ICS 21.260, wurde dieses Dokument irrtümlich als zurückgezogen gemeldet. Das Dokument ist weiterhin gültig. GfT-Arbeitsblatt 4: 1993-04 Pflanzenöle als Schmierstoffe Im DIN-Anzeiger für technische Regeln 10/ 2008, ICS 75.100, wurde dieses Dokument irrtümlich als zurückgezogen gemeldet. Das Dokument ist weiterhin gültig. GfT-Arbeitsblatt 6: 1999-09 Entsorgung von ölhaltigen Abfällen Im DIN-Anzeiger für technische Regeln 10/ 2008, ICS 13.030.20, wurde dieses Dokument irrtümlich als zurückgezogen gemeldet. Das Dokument ist weiterhin gültig. 4 Erklärung über die technischen Regeln Soweit bekannt sind zu den einzelnen Dokumenten Preise angegeben. Ein Preisnachlass auf DIN-Normen und DIN SPEC wird gewährt für Mitglieder des DIN in Höhe von 15 % und für Angehörige anerkannter Bildungseinrichtungen (Bestellung muss mit Nachweis versehen sein) in Höhe von 50 %. Alle DIN-Normen, DIN-Norm-Entwürfe, DIN SPEC und Beiblätter können ohne Mehrpreis im Monatsabonnement bezogen werden. Bei der Bestellung ist die genaue Bezeichnung des Fachgebietes, möglichst unter Verwendung der ICS-Zahlen, anzugeben (siehe DIN- Mitt. 72. 1993, Nr. 8, S. 443 bis 450). Ein Anschriftenverzeichnis der Stellen im Ausland, bei denen Deutsche Normen eingesehen und bestellt werden können, wird vom Beuth Verlag GmbH, AuslandsNormen-Service, 10772 Berlin, kostenlos abgegeben. Die Ausgabedaten der anderen technischen Regeln sind nicht immer identisch mit ihrem Erscheinungstermin oder mit dem Beginn ihrer Gültigkeit. Um eine möglichst vollständige Information zu geben, werden Entwürfe von anderen technischen Regeln auch bei bereits abgelaufener Einspruchsfrist angezeigt. Voraussetzung für die Aufnahme einer Titelmeldung in die DITR-Datenbanken ist das Vorliegen eines Belegexemplars der technischen Regel. Alle regelerstellenden Organisationen werden daher gebeten, Belegstücke zu Veränderungen ihrer Regelwerke mit Preisangabe an fol- Normen 63 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 gende Anschrift zu senden: Deutsches Informationszentrum für technische Regeln (DITR), 10772 Berlin. Erklärung der im DIN-Anzeiger für technische Regeln verwendeten Vorzeichen: V = DIN SPEC (Vornorm) F = DIN SPEC (Fachbericht) P = DIN SPEC (PAS) A = DIN SPEC (CWA) G = Geschäftsplan (GP → einer DIN SPEC (PAS)) E = Entwurf M = Manuskriptverfahren C = Corrigendum/ Berichtigung Ü = Übersetzung B = Beabsichtigte Zurückziehung (BV → einer Vornorm, BE → eines Entwurfs) Z = Zurückziehung (ZV → einer Vornorm, ZE → eines Entwurfs) 4.1 Europäische und internationale Normungsergebnisse 4.1.1 Europäische Normen Der Druck der vom Europäischen Komitee für Normung (CEN) angenommenen EN als DIN-EN-Norm ist vorgesehen. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) beim Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Der Druck der vom Europäischen Komitee für Elektrotechnische Normung (CENELEC) angenommenen EN und HD als DIN-ENbzw. DIN-EN-Norm mit VDE- Klassifizierung ist in Vorbereitung. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript bei der DKE Deutsche Kommission Elektrotechnik Elektronik Informationstechnik im DIN und VDE, Stresemannallee 15, 60596 Frankfurt, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Die Übernahme der vom Europäischen Institut für Telekommunikationsnormen (ETSI) angenommenen EN in das Deutsche Normenwerk ist in Vorbereitung. Bis zur Übernahme als DIN-Norm kann das Vormanuskript bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. 4.1.2 Europäische Norm-Entwürfe Die spätere Übernahme der von CEN und CENELEC veröffentlichten Norm-Entwürfe (prEN) und der von CENELEC herausgegebenen HD-Entwürfe (prHD) in das Deutsche Normenwerk ist vorgesehen. Hinsichtlich der Schlussentwürfe (prEN) von CEN, die ohne Einspruchsfristen angezeigt werden, können Vormanuskripte in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) zu den angegebenen Preisen bezogen werden. Bei Dokumenten, die im Parallelen Umfrageverfahren bei IEC und CENELEC erschienen sind, ist in Klammern die Nummer des IEC-Dokumentes angegeben. Diese Entwürfe können bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Stellungnahmen sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. Die vom ETSI veröffentlichten Entwürfe für Europäische Normen (prEN) sollen später in das Deutsche Normenwerk übernommen werden. Diese Entwürfe (überwiegend in englischer Sprache) können bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Stellungnahmen sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. 4.1.3 Internationale Normen und Norm-Entwürfe Die Ergebnisse der Arbeit der Internationalen Organisation für Normung (ISO) und der Internationalen Elektrotechnischen Kommission (IEC) sowie der ISO/ IEC- Arbeit können im DIN Deutsches Institut für Normung e. V., Burggrafenstraße 6, 10787 Berlin, IEC-Normen und IEC-Entwürfe zusätzlich bei der DKE eingesehen werden. Die Ergebnisse der ISO- und IEC-Arbeit sind in Englisch und/ oder Französisch erhältlich. Sie liegen in deutscher Übersetzung vor, wenn sie gleichzeitig als Europäische Normen oder DIN-ISO- oder DIN-IEC-Normen übernommen werden. Kopien der ISO-Norm-Entwürfe können beim DIN Deutsches Institut für Normung e. V. (AuslandsNormen- Service), 10772 Berlin, bezogen werden. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen (TS) und Berichte (TR) sowie Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden herausgegeben, wenn ein Norm-Entwurf 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 Normen 64 Tribologie + Schmierungstechnik · 69. Jahrgang · 4/ 2022 Technische Berichte können bei Bedarf als DIN SPEC (Fachbericht) übernommen werden. Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) können von der ISO herausgegeben werden, wenn sich ein Thema noch in der Entwicklung befindet oder wenn aus einem anderen Grund derzeit noch keine Internationale Norm veröffentlicht werden kann. Eine PAS kann auch ein in Zusammenarbeit mit einer externen Organisation erarbeitetes Dokument sein, das nicht den Anforderungen einer Internationalen Norm entspricht. Europäische und Internationale Workshop Agreements (CWA und IWA) Diese Dokumente sind Ergebnisse von Arbeiten europäischer oder internationaler Expertengruppen (Workshops) im Rahmen von CEN/ CENELEC und ISO/ IEC, jedoch außerhalb der Technischen Komitees. Sie liegen, falls nicht anders angegeben, in englischer Fassung vor. 5 Herausgeber und Bezugsquellen 5.1 Deutsche Normen Herausgeber: DIN Deutsches Institut für Normung e. V., 10772 Berlin Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.2 Europäische Normen Herausgeber: European Committee for Standardization (CEN), 17, Avenue Marnix, 1000 BRUXELLES, BEL- GIEN Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.3 ISO-Normen Herausgeber: International Organization for Standardization, Case postale 56, 1211 GENÈVE 20, SCHWEIZ- Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 5.4 RAL-Druckschriften Herausgeber: RAL Deutsches Institut für Gütesicherung und Kennzeichnung e. V., Fränkische Straße 7, 53229 Bonn Bezug: RAL Deutsches Institut für Gütesicherung und Kennzeichnung e. V., Fränkische Straße 7, 53229 Bonn Beuth Verlag GmbH Am DIN-Platz, 10787 Berlin 5.5 Technische Lieferbedingungen des BAAINBw Herausgeber: Bundesamt für Ausrüstung, Informationstechnik und Nutzung der Bundeswehr (BAAINBw), Postfach 30 01 65, 56057 Koblenz Bezug: Bundesamt für Ausrüstung, Informationstechnik und Nutzung der Bundeswehr (BAAINBw), Postfach 30 01 65, 56057 Koblenz 5.6 UNECE-Fahrzeugrichtlinien Herausgeber: UNECE United Nations Economic Commission for Europe, Palais des Nations, 1211 GENEVA 10, SCHWEIZ 5.7 VDI-Richtlinien Herausgeber: Verein Deutscher Ingenieure (VDI), Postfach 10 11 39, 40002 Düsseldorf Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 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 Lionel Simo Kamga, Jan Sippel, Manuel Oehler, Michaela Gedan-Smolka, Bernd Sauer Einfluss des Substratmaterials bei der Transferschmierung von Stahl-Bronze-Kontakten mit PA66-PTFE-cb Trockenschmierstoffen Knud-Ole Karlson, Henrik Buse, Markus Grebe, Michael Postels, Stefan Mutschall Verhalten von Kurvenrollen unter verschiedenen Querschlupfbedingungen Sebastian Sklenak, Dieter Mevissen, Jens Brimmers, Christian Brecher, Bastian Lenz, Andreas Mehner Methode zur Verschleißvorhersage für den feststoffgeschmierten Zwei-Scheiben-Kontakt Dieter Mevissen, Lars Uhlmann, Jens Brimmers, Tim Herrig, Thomas Bergs Wälzfestigkeit maschinell gehämmerter Oberflächenstrukturen im Zahnflankenanalogieversuch Vasilios Bakolas, Philipp Roedel, Michael Pausch Abschätzung der weltweiten Energiebilanz von Wälzlagern Georg Ochs, Henrik Buse, Alexander Hüttinger, Markus Wöppermann, Jörg Hermes Vergleichbarkeit von Prüfmethoden auf unterschiedlichen Modellebenen zur Qualifikation einer Anti-Fretting-Paste