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Tribologie und Schmierungstechnik HERAUSGEGEBEN VON ADRIAN RIENÄCKER UND MANFRED JUNGK 1 _ 23 70. JAHRGANG Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Heft 1 | März 2023 70. 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 219,-, Vorzugspreis für private Leser EUR 156,-. Abonnementspreis print + online access: EUR 490,-, Vorzugspreis für private Leser EUR 168,- (alle Preise inkl. MwSt.). 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ISSN 0724-3472 ISBN 978-3-381-10021-7 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 · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0001 Liebe Leserinnen und Leser, einigen von Ihnen werden die drei Worte in meiner Überschrift im Zusammenhang bekannt sein, ich persönlich hörte diese mit Bezug auf drei Kontinente der nördlichen Halbkugel zum ersten Mal. Dies geschah während der ersten Arbeitskreissitzung, in dem eine Methode zur Berechnung und Berichterstattung von Product Carbon Footprints (PCFs) für Schmierstoffe und Fette erstellt werden soll. Die Vereinigung der Europäischen Schmierstoffindustrie (UEIL) und der Technische Verband der Europäischen Schmierstoffindustrie (ATIEL) haben diese Arbeitsgruppe, unter der Leitung eines Beraters, aus Experten ihrer Mitglieder und benachbarter Verbände zusammengeschlossen, um eine harmonisierte Cradle-to-Gate-PCF-Methodik (vom Rohstoff bis Verlassen des Schmierstoffs beim Hersteller) zu entwickeln. Das Ziel der Arbeitsgruppe ist es, einen gemeinsamen Standard zu entwickeln, der von der gesamten Schmierstoffindustrie verwendet werden kann und Konsistenz und Transparenz in der gesamten Lieferkette gewährleistet. Die Adaption der von den Vereinten Nationen verabschiedeten 17 strategischen Entwicklungsziele (SDG) wird weltweit unterschiedlich vorangetrieben, zum Beispiel hat die Europäische Union den Grünen Deal ausgerufen. Dieser schreibt vor, bis 2050 keine Netto-Treibhausgase mehr auszustoßen, ihr Wachstum von der Ressourcennutzung abzukoppeln und niemanden, weder Mensch noch Region, im Stich zu lassen. Auf dem Weg dorthin sollen die Netto-Treibhausgasemissionen bis 2030 um mindestens 55 % gegenüber 1990 gesenkt werden. Um diese übergeordneten Ziele konkret auf Schmierstoffe übertragen zu können, wurde während der Arbeitskreissitzung auf die Sichtweise, wie hinderlich sich eine Überregulierung auf die Innovationskraft vor dem Hintergrund einer wirtschaftlichen Mehrfachvermarktung auswirken könnte, verzichtet. Die Herausforderungen liegen vielmehr im Detail, die Registrierung einer Chemikalie wird um den PCF ergänzt werden, der je nach Herstellungsweise sehr unterschiedlich ausfallen kann: hier wird die Nutzungsphase und die Entsorgung noch gar nicht betrachtet. Weitere Betrachtungen zur Nachhaltigkeit von Schmierstoffen und tribologischen Anwendungen werden auf der vom 18.-19. April stattfindenden Nextlub präsentiert. Die erste internationale Konferenz über Tribologie und nachhaltige Schmierung wird gemeinsam von der Gesellschaft für Tribologie, der Forschungsvereinigung für Antriebstechnik und des Bundesverbandes mittelständischer Mineralölunternehmen in Düsseldorf veranstaltet. Doch nun darf ich Sie einladen, vier interessante Beiträge über Betrachtungsweisen von Oberflächen im Reibkontakt zu lesen und der Tribologie gewogen zu bleiben, Ihr Manfred Jungk Herausgeber Innovate - regulate - duplicate! Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 Datum Ort Veranstaltung ► 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 ► 25.09. - 27.09.23 Göttingen 64. Tribologie-Fachtagung www.gft-ev.de ► 26.09. - 28.09.23 Essen Lubricant Expo Europe www.lubricantexpo.com ► 23.10. - 26.10.23 Amsterdam, Niederlande ELGI Autumn Events www.elgi.org ► 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 · 70. Jahrgang · 1/ 2023 5 Lukas Steinhoff, Folke Dencker, Marc Christopher Wurz Application of batch manufactured flexible micro-grinding tools on copper and oxidized copper surfaces 12 Fabian Forsbach, Philip Köch, Markus Heß Numerische Modellierung von Elektrovibration in der Oberflächenhaptik Numerical modeling of electrovibration in surface haptics 24 Benedikt J. Siewerin, Johannes Schmelz, Karl J. Raddatz, Thomas Tobie, Karsten Stahl Wear Calculation for Hard-Soft Gear Pairings Depending on Surface Hardness and Roughness 32 Roman Probst, Jian Song Einfluss der Mikrohärte der Oberflächenschutzschicht auf den Verschleiß und die Lebensdauer von elektrischen Kontakten bei Reibverschleißbelastung Influence of microhardness of surface coating on wear and lifetime of electrical contacts under fretting wear loads 1 Editorial Innovate - regulate - duplicate! 2 Veranstaltungen Aus Wissenschaft und Forschung 41 Nachruf Evert Muijderman (1931 - 2022) 44 Nachrichten Mitteilungen der GfT 48 Patentumschau 49 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 70. Jahrgang, Heft 1 März 2023 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 · 70. Jahrgang · 1/ 2023 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 Aus Wissenschaft und Forschung 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0002 Application of batch manufactured flexible micro-grinding tools on copper and oxidized copper surfaces Lukas Steinhoff, Folke Dencker, Marc Christopher Wurz* Eingereicht: 18.8.2022 Nach Begutachtung angenommen: 7.2.2023 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 63. Tribologie-Fachtagung 2022 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Kupfer ist im Vergleich zu Aluminium aufgrund seiner Duktilität ein eher schwierig zu zerspanendes Material. Deshalb wird in dieser Studie der Ansatz verfolgt, die Oberfläche zu oxidieren, um die Zerspanbarkeit beim Schleifprozess und somit die erreichte Oberflächenqualität zu verbessern. Dazu werden batchgefertigte, flexible Mikroschleifwerkzeuge für das Schleifen von Kupfer und oxidierten Kupferoberflächen verwendet, um insbesondere Flächen von Mikrostrukturen oder lokal kleine Areale von Flächen bearbeiten zu können. Außerdem wird ein Vergleich der Schleifergebnisse bei der Nutzung der Abrasive Siliziumkarbid (SiC) und kubischem Bornitrid (cBN) als Schleifmittel gezeigt. Die Werkzeuge bestehen aus einer Schleifschicht auf Polyimidbasis und den Abrasivpartikeln auf Silizium als Trägersubstrat und werden durch Fotolithographie und reaktives Ionentiefenätzen hergestellt. Die Oxidation der Kupferoberflächen findet durch einen elektrochemischen Prozess statt und anschließend werden diese mit den hergestellten Schleifwerkzeugen bearbeitet. Die Oberflächenqualität wird durch optische Messungen mittels konfokaler Lasermikroskopie hinsichtlich der Rauheit bewertet. Sowohl auf dem reinen Kupfer als auch auf dem oxidierten Kupfer werden durch den Kurzfassung Einsatz von SiC-Schleifwerkzeugen geringere Rauheitswerte erzielt. Dies spiegelt sich bei reinem Kupfer in einer Reduktion des arithmetischen Rauheitsmittelwertes R a auf 0,04 µm wider. Die unbearbeitete Referenzfläche weist einen R a -Wert von etwa 0,24 µm auf. Darüber hinaus zeigen die bearbeiteten oxidierten Oberflächen eine Reduktion der mittleren Rautiefe R z von 7,60 µm auf etwa 1,10 µm, was im Vergleich zu den bearbeiteten nicht oxidierten Kupferoberflächen (2,32 µm) etwa eine Optimierung um Faktor 2 darstellt. Die Bearbeitung von Kupfer mit cBN-Mikroschleifwerkzeugen zeigt ebenfalls reduzierte Rauheitswerte, die jedoch im Vergleich zu den SiC-Werkzeugen bei bearbeiteten Kupferoberflächen um 50 % höher und bei bearbeiteten oxidierten Kupferoberflächen ähnlich sind. Während sich die Oxidation der Kupferoberfläche positiv auf die Oberflächenqualität auswirkt, ist kein Einfluss auf den Werkzeugverschleiß zu beobachten. Schlüsselwörter Anodische Oxidation, Mikroschleifen, Feinmechanik, Hochpräzisionsbearbeitung, Kupferbearbeitung As copper is a rather difficult material to machine due to its ductility compared to aluminium, this study presents the approach of oxidizing the surface to improve the results of the grinding process. Therefore, batch manufactured flexible micro-grinding tools are used for grinding of copper and oxidized copper surfaces to machine microstructure or local areas of functional Abstract surfaces. Besides, we show a comparison of the performance of an abrasive layer made of silicon carbide (SiC) and cubic boron nitride (cBN). The tools are made of a polyimide-based abrasive layer and silicon as substrate and are fabricated by photolithography and deep reactive ion etching. The oxidation of copper surfaces is done by electrochemical processes and are * Lukas Steinhoff, M. Sc. 1 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-3411-5802 Folke Dencker, M. Sc. 1 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-9917-0565 Prof. Dr.-Ing. Marc Christopher Wurz 1,2 Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-2066-8142 1 Institute of Micro Production Technology Leibniz University Hannover Germany 2 DLR Institute of Quantum Technologies Ulm University Germany crease of the machinability due to higher brittleness and thus enables the achievement of higher surface qualities. Anodic oxidation of copper allows the creation of nanoneedle structures on the surface. These are more brittle und mechanically unstable [7]. 2 Experimental procedures In the following, the production of the tools with SiC and cBN as abrasive grains and the anodic oxidation of copper is described first. Then, the description of the grinding process and the analysis of the machined copper follows. 2.1 Production process The grinding tools are composed of two parts, the tool head and the tool shaft. The shafts are milled out of aluminium. The tool heads are batch produced using microsystem technologies. The process is shown in Figure 1. The polyimide-abrasive-suspension (PAS) consists of 25 wt% SiC or cBN particles with a size of 3-6 µm and 75 wt% of a polyimide precursor, which are mixed evenly. The weight distribution was determined to be optimal in previous tests. The mixing is followed by spin coating, a lithographic patterning to create round structures with a diameter of 1 mm and deep reactive ion etching (DRIE) to reach a structural height of around 250 µm of each tool head. After dicing, tool heads are joined to tool Aus Wissenschaft und Forschung 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0002 1 Introduction Due to advancing technological progress, high-quality surfaces are becoming more and more important. In particular, the surface profile can strongly influence the efficiency of a functional surface. For example, undesirable roughness in optical components can lead to scattering [1]. Moreover, technological advances are also accompanied by miniaturization and the size of the functional surfaces shrinks. The machining of such small surfaces and microsystems in general, falls into the field of micromachining, which includes grinding as a mechanical machining method [2]. Therefore, suitable tools are needed to finish the manufactured components in order to increase the surface quality, especially for commonly used materials such as copper. It is used in optics as mirror material and electronics thanks to its excellent properties, such as high thermal conductivity or high electrical conductivity, but does not show a good machinability [3]. Moreover, a flexible binding matrix is favourable, because it yields while machining and so the component is kept true to contour [4]. Grinding wheels with polyimide as flexible binding matrix have already been demonstrated in macroscopic size to successfully machine steel [5]. Furthermore, micro-grinding tools on the same basis with silicon carbide (SiC) as abrasive have already been successfully used for machining to a mean roughness of R a = 0,04 µm and a mean roughness depth of R z = 2,4 µm [6]. In this study, cubic boron nitride (cBN) as abrasive is compared with SiC for optimizing the machining of copper. In addition, an electrochemical oxidation of the copper surface shall lead to an indirectly machined with grinding tools. The surface quality is evaluated concerning the surface roughness by optical measurements with confocal microscopy. Lower roughness values are achieved on both, the pure copper and the oxidized copper by using SiC grinding tools. On pure copper this is reflected in a reduction of the arithmetical mean roughness value R a to 0.04 µm. The unprocessed reference surface shows an R a of 0.24 µm. In addition, the machined oxidized surfaces show a reduction of the mean roughness depth R z from 7,60 µm to 1.10 µm, which is an optimization of factor 2 compared to the machined non-oxidized copper surfaces (2.32 µm). The machining of copper with cBN micro-grinding tools also shows improved roughness values, but in comparison to the SiC tools these are 50 % higher for machined copper surfaces and similar for machined oxidized copper surfaces. While the oxidation of the copper surface has a positive effect on the surface quality, no effect on tool wear can be observed Keywords Anodic oxidation, micro-grinding, precision engineering, high precision machining, copper machining Figure 1: Production process of micro-grinding tool heads. It is separated into mixing of the suspension (a), spin coating of the PAS onto silicon substrate (b), structuring by lithography and DRIE (c) and separation by dicing (d). shafts using 2K epoxy adhesive (Plus Endfest 300, UHU). More detailed information about the process and the effects of the process parameters on the tool are described in a previous publication [6]. For the electrochemical modification of copper, shown in Figure 2, the workpieces are machined to a size of 25x25x6 mm3. Furthermore, the surface is roughened manually with FEPA P 1200 sandpaper to create a reference surface. Before electrochemical modification, the copper is cleaned with solvents and the native oxide layer is removed using 37 % hydrochloric acid. Subsequently, anodic oxidation takes place in a 2 mol/ l sodium hydroxide solution in a three-electrode configuration. The copper is the working electrode (WE). A platinized titanium grid is used as counter electrode (CE) and an Ag/ AgCl electrode as reference electrode (RE). The potential is controlled by a potentiostat, which keeps the potential at - 200 mV. The process time is 10 min, resulting in an average layer thickness of 5 µm. After the anodic oxidation, the copper is removed from the electrolyte, cleaned with distilled water and dried with nitrogen. After successful anodic oxidation, a light blue coating on the copper workpiece can be observed. The topography can be analysed by scanning electron microscopy (SEM). The layer thickness is measured by confocal microscopy. In addition, the oxidized layer is examined for its polycrystallinity and layer composition by means of X-ray diffraction (XRD) measurement. 2.2 Grinding process The grinding tools with embedded SiC or cBN particles are first tested on pure copper surfaces. For this purpose, the copper is milled flat and roughened by FEPA P 1200 sandpaper in order to create the reference surface. Subsequently, a circular structure with a diameter of 4 mm and an area of 12.57 mm 2 is ground with a tool path length of 42.14 mm. For this purpose, a cutting speed of 62 m/ min, a feed rate of 100 mm/ min and an infeed of 5 µm are used. A grinding strategy is pursued in which the surface is ground only once, as well as one in which the surface is ground four or seven times. After each grinding step, the tool wear is measured so that the infeed is kept as equal as possible. The machine tool used is a 5-axis CNC machine (C5, Datron). The surface roughness is analysed using confocal microscopy. In addition, the tool wear is determined for a tool path of 880 mm, where the tool wear that has occurred is measured every 40 mm. Tactile measurement methods are used to determine the layer thickness of the removed material to determine the g ratio (Removed volume workpiece / lost volume grinding tool). The grinding strategies described above are also applied to the oxidized copper surfaces. Subsequently, the same analysis strategy is applied to compare the reachable surface roughness on machined copper and machined oxidized copper. 3 Results and discussion This part is divided into the two main points of the paper. First, the two types of tools are compared in the grinding process on pure copper. Then, the difference in the achievable surface finish on machined copper and machined oxidized copper is analysed. 3.1 Comparison of SiC and cBN micro-grinding tools To compare the two types of tools, the surface quality produced is compared on the one hand and the tool wear and the g ratio on the other. Figure 3A shows the surface roughness measured on the machined copper. For R a and R z , a significant improvement was achieved with both tool types compared to the roughness on the reference surface (0 grinding steps). Although the same reference surface is used, it can be seen that the use of the SiC tools lead to a lower surface roughness than the use of the cBN tools. For the latter, a total reduction of the R a value from 0.24 µm to 0.06 ± 0.01 µm and of the R z value from 7.60 µm to 3.31 ± 1.01 µm can be observed. Under the same conditions, the SiC tools achieve an R a value of 0.04 ± 0.02 µm and an R z value of 2.32 ± 0.59 µm. However, after only one grinding step, an improvement in surface finish (R a = 0.08 ± 0.02 µm, R z = 3.49 ± 0.83 µm) can be observed when machining with SiC tools. Increasing the number of grinding steps to four then leads to a further improvement (R a = 0.05 ± 0.02 µm, R z = 2.70 ± 0.53 µm), as shown in Figure 3A. This observation can also be made for cBN tools. Here, the first reduction of the surface roughness is already achieved after one grinding step (R a = 0.11 ± 0.03 µm, R z = 5.22 ± 0.69 µm) and an am- Aus Wissenschaft und Forschung 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0002 Figure 2: Production process of oxidized copper workpieces. It is separated in preparation (a), anodic oxidation (b) and cleaning (c). tools and 16.5 µm for cBN tools. A difference between the two tool types cannot be seen. This suggests that the wear behaviour is predominantly controlled by the properties of the bonding matrix, as this is the same for both tool types. The g ratio is also in favour of the SiC tools. It results from the ratio of the removed workpiece volume to the tool volume and results in a value of 52 for SiC and 31 for cBN tools. Overall, the results indicate that the SiC tools are more suitable for machining pure copper workpieces, as the achieved roughness values R a and R z are both lower with nearly the same tool wear. 3.2 Comparison of machinability of copper and oxidized copper surfaces After shown the comparison of SiC and cBN microgrinding tools on pure copper surfaces, it can be seen, Aus Wissenschaft und Forschung 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0002 plification of this effect occurred after four grinding steps (R a = 0.10 ± 0.04 µm, R z = 3.77 ± 0.82 µm). In SEM images, a more heterogeneous size distribution for SiC can be observed. The comparison is shown in Figure 4, which includes cBN grains in Figure 4A and SiC grains in Figure 4B. Some of the SiC grains have an edge length of up to 10 µm in one direction. As a result, the grains showed larger cutting edges, which could lead to better cutting performance and therefore to a better surface finish. In terms of tool wear, both tools show similar behaviour, as can be seen in Figure 3B. In the first 120 mm, a tool wear of about 0.09 µm/ mm and a total tool wear of 11.13 µm for SiC tools and 11.23 µm for cBN tools can be observed. Subsequently, the tool wear decreases to 0.008 µm/ mm and the total tool wear increases less rapidly. After 880 mm, it increases to 16.7 µm for SiC Figure 3: Comparison of results after using SiC and cBN grinding tools. In A, the average (n = 3) surface roughness values achieved with the respective SiC and cBN tools are compared. B shows the total tool wear curves over a total tool path length of 880 mm for both tool types. Figure 4: Comparison of the size distribution of integrated cBN (A) and SiC (B) particles. Despite the specified size distribution of 3-6 µm for both particle types, a more heterogeneous size distribution is noticeable for the SiC grains than for the cBN ones. A B that the reachable surface roughness under those conditions is limited. One approach to improving the surface finish is to modify the copper surface. Oxidized copper is less ductile and therefore easier to machine. In this case, the oxidation was carried out electrochemically as previously described. The resulting surface, as shown in Figure 5A, is very rough with small needle structures. Compared to the otherwise used reference surface, this modification initially leads to an increase in surface roughness, as can be seen in Figure 5B. An R a value of 0.64 µm and an R z value of 9.08 µm are obtained. XRD measurements show a polycrystallinity of the layers as well as a proportion of copper hydroxide through peak detection, which is in line with the literature [8, 9]. Due to the multi-step machining the roughness decreases in a similar way as before on the pure copper. However, the two types of tools show similar efficiency on oxidized copper. Furthermore, the R z value is significantly lower in both cases after seven grinding steps than on pure copper, while the R a values are nearly the same. Previously, R z was 2.32 ± 0.59 µm for SiC tools, whereas the value is now less than half that, namely R z = 1.10 ± 0.35 µm. This could be a consequence of the electrochemical process. Similar to electropolishing, a higher current density could prevail at the roughness peaks, favouring a stronger reaction. In addition, it has been shown in the literature that the generation of the nanoneedle structures is controlled mainly by current density [9], which suggests also a stronger reaction at the roughness peaks. 4 Conclusion In this work, the suitability of different abrasive types for machining copper was tested. SiC showed the better performance than cBN based tools, resulting in average R a values of 0.04 ± 0.02 µm and R z values of 2.32 ± 0.59 µm after seven grinding steps. The reason for this could be the different cutting edge geometry of the abrasive grains. The g ratio (52) was also higher for the SiC tools due to higher material removal. To further improve the surface finish, a modification of copper by anodic oxidation was tested, which resulted in a needleshaped surface structuring. Both tool types showed similar results here. In particular, a successful improvement was observed when considering the R z value. Compared to the machined copper, the R z value for SiC tools was more than halved, namely 1.10 ± 0.35 µm. The results indicate that a precise oxidation of the copper surface can lead to better grinding results. Therefore, it can be advantageous to precede a grinding process with a surface modification of the copper workpiece by anodic oxidation. For a good integration into the existing CNC process, it could be advantageous to develop an electrochemical chamber for the machine tool. In addition, it was confirmed that the developed micro-grinding tools can not only be used on pure copper surfaces, but are also functional on oxidised copper surfaces. This means that the tools, in combination with the oxidation process, can produce a high surface finish through a simple grinding process on copper. Acknowledgement The project “Batch processed flexible micro-grinding tools for end machining of metallic surfaces” (WU 558/ 26-1) is financial supported by German Research Foundation (DFG). References [1] Harvey J E, Lewotsky K L, Kotha A 1995 Effects of surface scatter on the optical performance of x-ray synchroton beam-line mirrors Appl. Opt. 34 3024-3032 [2] Brinksmeier E and Preuss W 2012 Micro-machining Phil. Trans. R. Soc. A 370 3973-3992 Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0002 Figure 5: Results of grinding oxidized copper. A shows an SEM picture of the oxidized copper surface. B illustrates the surface roughness progress after grinding with SiC and cBN tools. cro-grinding tools for finishing metallic surfaces euspen’s 22 nd ICE Geneva Switzerland [7] Park J, Kim D, Kim H, Park W I, Lee J, Chung W 2022 Superhydrophobic Electrodeposited Copper Surface for Robust Condensation Heat Transfer ACS Omega 7 19021- 19029 [8] Xiao F, Shaojun Y, Liang B, Li G, Pehkonen S O, Zhang T 2015 Superhydrophobic CuO nanoneedle-covered copper surfaces for anticorrosion J. Mater. Chem. 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Jahrgang · 1/ 2023 SAVE THE DATE 24 th International Colloquium Tribology Industrial and Automotive Lubrication Join the leading event on lubrication, additives and tribology in Europe: 3 intense days with 145 lectures from research, industry and practice in 6 parallel sessions. Ost昀ldern/ Stuttgart, Germany 23rd - 25th January 2024 Submission of abstract until 16th June 2023 Submission of abstract and registration: www.tae.de/ go/ tribology SAVE THE DATE 24 th International Colloquium Tribology Industrial and Automotive Lubrication Join the leading event on lubrication, additives and tribology in Europe: 3 intense days with 145 lectures from research, industry and practice in 6 parallel sessions. Ost昀ldern/ Stuttgart, Germany 23rd - 25th January 2024 Submission of abstract until 16th June 2023 Submission of abstract and registration: www.tae.de/ go/ tribology 1 Einführung und Stand der Forschung Im Sommer 1950 machte Mallinckrodt eine eher zufällige Entdeckung, als er mit dem Finger sanft über eine mit einer dünnen isolierenden Schicht überzogene Metalloberfläche strich, die an eine Wechselspannungsquelle angeschlossen war. Die Oberfläche fühlte sich deutlich weniger glatt an als bei ausgeschalteter Wechselspannung. Anschließende experimentelle Untersuchun- Aus Wissenschaft und Forschung 12 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0003 Numerische Modellierung von Elektrovibration in der Oberflächenhaptik Fabian Forsbach, Philip Köch, Markus Heß* Eingereicht: 18.11.2022 Nach Begutachtung angenommen: 14.2.2023 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 63. Tribologie-Fachtagung 2022 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Elektrovibration stellt eine Schlüsseltechnologie in der Oberflächenhaptik dar, bei der die Reibung zwischen Finger und Touch-Oberfläche über elektrostatische Anziehungskräfte angesteuert wird. Auf diese Weise ist es möglich, gezielte taktile Effekte zu erzeugen, so dass der Benutzer auf der nominell glatten Bildschirmoberfläche Texturen oder andere dreidimensionale Formen wahrnimmt. Wir präsentieren ein zweidimensionales FE-Modell, welches den elektromechanischen Teil der sehr komplexen Modellierung abbildet. Es berücksichtigt sowohl das nichtlinear elastische Materialverhalten der unterschiedlichen Hautschichten als auch den besonderen Einfluss der mikroskopischen Luftlücke auf die Elektroadhäsion. Zur Validierung wird die Reibkraft mit aus der Literatur bekannten experimentellen Ergebnissen verglichen. Erste numerische Untersuchungen zur Auswirkung der elektrostatischen Anziehungskräfte auf den mechanischen Spannungszustand im Inneren der Haut werden durchgeführt. Als maßgebliche Eingangsgröße einer anbindenden neurophysiologischen Modellierung wird insbesondere die spezifische Formänderungsenergie an den Positionen der Merkel- Rezeptoren unter der Haut detektiert. Schlüsselwörter Elektrovibration, Oberflächenhaptik, Taktile Wahrnehmung, SA-I Mechanorezeptoren, Formänderungsenergiedichte, Kontaktmechanik, Reibungskraft, Neuronaler Impuls Numerical modeling of electrovibration in surface haptics Electrovibration represents a key technology in surface haptics, where the friction between finger and touch surface is controlled via electrostatic attraction. In this way, it is possible to generate specific tactile effects so that the user perceives real textures or other three-dimensional shapes on the nominally smooth screen surface. We present a two-dimensional FE model that maps the electromechanical part of the very complex modeling. It considers both the nonlinear elastic material behavior of the different skin layers and the particular influence of the microscopic air gap on the electroadhesion. For validation, the friction force is compared with known experimental results from the literature. First numerical investigations on the effect of electrostatic attraction on the mechanical stress state inside the skin are performed. In particular, the elastic strain energy density at the positions of the Merkel receptors under the skin is detected as a relevant input variable of a subsequent neurophysiological modeling. Keywords Electrovibration, surface haptics, tactile perception, SA-I mechanoreceptors, strain energy density, contact mechanics, friction force, neural impulse Kurzfassung Abstract * M. Sc. Fabian Forsbach Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-0560-7704 B. Sc. Philip Köch Dr.-Ing. Markus Heß (federführender Autor) Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-2692-1719 Technische Universität Berlin Fachgebiet Systemdynamik und Reibungsphysik Straße des 17. Juni 135, 10623 Berlin gen zusammen mit seinen Kollegen [1] stützten die These, dass der Effekt über das Prinzip des Plattenkondensators erklärbar ist. Die trockene Außenhaut des Fingers und eine potenziell vorhandene Lackschicht der Platte fungieren dabei als Dielektrika eines Kondensators, dessen Elektroden die Metallplatte und die leitenden Flüssigkeiten im Körper bilden. Mallinckrodt et al. wiesen bereits darauf hin, dass die Relativbewegung zwischen Finger und Platte und damit die Reibung für die Spürbarkeit des Effektes zwingend erforderlich ist. Bei ruhendem Finger würde das Anschalten der Wechselspannung keine zur Aktivierung der Hautrezeptoren ausreichenden Deformationsänderungen hervorrufen. Außerdem merkten sie an, dass feuchte Haut den Effekt gänzlich unterbindet. 30 Jahre später bezeichnete Grimnes [2] diesen durch elektrostatische Anziehungskräfte hervorgerufenen Empfindungsmechanismus als Elektrovibration. In Bild 1 ist der elektromechanische Reibkontakt schematisch dargestellt. Die angelegte Wechselspannung führt zu einer elektrostatischen Anziehung zwischen Finger und Untergrund. Im (leitenden) Gewebe sammeln sich jeweils Träger entgegengesetzter Ladung im Vergleich zu denen an der Oberfläche der Leiterplatte. Die Beschichtung der Platte und die äußere Hautschicht - das Stratum Corneum - können idealisiert als dielektrische Schichten zwischen den beiden Elektroden angesehen werden. Die beiden Oberflächen mit charakteristischer Textur in Bild 1 sollen andeuten, dass solche bzw. vergleichbare Texturen auch auf einer nominell glatten Oberfläche wahrgenommen werden können, wenn die elektrische Spannung entsprechend reguliert wird. Strong und Troxel [3] waren die ersten, die 1970 unter Ausnutzung der Elektrovibration ein taktiles Display entwickelten. Letzteres bestand aus einer Anordnung von Elektrodenstiften, die dielektrisch beschichtet waren und unabhängig voneinander angeregt werden konnten. Bei Bewegung des Fingers über das Display konnten auf diese Weise Texturempfindungen generiert werden. Aufbauend auf dem Modell des Parallelplattenkondensators lieferten Strong und Troxel zudem eine erweiterte mathematische Beschreibung des elektrostatischen Beitrags zur Reibkraft. Obwohl auch aus den anschließenden 40 Jahren nach Strong und Troxel einige Publikationen hervorgegangen sind, die wesentlich zur Weiterentwicklung der auf elektrostatischer Stimulation basierenden haptischen Displays beigetragen haben (z.B. [4]), so ist es in aller erster Linie den Arbeiten von Bau et al. [5] sowie von Linjama und Mäkinen [6] zu verdanken, dass die Forschung im letzten Jahrzehnt auf diesem Gebiet entscheidend angefacht wurde. Sie zeigten, dass Elektrovibration auch über eine transparente Elektrode auf einer großen kommerziellen Touch-Oberfläche übertragen werden kann. Damit wurde der Weg geebnet, diese leicht integrierbare, stromsparende, innovative Technologie zur haptischen Interaktion insbesondere in Smartphones, Tablets und Informationsterminals zu verwenden. In der Folge sind einige herausragende Arbeiten entstanden, die den Einfluss der Amplitude, Form und Frequenz der Wechselspannung auf die Reibkraft untersuchten. Aus experimenteller Sicht ist die Arbeit von Meyer et al. [7] hervorzuheben, in der die quadratische Abhängigkeit des elektrostatischen Beitrags zur Reibungskraft von der Amplitude der Wechselspannung verifiziert und damit die Anwendbarkeit des einfachen Plattenkondensatormodells gestützt wurde. Für eine sinusförmige Eingangsspannung im Frequenzband von 10 Hz bis 10 kHz beobachteten Meyer et al. zudem einen mit der Frequenz zunehmenden elektrostatischen Beitrag zur Reibkraft. Die Abhängigkeit der Reibkraft von der Amplitude der Wechselspannung und der extern aufgebrachten Normalkraft wurde experimentell von Ayyildiz et al. [8] untersucht. Shultz et al. [9] schlugen zur Modellierung der frequenzabhängigen elektrostatischen Anziehung ein RC Impedanz-Modell vor, dessen zentraler Part die Impedanz des Aus Wissenschaft und Forschung 13 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0003 Bild 1: Schematische Darstellung des elektroadhäsiven Reibkontaktes: Benutzer nimmt auf der nominell glatten Bildschirmoberfläche eine Textur war; durch Reibung hervorgerufene Formänderungen führen zur Aktivierung von Rezeptoren und damit zur Aussendung neuronaler Impulse Alle oben genannten theoretischen Modelle bergen den Nachteil, dass sie den mechanischen Spannungszustand im Inneren der Hautschichten des Fingers nicht richtig oder gar nicht erfassen können. Deren Kenntnis bildet aber einen wichtigen Baustein im komplexen Mechanismus der taktilen Wahrnehmung, denn unter der Haut befinden sich räumlich verteilt die sogenannten Mechanorezeptoren, die durch die Änderung des Spannungs- und Deformationszustandes stimuliert werden können. In diesem Fall wandeln sie den zeitlich veränderlichen mechanischen Zustand in neuronale Impulse (Aktionspotenziale), die über weitere neuronale Strukturen zum somatosensorischen Kortex geleitet und dort in einen taktilen Reiz übersetzt werden. Bild 2 zeigt den geschichteten Aufbau unbehaarter Haut sowie die Lage und Struktur der Rezeptortypen. Im Bereich der dermo-epidermalen Übergangszone sind sowohl die langsam adaptierenden Merkel-Zellen (SA-I) als auch die mittelschnell adaptierenden Meissner-Körperchen (FA-I) ansässig, die beide durch sehr kleine rezeptive Felder ausgezeichnet sind. Während die Merkel-Zellen primär in der Funktion von Drucksensoren die Intensität eines Hautreizes detektieren (z. B. die Eindrücktiefe), sind die Meissner-Körperchen Geschwindigkeitsdetektoren, die die zeitliche Änderung von Deformationen aufzeichnen [16]. Ausschließlich die Merkel-Zellen stehen im Fokus der vorliegenden Arbeit. Aufgrund der großen Deformationen und der nicht-linear elastischen Hautschichten ist naheliegend, dass die Methode der finiten Elemente (FEM) als Berechnungstool für die Spannungen im Inneren zur Anwendung kommt. Mit Hilfe der FEM wurde der Spannungszustand an den Rezeptoren sowohl für quasistatische Eindruckversuche durch starre Flachstempel unterschiedlicher Breite und kammartige Flachstempelverbunde analysiert als auch beim Gleiten über ausgewählte Texturen [18], [19]. Die Pionierarbeit stammt von Maeno et al. [20], die den Normal- und Tangentialkontakt des Fingers auf einer glatten starren Oberfläche mit Hilfe eines zweidimensionalen FE-Modells untersuchten. Nahezu alle Folgearbeiten nutzen dieses 2D- Modell als Grundgerüst, lediglich die Anzahl der Hautschichten, deren linear elastische Materialparameter und die geometrische Form der Übergänge wurden im Laufe der Jahre verbessert. Nach bestem Wissen der Autoren existiert nur die Arbeit von Vodlak et al. [21], die das 2D-FE-Modell um Elektroadhäsion erweitert. Diese Arbeit beschäftigt sich aber im Wesentlichen damit, zwei verschiedene Ansätze für die Anziehungskraft zwischen den parallelen Plat- Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0003 durch die Rauheiten der Oberflächen bedingten ungleichförmigen Grenzflächenspaltes bildet. Nach diesem Modell ist einzig die über diesen mikroskopischen Grenzflächenspalt abfallende elektrische Spannung für die Reibung relevant. In einer späteren Arbeit [10] wiesen die Autoren experimentell nach, dass die Impedanz des Grenzflächenspaltes für einen ruhenden Finger deutlich geringer ausfällt als für den relativ zur Bildschirmoberfläche bewegten Finger. Für die kleinere Impedanz im stationären Fall machten sie die Ansammlung von Schweiß im Luftspalt verantwortlich. Eine signifikant reduzierte Impedanz im Falle von feuchter Haut merkten bereits Mallinckrodt et al. [1] in ihrer Pionierarbeit an. Eine Hürde in der theoretischen Modellierung über das RC Impedanz-Modell bildet die Vorgabe der Impedanz des Grenzflächenspaltes. Es ist offensichtlich, dass letzterer sowohl von der extern aufgebrachten Normalkraft als auch von der angelegten Spannung abhängig ist. Letztlich bedarf es einer Kopplung der Elektrodynamik an eine Theorie rauer Kontakte zur theoretischen Erfassung der Impedanz. Eine Möglichkeit bietet die Multiskalentheorie von Persson, die er kürzlich für die Anwendung auf elektroadhäsive Kontakte ausgelegt hat [11]. Ayyildiz et al. [8] haben gezeigt, dass Perssons Theorie den Reibungskoeffizienten als Funktion der extern aufgebrachten Normalkraft und der angelegten Spannung in Einklang mit gemessenen Daten vorhersagen kann, wenn die Elastizitätsmoduln des Stratum Corneums und des darunterliegenden als homogen angenommenen Festkörpers geeignet gewählt werden. Eine Reihe von aktuellen Arbeiten widmen sich auch der makroskopischen Modellierung des elektroadhäsiven Reibkontaktes [12], [13], [14]. Da die Rauheiten auf kleineren Skalen hierin geometrisch nicht abgebildet werden, der elektrostatische Beitrag zur Normalkontaktkraft aber wesentlich vom mikroskopischen Grenzflächenspalt bestimmt wird, bedarf es alternativer Ansätze. Forsbach und Heß [13] [14] haben dazu das Konzept der äquivalenten Luftlücke [15] herangezogen, wobei jene primär zur Anpassung an gemessene Daten verwendet wurde. Bild 2: Schichten unbehaarter Haut sowie Lage und Struktur der unterschiedlichen Typen von Mechanorezeptoren (modifiziert aus [17]) ten eines Kondensators zu vergleichen, die als Knotenkräfte an der Oberfläche des FE-Modells angesetzt wurden. Die Wichtigkeit des oben erwähnten mikroskopischen Grenzflächenspaltes wurde dabei gänzlich außer Acht gelassen. Wir präsentieren ein 2D-FE-Modell, deren Oberfläche analog den oben genannten Arbeiten nur bis zur Ebene der Papillarleisten räumlich aufgelöst wird. Die besondere Geometrie des dermo-epidermalen Übergangs sowie die Parameter der nichtlinearen Materialeigenschaften der Hautschichten werden aus aktuellen Literaturbeiträgen übernommen. Im Gegensatz zur Arbeit von Vodlak et al. [21] wird der mikroskopische Grenzflächenspalt bei der Berechnung der elektrostatischen Anziehungskraft berücksichtigt. Dazu wird das Konzept der äquivalenten Luftlücke mit einer vereinfachten Theorie rauer Kontakte verknüpft. Mit dem Modell kann der Einfluss der Elektroadhäsion auf die zeitlich veränderlichen Spannungsgrößen an den räumlich verteilten Mechanorezeptoren untersucht werden. Damit ist eine Möglichkeit geschaffen, die Unterschiede in der taktilen Wahrnehmung realer und virtuell via Elektrovibration erzeugter Texturen näher zu verstehen. Nach bestem Wissen der Autoren existiert bis jetzt kein Modell, welches diese Fähigkeit besitzt. Die enorme Bedeutung untermauern aktuelle Publikationen, die Daten psychophysiologischer Experimente zur taktilen Wahrnehmung realer sowie virtuell erzeugter Formen und Texturen vergleichend gegenüberstellen [22], [23]. Im Mittelpunkt der vorliegenden Arbeit steht die Einführung und Erklärung des neuen, elektromechanischen Modells mit Fokus auf die Anbindung der mikroskopischen Kontakttheorie an das Makromodell. Das Modell wird anhand von ausgewählten Beispielen validiert. Erste Berechnungen zur Auswirkung von Elektroadhäsion auf den mechanischen Spannungszustand an den Merkel-Zellen erfolgen abschließend. 2 Komponenten der elektroadhäsiven Modellierung Im Folgenden wird der Aufbau und die Funktionsweise des elektroadhäsiven Modells erklärt, angefangen mit dem FE-Modell auf Makroebene. Für den Einbau elektrostatischer Anziehung in das Makromodell werden externe Kräfte an den Knoten der Oberfläche aufgebracht, für deren Berechnung insbesondere auf eine vereinfachte Kontakttheorie für Oberflächen mit Multiskalenrauheit unter Berücksichtigung von Adhäsion zurückgegriffen wird. Diese Mikro-Makro-Interaktion wird anschließend im Detail erläutert. 2.1 Makroskopisches FE-Modell Die Geometrie des 2D-FE-Modells zeigt Bild 3. Die Breite und Höhe des Fingers sowie die Lage und Abmaße von Knochen und Nagel wurden aus der Arbeit von Shao et al. [19] übernommen. Für die Dicken des Stratum Corneums (SC), der lebensfähigen Epidermis (Viable Epidermis, VE) und der Dermis wurden hingegen Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0003 Bild 3: FE-Modell des Kontaktes zwischen Finger und Touchscreen: Unterschiedliche Materialschichten der Haut sind hervorgehoben und das stark verfeinerte Netz sowohl an den Positionen der Merkel-Zellen als auch an der Oberfläche anhand von vergrößerten Ausschnitten kenntlich gemacht (1) Darin bezeichnen λ i die Hauptstreckungen (Eigenwerte der Strecktensoren), deren Produkt ein Maß für die Volumenänderung darstellt und durch J ausgedrückt wird. G 0 gibt den initialen Schubmodul an und D ist ein Maß für die Kompressibilität, das sich aus dem initialen Schubmodul und der Poissonzahl wie folgt zusammensetzt (2) Die Werte der Materialparameter für die einzelnen Hautschichten (SC, VE, Dermis, subkutanes Gewebe) wurden den Arbeiten von Boyle et al. [26] bzw. Jobanputra et al. [24] entnommen. Der Fingernagel und das Nagelbett wurden hingegen als steife linear elastische Materialien approximiert [30]. Alle für das FE-Modell verwendeten Materialparameter sind in Tabelle 2 aufgelistet. Der Knochen selbst wurde als starr angenommen. Er kann sich zudem nur translatorisch in horizontale und vertikale Richtung relativ zum fixierten Touchscreen bewegen, d. h. sein Rotationsfreiheitsgrad wurde vollständig eingeschränkt. Am Knochen werden extern die Normalkraft f ext und Tangentialkraft f T aufgebracht, die aufgrund des ebenen Verzerrungszustandes pro eine Einheitslänge definiert sind. Der fixierte Touchscreen wurde als starrer Körper mit einer glatten, ebenen Oberfläche modelliert. Zur Lösung des als quasistatisch angenommenen Kontaktproblems wurde ABAQUS Explicit verwendet. Zusätzlich wurde das Konzept der (moderaten) Massenskalierung eingesetzt, um das stabile Zeitinkrement zu erhöhen und damit die Berechnungen zu beschleunigen. Während der gesamten Simulationen wurde darauf geachtet, dass das Verhältnis von kinetischer zu innerer 0 3(1 2 ) (1 ) G D . 1/ 3 1 2 3 mit und 1 i i J . 2 1 2 3 0 2 2 1 3 1 W J G D Aus Wissenschaft und Forschung 16 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0003 Daten aus der aktuellen Arbeit von Jobanputra et al. [24] verwendet. Die Form der Papillarleisten haben wir aus einer Anpassung an eigene Messdaten angenähert [25], wobei vereinfacht von einer achsensymmetrischen Fortsetzung Gebrauch gemacht wurde. Der Spitze-Tal- Wert und die Wellenlänge sowie alle anderen geometrischen Parameter sind in Tabelle 1 zusammengefasst. Während der Übergang zwischen SC und VE eine ähnliche Welligkeit besitzt wie jene an der Oberfläche [26], unterscheidet sich die Form des dermo-epidermalen Übergangs signifikant. Es treten annähernd doppelt so viele Papillen/ Zapfen im Vergleich zur Oberfläche auf [27]. In etwa mittig unterhalb einer jeden Papillarleiste befindet sich je ein längerer Zapfen (intermediate ridge), der von zwei kleineren Zapfen (limiting ridges) eingeschlossen wird [28]. Interessanterweise sind im Bereich dieses charakteristischen Übergangs zwischen Epidermis und Dermis zwei der vier Mechanorezeptortypen ansässig. Während sich die Meissner-Körperchen in den Zwischenräumen zwischen Zapfen des Übergangs innerhalb der Dermis befinden, sind die Merkel- Zell-Komplexe nur in den Spitzen der (langen) mittleren Zapfen in der Epidermis verankert. Das ist der Grund, warum wir in diesem Bereich das FE-Netz stark verfeinert haben, was einer der beiden vergrößerten Ausschnitte in Bild 3 illustriert. Der andere Ausschnitt deutet die Netzverfeinerung im oberflächennahen Bereich an, die u. a. eine angemessene Implementierung der elektrostatischen Anziehung sicherstellen soll. Insgesamt wurden ca. 260.000 reduziert integrierte Vierknotenelemente vom Typ CPE4R in Abaqus verwendet, die speziell für den ebenen Verzerrungszustand ausgelegt sind. Im Bereich der angesprochenen Netzverfeinerungen beträgt die kleinste Länge eines Elementes ca. 3 µm. Das nichtlinear elastische Materialverhalten sämtlicher Hautschichten wurde über die kompressible Form des Ogden-Modells 1. Ordnung abgebildet. Die zugehörige Formänderungsenergiedichte lautet [29] Tabelle 1: Geometrische Parameter des FE-Modells Name des geometrischen Parameters Zahlenwert und Maßeinheit Breite und Höhe des Fingers/ Fingerquerschnitts 20 mm, 14 mm Dicke des Stratum Corneums (SC) 425 μm Dicke der lebensfähigen Epidermis (VE) ≈ 175 μm Dicke der Dermis (D) ≈ 1400 μm Papillarleisten: Wellenlänge, Spitze-Tal-Wert λ ≈ 483 μm, 100 μm Übergang SC-VE: Wellenlänge, Spitze -Tal-Wert λ ≈ 467 μm, 100 μm Übergang VE-D: Wellenlänge, Spitze-Tal-Wert λ = 459 μm, = 150 μm, = 450 μm Energie unterhalb von 1 % bleibt. Die elektrostatische Anziehung wurde über Kräfte an den Knoten der Oberfläche eingebaut, deren Berechnung über eine Fortranbasierte Subroutine erfolgt, die in jedem Zeitschritt aufgerufen wird und deren Funktionsweise im nächsten Abschnitt erläutert wird. 2.2 Anbindung an eine Multiskalentheorie rauer Kontakte mit Elektroadhäsion Zur Abbildung von Elektroadhäsion werden externe Kräfte an den Knoten der Oberfläche aufgebracht, die der Formel für die Anziehungskraft zwischen zwei mit Dielektrika beschichteten, parallelen Platten eines Kondensators mit zusätzlichem Luftspalt gehorchen. Nehmen wir zunächst an, wir würden den Luftspalt unseres makroskopischen FE-Modells berücksichtigen, das in Bild 3 wiedergegeben ist. In diesem Modell werden die Papillarleisten als glatt angenommen, d. h. Rauheiten auf kleineren Skalen wurden weggeglättet. Wenn wir den Luftspaltabstand eines Knotens an der Position x mit g (x) bezeichnen, dann ergibt sich eine Anziehungskraft pro Einheitsfläche von (3) 2 0 2 0 ( ) ( ) 2 el x h g x U , worin ε 0 die Permittivität des Vakuums angibt und h 0 die Dicke einer effektiven nichtleitenden Schicht, die sich aus den relativen Permittivitäten sowie den Dicken des Stratum Corneums und der isolierenden Schicht des Touchscreens zusammensetzt (4) Vollständiger Kontakt des Makromodells heißt, dass der makroskopische Luftspalt verschwindet, d. h. g (x) = 0 in Gleichung (3) einzusetzen ist. Nach Multiplikation mit der entsprechenden nominellen Kontaktfläche ergibt sich eine elektrostatische Anziehungskraft, die um Größenordnungen zu hoch für den Kontakt zwischen Finger und Touchscreen ist [21]. Das liegt an den Rauigkeiten auf kleineren Skalen, die für die Berechnung der elektrostatischen Kraft unbedingt berücksichtigt werden müssen. Typischerweise beträgt die reale Kontaktfläche nur einen Bruchteil der nominellen Kontaktfläche, da nur Mikroasperiten den vollständigen Kontakt ausmachen. Der stark vergrößerte Ausschnitt im Bereich der Kontaktschnittstelle in Bild 4 verdeutlicht das Gesagte. Die Wichtigkeit der Berücksichtigung von Rauigkeiten kleinerer Skalen ist auch sofort anhand von Gleichung (3) ersichtlich, wenn die Dicke der effektiven Schicht nach Gleichung (4) mit den in Tabelle 3 gegebenen Werten (entnommen aus [8]) ermittelt wird: h 0 ≈ 0,5 μm. Grenzflächenspalte von dieser Größenordnung (im Mikrometerbereich) haben daher entscheidenden Einfluss auf die elektrostatische Kraft. Ein Grenzflächenspalt von 1 µm führt demnach nur noch auf ein Neuntel der elektrostatischen Kraft bei direktem Kontakt. Es ist daher notwendig, dass auch die Knoten der Oberfläche des FE-Modells, die aus makroskopischer Sicht den Touchscreen kontaktieren, mit einer zusätzlichen Luftlücke beaufschlagt werden. Es sei angemerkt, dass der mittlere Grenzflächenspalt ū z aufgrund der nichtlinearen Abhängigkeit nach Gleichung (3) zu einem enormen Fehler führen würde und daher nicht verwendet werden kann. Anstatt dessen wird eine äquivalente Luftlücke eingeführt [15], die aus einer vereinfachten adhäsiven Kontakttheorie für Oberflächen mit Multiskalenrauigkeit ermittelt wird. Diese Theorie mit dem Namen „Bearing Area Model“ (BAM) wurde kürzlich von Ciavarella [31] vorgeschlagen und für die Anwendung auf Kontakte mit Elektroadhäsion erweitert [32]. Danach kann die Lösung eines Kontaktproblems mit Adhäsion aus der Lösung des zuge- 0 , , i r i sc r sc h d d . Aus Wissenschaft und Forschung 17 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0003 Schicht Materialmodell Zahlenwert und Maßeinheit Subcutis Ogden G = 25 kPa ; α = 5 ; ν = 0,48 Dermis Ogden G = 2,55 kPa ; α = −14,53 ; ν = 0,48 Viable Epidermis Ogden G = 61,75 kPa ; α = −14,53 ; ν = 0,48 Stratum Corneum Ogden G = 86,76 kPa ; α = −14,53 ; ν = 0,48 Nagelbett linear elastisch = 1 MPa ; ν = 0,3 Nagel linear elastisch = 170 MPa ; ν = 0,3 Tabelle 2: Materialparameter des FE-Modells Bild 4: Stark vergrößerter Ausschnitt der Kontaktschnittstelle bei „vollständigem“ Kontakt auf der Makroebene: Auf der Mikroebene kommen nur einzelne Asperiten in direkten Kontakt, weshalb die reale Kontaktfläche nur einen Bruchteil der nominellen auf der Makroebene ausmacht; der Grenzflächenspalt führt zu einer erheblichen Abnahme der elektrostatischen Anziehung worin erfc(.) die komplementäre Fehlerfunktion angibt. Unter Verwendung von Perssons Lösung des nicht-adhäsiven Kontaktproblems rauer Oberflächen [33] sowie Einsetzen von (6) und (8) in (7) erhält man [32] (9) Nach dem Konzept der äquivalenten Luftlücke wird auch bei makroskopisch vollständigem Kontakt eine Luftlücke d a,eq angenommen, die den Einfluss der Rauheiten kleinerer Skalen berücksichtigen soll. Für die elektrostatische Anziehungskraft je Einheitsfläche gilt (10) Durch Gleichsetzen des Ansatzes (10) mit dem elektrostatischen Beitrag aus Gleichung (9) (letzter Term auf der rechten Seite) können wir die äquivalente Luftlücke allein als Funktion des mittleren Grenzflächenspaltes determinieren (11) Mit Hilfe von Gleichung (9) kann die äquivalente Lücke anschließend über den mittleren, nominellen, externen Druck ausgedrückt werden. Genau dieser Zusammenhang d a,eq (p̄ ext ) wird zur Steuerung der elektrostatischen Knotenkräfte bei makroskopischem Kontakt verwendet. Der mittlere, nominelle Druck wird dabei für jede Papil- 0 a ,eq 0 rms 2 erfc ( 2 ) z z u h d u h h rms 1/ 2 erfc 1 2 z u h . SC ext rms 0 rms 2 8 ( ) exp 3 ! z z u p u h E h 2 0 0 2 0 rms rms erfc erfc 4 2 2 z z u h u U h h h . a,eq 0 0 2 2 2 el h d U . Aus Wissenschaft und Forschung 18 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0003 hörigen Kontaktproblems ohne Adhäsion und einem adhäsiven Anteil zusammengesetzt werden, der vollkommen entkoppelt und auf banale Weise bestimmt wird. Gemäß BAM gilt (5) worin F ext die extern aufgebrachte Normalkraft im Kontakt mit Elektroadhäsion ist und F n.a. die Lösung des zugehörigen nicht-adhäsiven Normalkontaktproblems. σ 0 kann über die elektrostatische Kraft je Einheitsfläche bei direktem Kontakt angenähert werden und geht damit unmittelbar aus (3) hervor (6) Die zugehörige Wirkfläche der elektrostatischen Anziehung A ad wird über die Änderung der Bearing Area bei Vergrößerung des Eindrucks um h ̃ ≈ h 0 angenähert (Differenz zweier benachbarter Werte der Abbott-Firestone- Kurve bzw. Bearing-Area-Curve). h ̃ stellt strenggenommen den maximalen Grenzflächenspalt dar, bis zu welchem nach Maugis-Dugdale noch elektrostatische Anziehung angenommen wird [15]. Beziehen wir die Größen in Gleichung (5) auf die nominelle/ scheinbare Kontaktfläche A 0 , also auf jene, über die aus makroskopischer Sicht vollständiger Kontakt vorliegt, so gilt die Mittelwertgleichung (7) Für eine Gaußsche Höhenverteilung der Oberflächenrauheit ergibt sich eine adhäsive Wirkfläche [31] (8) ext n.a. 0 ad F A F , 0 0 2 2 0 2 U h . ext n.a. 0 ad 0 ( ) / z z z p u p u A u A . ad 0 0 rms rms 1 erfc erfc 2 2 2 z z h h h A u u A , Symbol Name des Parameters Zahlenwert und Einheit Relative Permittivität des Stratum Corneums 1650 Relative Permittivität der isolierenden Schicht 3,9 Permittivität des Vakuums 8,854 ⋅ 10 As/ Vm Dicke des Stratum Corneums 425 μm Dicke der isolierenden Schicht 1 μm Elektrische Spannung 0-200 V ℎ RMS-Wert der mikroskaligen Rauheit 3,1 μm sc Elastizitätsmodul des SC (Eingang in BAM) 1 MPa λ Längste Wellenlänge der mikroskaligen Rauheit 100 μm Tabelle 3: Eingangsgrößen der elektroadhäsiven Mikro-Makro-Schnittstelle (BAM) larleiste in Kontakt separat aus dem Kontaktdruck p(x) und der elektrostatischen Anziehung (in jedem Zeitschritt neu) ermittelt (12) Bei der in Gleichung (3) definierten elektrostatischen Anziehung muss zwischen Kontakt und Nicht-Kontakt differenziert werden. Für die anzusetzende Lücke eines Knotens mit den Koordinaten (x i , y i ), der sich in der Nähe der Papillarleiste j mit dem mittleren externen Druck p̄ ext,j befindet, gilt (13) Der vergrößerte Ausschnitt in Bild 3 zeigt eine beispielhafte Verteilung der elektrostatischen Knotenkräfte über eine Papillarleiste, die in der Fallunterscheidung nach Gleichung (13) begründet ist. Die Umsetzung der Mikro-Makro-Interaktion verlangt nach Gleichung (9) Kenntnis weiterer Parameter, die in Tabelle 3 aufgeführt sind. Perssons Multiskalentheorie setzt lineares Materialverhalten voraus. Für das Stratum Corneum im oberflächennahen Bereich wurde ein Elastizitätsmodul von 1 MPa angesetzt und Inkompressibilität angenommen [34]. Der RMS-Wert der Rauheit in (9) bezieht sich nur auf die mikroskalige Rauheit auf den Papillarleisten. Die Krümmung der Papillarleisten selbst wird bereits im makroskopischen FE-Modell berücksichtigt. Messungen bestätigen, dass die Verteilung der Höhen über eine Gaußsche Normalverteilung approximierbar ist [25]. Für die Berechnungen wurden eine quadratische Rauheit von 3,1 µm und als größte Wellenlänge λ 0 ≈ 100 μm berücksichtigt. 3 Simulationsergebnisse Mit dem in Kapitel 2 definierten Modell wurden verschiedene Normal- und Tangentialkontaktprobleme mit und ohne Elektrovibration untersucht, deren Simulationsergebnisse in den folgenden Kapitelabschnitten präsentiert und ggf. experimentellen Daten gegenübergestellt werden. Als lokales Reibgesetz für die Knoten in Kontakt wurde das Amontons-Coulombsche Reibgesetz mit einem Reibungskoeffizienten von 0,25 verwendet. 3.1 Makroskopische Größen des elektroadhäsiven Reibkontaktes Zunächst wird das in Bild 3 gezeigte 2D-FE-Modell am Knochen durch eine Normalkraft f ext belastet. Bei angeschalteter elektrischer Spannung wird im Anschluss eine monoton steigende Tangentialkraft f T aufgebracht bis der Zustand des vollen Gleitens einsetzt. Der zugehörige Wert der Tangentialkraft ist die Reibkraft und wird über die externe Normalkraft aufgetragen. Alle " # ext el 1 ( ) ( d ) $ R p x x p x L . a ,eq ext, a ,eq ext, sonst für ( ) % j i j i i d p y d p g x y . Kräfte sind hier als Kräfte je Einheitslänge zu verstehen. Um mit den experimentellen Daten von Ayyildiz et al. [8] bzw. Sirin et al. [35] vergleichen zu können, wurden daher die Kräfte je Einheitslänge mit einer konstanten Tiefe von 20 mm multipliziert. Dieser Wert stellt eine grobe Näherung bei horizontalem Aufsetzen der Fingerbeere dar. Im Bild 5 sind die Simulationsergebnisse den experimentellen Daten der oben genannten Arbeiten gegenübergestellt. Eine qualitativ und zum Teil sogar quantitativ gute Übereinstimmung ist feststellbar. Mit zunehmender Spannung weichen die Kurven immer mehr von der linearen Kennlinie ab, die bei ausgeschalteter Spannung Bestand hat. Die Begründung dafür liegt in der durch Elektroadhäsion erhöhten Normalkontaktkraft. Es ist experimentell und numerisch untermauert, dass bei weichen elastischen Materialien der Übergang vom reinen Normalkontakt zu vollständigem Gleiten mit einer Reduktion der Kontaktfläche einhergeht [36], [37], [13]. Dieser Effekt, der bereits im nicht-adhäsiven Kontakt zu beobachten ist, wird durch Adhäsion noch verstärkt. Verantwortlich für die scherinduzierte Flächenreduktion sind die großen Deformationen des nichtlinear elastischen Materials, die zu einer strengen Kopplung von Effekten in Normal- und Tangentialrichtung führen. In Bild 6 ist die scherinduzierte prozentuale Änderung der Kontaktlänge über die extern aufgebrachte Normalkraft für verschiedene Spannungen visualisiert. Lässt man die Schwankungen außer Acht, wächst die Reduktion mit zunehmender Normalkraft und zunehmender Spannung. Für die simulierten Lastfälle ergibt sich im Fall ohne Elektroadhäsion eine prozentuale Änderung Aus Wissenschaft und Forschung 19 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0003 Bild 5: Tangentialkraft bei Einsetzen von vollständigem Gleiten aufgetragen über die extern aufgebrachte Normalkraft bei verschiedenen elektrischen Spannungen: Simulationsergebnisse und experimentelle Daten im Vergleich 3.2 Eindruck eines kammartigen Flachstempelverbundes ohne Elektrovibration In der Pionierarbeit von Phillips und Johnson [39] wurden neurophysiologische Antwortdaten der SA-I Mechanorezeptoren (Merkel-Zell-Komplexe) auf Eindruckversuche kammartiger Flachstempelverbunde in Fingerbeeren von Affen, deren innerer Aufbau jenen von Menschen sehr ähneln, veröffentlicht. Bis heute werden diese Daten häufig für einen Vergleich mit numerischen Untersuchungen herangezogen. In Bild 7 unten ist ein solches Raster von Flachstempeln gezeigt, dessen Abstände variieren. Diese Struktur wurde um 1 mm in die Fingerbeere gedrückt und dabei die innerhalb von 1 Sekunde ausgesandten neuronalen Impulse eines festen SA-I Rezeptors von Phillips und Johnson gemessen. Im Anschluss wurde der Versuch wiederkehrend durchgeführt, allerdings immer mit einem um 200 µm horizontal weiter verschobenen Indenterkamms. Der betrachtete feste SA-I Rezeptor befindet sich demnach immer über einer anderen Stelle des Indenterkamms. Die Impulsantworten bei diesem sukzessiven Durchscannen sind in Bild 7 in normierter Form veranschaulicht. Den gleichen Versuch haben wir numerisch mit Hilfe des nichtlinear elastischen FE-Modells simuliert, wobei die mittlere Formänderungsenergiedichte (SED) in der Spitze eines mittleren Zapfens des dermo-epidermalen Übergangs ermittelt wurde, denn hier sind die SA-I Mechanorezeptoren ansässig, was der vergrößerte Ausschnitt in Bild 3 andeutet. Die SED in normierter Form ist in Bild 7 den gemessenen neuronalen Daten gegenübergestellt. Es ist gut zu erkennen, dass sich zumindest die grundsätzliche Struktur der Antwort ähnelt. Lediglich im Mittelbereich Aus Wissenschaft und Forschung 20 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0003 von ca. 5 % und bei 200 V von ca. 12 %. Von der Größenordnung stimmen diese Werte mit den von Sirin et al. [38] gemessenen überein. Die Ursache für die größeren Schwankungen liegt darin, dass das weiche Material um den translatorisch bewegten Knochen gern rotieren möchte. Ähnlich einem Rollkontakt, verlassen einige Papillarleisten den Kontakt an der Auslaufkante während neue an der Einlaufkante hinzukommen. Bild 6: Prozentuale Reduktion der Kontaktlänge beim Übergang vom reinen Normalkontakt zum vollständigen Gleiten aufgetragen über die extern aufgebrachte Normalkraft bei verschiedenen elektrischen Spannungen Bild 7: Gemessene und normierte neuronale Impulsantwort eines SA-I Rezeptors auf Eindruckversuche mit einem aperiodischen Raster von Flachstempeln im Vergleich zur normierten, mittleren SED im Bereich des SA-I Rezeptors aus dem FE-Modell des rechten 3 mm breiten Indenters sowie bei sehr kleinen Abständen der Indenter (linkerhand) fällt die normierte neuronale Antwort deutlich geringer aus. An dieser Stelle sei aber gesagt, dass die SED noch vollkommen ungefiltert ist. Andere Spannungs- oder Energiegrößen im Inneren weisen eine schlechtere Korrelation auf. Das deckt sich bedingt mit den Berechnungen linear elastischer Modelle vorausgegangener Arbeiten [28], [40]. Festzuhalten ist, dass auch bei Berücksichtigung nichtlinear elastischer Hautschichten die SED als bevorzugte Eingangsgröße neurophysiologischer Modelle verwendet werden sollte. 3.3 Einfluss der Elektrovibration auf den Spannungszustand im Bereich der SA-I Rezeptoren Bild 8 zeigt die Verteilung der Formänderungsenergiedichte im Inneren des FE-Modells für vier unterschiedliche Lastfälle mit besonderem Blick auf die Positionen der Merkel-Rezeptoren. In allen Lastfällen wurde eine externe Kraft von f ext = 0,075 N/ mm aufgebracht. Ganz oben ist der reine Normalkontakt ohne Elektroadhäsion gezeigt. Es ist ein deutlich erhöhter SED-Wert im Bereich der Positionen der Merkel-Rezeptoren ersichtlich. Im darunterliegenden Ausschnitt wurde zusätzlich eine Spannung von 200 V angelegt. Nur im oberflächennahen Bereich sind im Vergleich zum Lastfall ohne Elektroadhäsion Änderungen zu erkennen. Die SED an den Merkel-Rezeptoren ändert sich nicht. Dies korreliert mit der Beobachtung, dass der Benutzer bei Einschalten der Spannung keinen Reiz wahrnimmt, solange der Finger ruht. Die anderen beiden Lastfälle repräsentieren Zustände des vollen Gleitens bei ein- und ausgeschalteter Spannung. Bereits das Gleiten ohne Elektroadhäsion führt zu einer Biegung der mittleren Zapfen des dermoepidermalen Übergangs, die oberhalb des Kontaktbereichs angeordnet sind. Dieser Effekt wird bei angeschalteter Spannung verstärkt und es bildet sich an der Wurzel der Zapfen ein weiterer Extremwert aus, der Einfluss auf die Aktivierung der Meissner-Körperchen haben kann. Präzisere Aussagen erfordern zunächst weitere, umfangreiche Parameterstudien. Dass die taktile Wahrnehmung streng von den gesetzten Parametern abhängt, dokumentieren die Ergebnisse der aktuellen Arbeit von Jobanputra et al. [24], die den Einfluss altersbedingter Änderungen der Material- und Strukturparameter der Haut untersucht. Während alle altersbedingten Änderungen (z.B. Versteifung oder Ausdünnung der Haut) zu einer markanten Abnahme der Hauptdehnungen im Bereich der Meissner-Körperchen führen, nimmt die SED an den Merkel-Rezeptoren nicht unter allen altersbedingten Änderungen ab. So erreicht die SED bei einer Verringerung der Dicke der Dermis auf 90 % der Referenzdicke zunächst ein Maximum, bevor sie monoton abnimmt. Weitere Ergebnisse der Autoren stützen ihre These, dass altersbedingte Material- und Strukturänderungen der Haut die Stimulation der Meissner-Körperchen (und damit den dynamischen Eindruck) stärker beeinflussen als jene der Merkel-Rezeptoren (und damit den statischen Eindruck). Da empirisch basierte Literatur genau das Gegenteil vermittelt, schlussfolgern die Autoren, dass die Aktivierung der Merkel-Rezeptoren möglicherweise mehr durch neurologische Veränderungen beeinflusst wird. Unserer Meinung nach ist dieses Ergebnis allerdings zu hinterfragen. Zwar setzen Jobanputra et al. die Merkel-Rezeptoren in einer Elementschicht entlang der dermoepidermalen Übergangzone viel realitätsnäher an als es im vorliegenden Modell der Fall ist (nach Bild 3 homogen über Zapfenspitze verteilt), allerdings ordnen sie die Schicht nicht wie üblich der Epidermis, sondern kommentarlos der viel weicheren Dermis zu. Es gilt daher zu prüfen, inwieweit die Ergebnisse Bestand haben, wenn die Merkel-Zellen als in der Epidermis ansässig angenommen werden. Für den Gleitkontakt ohne Elektroadhäsion nach Bild 8 stimmt die Verteilung der SED im Bereich der Zapfen qualitativ gut mit den Ergebnissen von Jobanputra et al. überein. Bild 8 deutet zugleich an, dass die Änderung der SED beim Übergang vom reinen Normalkontakt zum Gleitkontakt stark von der globalen Position der betrachteten Merkel- Rezeptoren abhängt (siehe M16, M22, M25, M27 in Bild 8). In einer während des Begutachtungsprozesses angenommenen Publikation wurde auf diese Ab- Aus Wissenschaft und Forschung 21 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0003 Bild 8: Verteilung der SED im Inneren für den reinen Normalkontakt und bei vollständigem Gleiten mit besonderem Blick auf die Positionen der SA-I Rezeptoren; es ist f ext = 0,075 N/ mm [7] D. J. Meyer, M. A. Peshkin and J. E. Colgate, “Fingertip friction modulation due to electrostatic attraction,” 2013 World Haptics Conference, WHC 2013, pp. 43-48, 2013. [8] M. Ayyildiz, M. Scaraggi, O. Sirin, C. Basdogan and B. N. Persson, “Contact mechanics between the human finger and a touchscreen under electroadhesion,” Proceedings of the National Academy of Sciences, vol. 115, no. 50, pp. 12668-12673, 2018. [9] C. D. Shultz, M. A. Peshkin and J. E. 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Tiefergehende Analysen auf Grundlage des hier vorgestellten Modells sind in Planung. 4 Zusammenfassung und Ausblick Es wurde ein numerisches Modell zur Abbildung von Elektrovibration vorgestellt, welches das nichtlineare Materialverhalten der Hautschichten und die besondere Geometrie der Übergänge über ein 2D-FE-Modell berücksichtigt. Der Einbau elektrostatischer Anziehung verlangt die Berücksichtigung von Rauheiten auf kleineren Skalen. Dies wurde über externe Knotenkräfte unter Verwendung des Konzeptes der äquivalenten Luftlücke und die Ankopplung an eine vereinfachte Theorie rauer Kontakte realisiert. Die numerisch ermittelte Reibkraft sowie die scherinduzierte Flächenreduktion in Abhängigkeit von der extern aufgebrachten Normalkraft und der angelegten Spannung zeigen gute Übereinstimmung mit experimentellen Daten. Dabei wurde auf jegliches Fitting verzichtet, jedoch beinhaltet die separate Vorgabe eines Elastizitätsmoduls für das SC als Eingangsgröße der vereinfachten Kontakttheorie eine Schwachstelle. Das Modell zeigt Extremwerte der SED im Bereich der Merkel-Rezeptoren an. Es detektiert zudem markante Änderungen der SED beim Übergang vom reinen Normalkontakt zu vollem Gleiten unter Wirkung von Elektroadhäsion, die sowohl für die Aktivierung der SA-I als auch der FA-I Rezeptoren von Relevanz sein können. Dies ist Gegenstand einer zukünftigen Arbeit, in der die zeitliche Änderung der SED erfasst und ihre Auswirkung auf die Aktivierung der Rezeptoren mit Hilfe eines neurophysiologischen Modells analysiert werden soll. Literatur [1] E. Mallinckrodt, A. L. Hughes and W. Sleator Jr, “Perception by the skin of electrically induced vibrations,” Science, vol. 118, no. 3062, pp. 277-278, 1953. [2] S. 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Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0004 Wear Calculation for Hard-Soft Gear Pairings Depending on Surface Hardness and Roughness Benedikt J. Siewerin, Johannes Schmelz, Karl J. Raddatz, Thomas Tobie, Karsten Stahl* Eingereicht: 22.8.2022 Nach Begutachtung angenommen: 23.2.2023 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 63. Tribologie-Fachtagung 2022 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. In großen Zahnradgetrieben befinden sich in vielen Fällen vergütete Hohlräder oder Innenverzahnungen mit einsatzgehärteten Ritzeln im Eingriff. Das bietet wirtschaftliche Vorteile, birgt jedoch ein erhöhtes Risiko von Verschleiß im Betrieb. Es gibt verschiedene Testmethoden, um den zu erwartenden Verschleiß des verwendeten Zahnrad-Schmierstoff-Systems zu bewerten, allerdings werden dafür standardmäßig nur einsatzgehärtete Zahnräder verwendet. Eine direkte Übertragung der Testergebnisse auf die Praxisanwendung ist bisher nicht bekannt. In dieser Studie wurden die Einflüsse von unterschiedlichen Oberflächenhärten und -rauheiten sowie Schmierungszuständen systematisch auf dem FZG- Zahnrad-Verspannungsprüfstand untersucht. Die Ergebnisse zeigen ein erhöhtes Risiko für starken Verschleiß bei hart-weichen Zahnradpaarungen. Basierend auf diesen Ergebnissen wurde die Berechnungsmethode für die Verschleißlebensdauer von Zahnrädern erweitert, sodass eine Abschätzung der Verschleißlebensdauer von Zahnradpaarungen mit unterschiedlicher Oberflächenhärte auf der Grundlage von Standard-Verschleißtests möglich ist. Schlüsselwörter Maschinenelemente und Antriebsstrang, tribologische Systeme, Getriebe, langsamer Verschleiß, Wärmebehandlung In large gear drives, through-hardened ring gears or internal gears are often in contact with case-hardened pinions. This offers economic advantages, but involves an increased risk of wear during its operation. Various test methods exist to evaluate the expected wear of the used gear-lubricant-system, but typically with case-hardened gears only. A direct transfer of the test results to the application in field is not known so far. In this study, influences from different surface hardness and surface roughness values as well as lubricating conditions were systematically investigated on a FZG back-to-back test rig. The results prove a higher risk for strong wear for hard-soft gear pairings. Based on these results, a calculation method for the wear lifetime of gears was extended to allow an estimation of the wear lifetime of gear pairings with different surface hardness based on standard wear tests. Keywords Machine elements and drive train, tribological systems, gears, slow speed wear, heat treatment Kurzfassung Abstract * Dipl. Ing. Benedikt J. Siewerin (federführender Autor) Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-9146-0368 Johannes Schmelz, B. Sc. Karl J. Raddatz, M. Sc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-2007-4221 Dr. Ing. Thomas Tobie Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-5565-6280 Prof. Dr. Ing. Karsten Stahl Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-7177-5207 Gear Research Center (FZG) Technical University of Munich (TUM), Boltzmannstr. 15, 85748 Garching, Germany tion. For a safe operation of the machine, it is essential to know the wear life time already during the design process. In various test methods, the expected wear of gears in combination with the used gear lubricant can be evaluated. However, all standard test methods are regularly conducted with case-hardened gears only (e. g. [ASTM13, DGMK97]). The wear characteristics of these two types of gear sets are significantly different and inhibit a direct transfer of the tests results to the application in field, so far. Continuous or slow speed wear in the content of gear damages, describes the material that is continuously worn off of a gear during its whole runtime. It typically appears as scratches over the whole tooth flank. At the pitch diameter, where almost no wear occurs, a wear minimum can be observed (Figure 1), because the sliding speed is close to zero. Almost pure rolling prevails in the contact zone. Accordingly, wear shows characteristic profile form deviations at the addenda and dedenda of the tooth flanks [Sie19]. The evaluation of the wear risk for a gear box is not covered by a standardized procedure so far. Different test methods (e. g. [ASTM13, DGMK97]) in combination with calculation approaches enable the gear designer to predict the wear lifetime for a gear in field applications on basis of test results. Thus, the calculation method developed by Plewe [Win85] allows to estimate the amount of wear for a certain gear-lubricant-system under different conditions. The center of the calculation method is the so-called “Plewe diagram” with empirically determined wear curves. It relates the lubricant film thickness (calculated acc. to [Dow66]) with a linear wear coefficient c lT that is calculated from the measured loss in mass of the gear during a test run (see Figure 2a). Different values and characteristics of the wear coefficient are obtained for different material pairings and for lubricating oils and greases. Reference values have been de- Aus Wissenschaft und Forschung 25 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0004 Figure 1: Typical appearance of wear on a gear flank [Sie19] Figure 2: a Wear diagram acc. to Plewe [Win85] and b wear behavior of a hard-soft gear pairing (+) acc. to Joachim [Joa84] (displayed wear curves are assigned to gear pairings of following heat treatment: For oil lubrication: 1 - case-hardened/ through-hardened, 2 - case-hardened/ case-hardened, 3 - throughhardened/ through-hardened, 4 - gas-nitrided/ gas-nitrided and for grease lubrication: 5 - case-hardened/ case-hardened) a b significantly above a certain lubricant film thickness. If the lubrication regime tends toward mixed friction, the tooth flanks are separated more and more from each other by a lubricant film, which ensures adequate separation of the rolling partners in tooth contact even under more wear critical conditions. For this reason, the scattering range has already been extended for high lubricant film thicknesses and also includes significantly lower wear coefficients (curve 1, Figure 2). The investigations of this course will have a closer look on the behavior of gear stages with a combination of case-hardened (hard) and through-hardened (soft) gears. Based on the results, it aims to describe the wear behavior mathematically and thus, enables a transfer of the wear calculations between the two types of gear sets. 2 Experimental Investigations The experimental investigations have been executed on a FZG back-to-back test rig. “It utilizes a recirculating power loop principle, also known as a four-square configuration, to provide a fixed torque (load) to a pair of precision test gears […]. The slave gearbox and the test gearbox are connected through two torsional shafts [, one of which] […] contains a load coupling used to apply the torque through the use of known weights […] hung on the loading arm. The test gearbox contains heating elements to maintain and control the minimum temperature of the lubricant. A temperature sensor located in the side of the test gearbox is used to control the heating system as required by the test operating conditions” [ISO00]. A standard gear geometry, called “type C-PT” [FVA10] (see Table 1), is chosen as test gears. The main data of the gears are described in Table 1. The pinions are case- Aus Wissenschaft und Forschung 26 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0004 termined in extensive, experimental investigations with unalloyed mineral oils and fluid greases [Win85]. The linear wear coefficient c lT represents the mean linear amount of wear removed at each revolution of the gear. This makes it possible to compare different gear sizes and tooth geometries in terms of the amount of wear that occurs. Assuming continuous wear over time, the calculation also allows to compare the results of different test run times and speeds. However, the wear characteristics differ depending on the used lubricant as well as the material and heat treatment of the used gear set. Whereas the amount of wear is similar between the pinion and wheel of a gear pairing with similar surface hardness (following curve 2, Figure 2a), a gear pairing with differences in surface hardness ΔHV over 60 HV affects a significant increase of wear on the softer gear (following curve 1, Figure 2a) [Ple80]. Moreover, the amount of wear increases in general. A transfer of the wear coefficients between these two gear stage types is not possible at the moment. Additional investigations of Joachim [Joa84] with a material pairing of case-hardened pinions and throughhardened wheels at higher circumferential speeds and therefore, higher lubricant film thicknesses show, when plotted in the Plewe diagram (Figure 2b) that the wear coefficients are clearly below the expected range following the wear curve 1 for the investigated gear pairing. It can be seen that the through-hardened wheels also show low wear coefficient at lubricant film thicknesses above 0.5 µm. The wear calculation acc. to Plewe [Win85] would overestimate the expected amount of wear. Further investigations by Zornek [Zor14] with case-hardened pinions and softer, induction hardened internal gears confirm the observations of Joachim. Following these results, it can be assumed that the wear coefficients drop Figure 3: FZG back-to-back test rig [ISO00] hardened with a surface hardness of 719 HV1. The influence of the difference in surface hardness on the wear carrying capacity is investigated with four different wheel variants. A case-hardened wheel (HV ch = 770 HV) represents the state of the art from the standardized wear test acc. to DGMK 377-01 [DGMK97] as comparative variant. Moreover, three variants of through hardened wheels are tested. Their surface hardness is HV th1 = 257 HV, HV th2 = 280 HV and HV th3 = 322 HV. Another influence on the wear carrying capacity that is in the focus is the surface roughness of the harder pinion flank. The relevant parameter in gear applications is the arithmetic average roughness Ra that is a specification i. e. in technical drawings. The roughness is varied between a smooth surface of Ra s = 0.20 µm and a rough surface of Ra r = 0.51 µm. A third pinion surface condition of Ra m = 0.31 µm is tested that matches the standard requirements of the type C PT test gears. The surface roughness of all wheel flanks is Ra = 0.31 µm as well. As lubricant, the gear oil FVA 3 acc. to [FVA07] is chosen for all test runs. It is an ISO VG 100 mineral oil of API group I. It does not content any additives. Each test variant is examined in three different speed stages with three different lubricant film thicknesses (see Table 2). It allows to observe the evaluation of the wear coefficients acc. to [Win85] in relation to the lubricant film thickness. Wear is measured as loss in mass during a test run by weighting the test gears before and after a test run with an accuracy of 1 mg. The combinations of test gears (surface hardness and roughness) with the gear oil FVA 3 and the test parameters of Table 2 create the lubricant film thicknesses, listed in Table 3. The values are calculated acc. to [Dow66]. All variants have been conducted with pinions of the corresponding surface roughness and the wheels of surface hardness HV th2 = 280 HV1. For the variant with medium pinion roughness of Ra m = 0.31 µm, all wheel variants (one case-hardened and three through-hardened variants) were examined. Each test run was repeated to validate the result. 3 Test Results All test runs show clearly a significant higher amount of wear on the wheel compared to the pinion, when it is designed softer than the pinion. Moreover, the amount of wear on the harder pinion is minimal and therefore negligible. Contrary, the loss in mass is similar on pinion and wheel, when they are both casehardened. This is known from results of the standardized wear test. However, in all other variants with throughhardened wheels, the wear on the wheel accounts over 97 % of the total measured loss in mass for the gear pairing. Therefore, only the wear coefficients acc. to [Win85] of the through hardened wheels are necessary to consider in the evaluation of the test results. They are the life limiting partners of the hard-soft gear stage. For the comparative variant of a case-hardened gear pairing, pinion and wheel are considered in the wear evaluation. 3.1 Wear behavior of gear pairings with differences in their surface hardness As link to the slow-speed wear test acc. to DGMK 377-01 [DGMK97], the comparative variant contains of a pair of case-hardened test gears (similar surface hardness). The loss in mass is distributed equally between the pinion and the wheel. That wear behavior confirms the state of the art. The evaluated values of the coefficients are minimal higher than the wear coefficients of the plain mineral oil acc. to [Win85]. This can be a result of diffe- Aus Wissenschaft und Forschung 27 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0004 g ( yp [ ] Gear parameter Symbol Unit Value Shaft center distance a mm 91.5 Module m mm 4.5 Number of teeth z 1 / z 2 - 16/ 24 Face width b mm 14 Helix angle ° 0 Normal pressure angle ° 20 Profile mod. factor x 1 / x 2 - 0.1817/ 0.1715 Tip diameter d a1 / d a2 mm 82.46/ 118.36 Pitch diameter d w1 / d w2 mm 73.20/ 109.80 Table 1: Test gears (type C-PT acc. to [DGMK97]) Test parameter Stage 1 Stage 2 Stage 3 Oil Temperature 60 °C Torque (pinion) 132.5 Nm Nom. contact stress 1013 N/ mm 2 Rotational speed (pinion) 13 1/ min 133 1/ min 531 1/ min Circumferential speed 0.05 m/ s 0.5 m/ s 2.0 m/ s Test duration 20 h Number of load cycles (pinion) 15 600 159 600 637 200 Table 2: Test parameters ( g Speed stage Roughness Ra Lubricant film thickness h min* Relative film pinion wheel 1 0.20 μm 0.31 μm 0.0105 μm 0.0404 0.31 μm 0.0105 μm 0.0333 0.51 μm 0.0105 μm 0.0256 2 0.20 μm 0.31 μm 0.0493 μm 0.1860 0.31 μm 0.0492 μm 0.1587 0.51 μm 0.0489 μm 0.1207 3 0.20 μm 0.31 μm 0.1184 μm 0.4468 0.31 μm 0.1174 μm 0.3504 0.51 μm 0.1162 μm 0.2611 * calculated acc. to [Dow66] Table 3: Lubricant film thicknesses (values of flank roughness are mean value of measurements) the current test variant with a case-hardened pinion and a through-hardened wheel (Figure 4b). Therewith, all wear coefficients of the test variant of the wheel with hardness HV th2 = 280 HV follow the course of the curve within an allowable range. That approach does not conflict with the current state of the art. In theoretical consideration, a significant decrease of the wear coefficients should be expected as soon as sufficient lubricant conditions exist in the gear mesh. With higher lubricant film thicknesses, slow speed wear is no longer supposed to be the lifetime limiting damage mechanism, especially with entry in the area of mixed lubrication or full elastohydrodynamic lubrication. For this case, in [Win85] an extended range of the wear curve in the area of high lubricant films was already added (see Chapter 1). Moreover, other investigations by Joachim [Joa84] and Zornek [Zor14] have already shown a similar decrease of the wear coefficients under comparable test conditions for a hard-soft gear pairing. The horizontal translation of the wear curve that is now introduced describes that high amount of wear can even be expected for higher lubricant film thicknesses, when a hard-soft gear stage operates. For the variant ‘th2’, high wear is to be expected even at lubricant film thicknesses in the tooth contact that are 12-times higher compared to the variant with only case-hardened gears. However, the wear is reduced significantly, when a sufficient lubricant film thickness is reached. Aus Wissenschaft und Forschung 28 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0004 rent test conditions or equipment compared to the investigation of Plewe over 40 years ago. However, the course of the coefficients follows a translated wear curve acc. to [Win85] very closely (Figure 4a, solid lines). The wear coefficients of the through-hardened wheels from the variant HV th2 = 280 HV are compared to the belonging wear curve acc. to [Win85] (Figure 4, dashed lines). The corresponding reference wear curve is translated vertically along the ordinate until it passes through the wear coefficients of the test runs. Thereby, it describes the wear behavior of the gear-lubricant-system. It is noticeable that the results of the first two speed stages (at the lowest lubricant film thicknesses) follow the course of the shifted wear curve well. The wear coefficients of the third stage at the highest lubricant film thickness, however, are significantly below this curve. Therefore, the wear calculation severely underestimates the wear life time for this gearbox. This has been also observed by Joachim [Joa84] and Zornek [Zor14]. It confirms that even with a hard-soft gear pairing low wear coefficients can be reached, when higher lubricant film thicknesses occur. This behavior is also known from case-hardened gears. Therefore, in a first approximation, the reference wear curve for case-hardened gears acc. to [Win85] will be used to describe the wear behavior of a case-hardened/ through-hardened gear pairing as well. In contrast to the standardized procedure, the reference wear curve will be moved horizontally, along the abscissa, until it fits through the wear coefficients from Figure 4: Wear coefficients for the gear pairings of two case-hardened gears and a combination of a casehardened and a through-hardened gear calculated a acc. to the state of the art [Win85] and b only acc. to the wear curve of two case-hardened gears a b 3.2 Influence of a surface hardness difference In order to have a closer look on the influence of the surface hardness, further investigations have been conducted with two further through-hardened wheel variants of surface hardness HV th1 = 257 HV and HV th3 = 322 HV. The surface roughness is for all test gears Ra m = 0.31 µm. Analogous to the procedure in Chapter 3.1, the linear wear coefficients are calculated and inserted in the Plewe wear diagram. The wear curve for case-hardened gears acc. to [Win85] is translated until it has minimal deviations from the calculated wear coefficients of the respective test series (see Figure 5a). It represents the wear coefficients within a certain range very well in all cases. Moreover, a clear influence of the surface hardness difference can be seen. The tests with the softest wheel variant ‘th1’ show wear coefficients above the medium variant ‘th2’ at all speed stages. Based on the results, high wear is to be expected for this variant even for lubricant film thicknesses that are 15-times higher compared to the variant with only case-hardened gears. The wear coefficients in the wear tests with the harder through hardened wheels ‘th3’ are constantly below ‘th2’ and high wear is to be expected for lubricant film thicknesses that are 6-times higher compared to the variant with only case-hardened gears. This shows the clear trend that a higher difference in hardness between the meshing gears leads to higher wear. 3.3 Influence of a surface roughness of the harder gear In the second test series, the influence of the surface roughness of the harder gear (in this study the pinion) on the wear behavior has been investigated. The test runs are executed with through-hardened wheels (HV th2 = 280 HV) and harder, case-hardened pinions with the surface roughness of Ra s = 0.20 µm, Ra m = 0.31 µm and Ra r = 0.51 µm. In analogy to the previous test series, the linear wear coefficients are calculated and inserted in the Plewe wear diagram. The wear curve for case-hardened gears acc. to [Win85] is translated until it has minimal deviations from the calculated wear coefficients of the respective test series (see Figure 5b). The course of the translated wear curves describes the behavior in all cases in good approximation. This again supports the discussion from Chapter 3.1. The surface roughness and therefore, the lubrication condition has a clear influence on the wear behavior of a gear pairing, but in a different way compared to the influence of the surface hardness in Chapter 3.2. The wear coefficients are at a similar range in the slowest speed stage (at minimum lubricant film thicknesses). At higher circumferential speeds and therefore, higher lubricant film thickness, the wear coefficients of the different test runs show a bigger spread. The tests with the highest flank roughness of the pinion (Ra r ) show Aus Wissenschaft und Forschung 29 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0004 Figure 5: Wear coefficients for the test runs in dependence a of the difference in surface hardness and b of the surface roughness of the harder pinion a b of the wear curve are necessary. The relations for the two calculation factors are as shown in (4) and (5). (4) (5) The factor H R , like the factor H X , increases the calculated lubricant film thickness, but depending on the flank roughness Ra of the harder contact partner. The factor C R increases the linear wear coefficient for the softer contact partner. They are a function of the surface roughness of the harder contact partner (see Figure 6b and c). The equations are normalized for the standardized surface roughness of Ra = 0.3 µm of a type C-PT gear pairing. For the application in the wear calculation, the calculation procedure as shown in Equation (6) is recommended, while using the Plewe diagram: (6) = 0.1 1100 μ = 2.5 0.05 μ with Ra H as surface roughness of the harder rolling contact partner , = = , , = for > 60 HV Aus Wissenschaft und Forschung 30 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0004 wear coefficients at all speed levels which are above the medium variant (Ra m ). It is noticeable that they are on a high wear level during the entire investigated range. Due to the unfavorable lubrication condition, the gear pairing stays in the area of high wear. The wear coefficients of the wear tests with the smoothest pinion flanks (Ra s ) are below the other two variants. 4 Introduction of an extended calculation approach With the results of the experimental investigations the wear carrying capacity of a case-hardened and throughhardened gear pairing can be described. Thereby, it is possible to integrate it as factors into the wear calculation. Since the wear coefficients of the hard-soft gear pairing also follow the course of the wear curve for casehardened gears acc. to [Win85], a conversion between the two gearbox types can be performed by shifting the wear curve by factors. The Equations (1) and (2) illustrate the basic procedure. It stands in analogy to the calculation of the surface durability or the tooth bending strength [ISO19a, ISO19b] that use a factor with index X to consider the influence of the surface hardness and a factor with index R for influences of the surface roughness. (1) (2) According to Chapter 3.2, the difference in surface hardness only has an effect on the horizontal translation of the wear curve. Therefore, only one factor H X for modification of the lubricant film thickness is necessary. The mathematical correlation results are displayed in Equation (3). The factor H X increases the calculated lubricant film thickness as a function of the difference in surface hardness ΔHV. (3) It should be noticed that the conversion does not change the lubricant film thickness in gear mesh, but moves the wear curve along the horizontal x axis. Thus, it changes the range of lubricant film thickness, in which wear or high wear is supposed to occur. The factor H X as a function of the surface hardness difference is shown in Figure 6a. Since the typical wear characteristics like significant higher wear coefficients for the softer gear in the gear mesh are to be expected for hardness differences ΔHV of more than 60 HV [Ple80], the factor is limited for ΔHV > 60 HV until further validation of the boundary conditions. For consideration of the influence of the lubrication condition in dependence from the surface roughness of the harder pinion, both horizontal and vertical translations , = , , = = 1.2 . Figure 6: Influence factors for wear calculation of a hard-soft gear pairing 5 Conclusion In this study, wear tests have been conducted on an FZG back-to-back test rig at three speed stages with a pairing of a case-hardened pinion and through-hardened wheel to investigate the wear characteristics of a hard-soft gear pairing. It is noticeable that significant higher wear occurs mainly on the softer wheel that can be designated as life limiting. Furthermore, the difference in surface hardness between pinion and wheel as well as the surface roughness of the harder contact partner (pinion) have been systematically varied to determine their effects on the wear carrying capacity. The wear coefficients from all test runs follow the wear curve acc. to Plewe [Win85] within a small range. For the hard-soft pairing, the wear curve can be translated in horizontal direction to describe the wear behavior. Therefore, higher wear is possible even at higher lubricant film thicknesses compared to a gear pairing of case-hardened gears. However, the wear coefficients decrease significantly above a certain lubricant film thickness and leave the region of high wear. The influences in dependence of the difference in surface hardness between pinion and wheel as well as in dependence of the surface roughness of the harder rolling contact partner have been quantified: With a larger difference in surface hardness or a rougher surface roughness of the harder gear, the wear carrying capacity decreases. A small hardness difference or finer surfaces have a positive effect on the wear resistance. In order to include these findings in the wear calculation, influence factors were introduced that are able to translate the wear curve acc. to Plewe [Win85] for the prevailing operating conditions. This enables the gear designer to make sufficient statements about the service life of a hard-soft gear stage under operating conditions from the results of a standardized wear test for gears. Acknowledgement The research project the test runs are part of were conducted with the support of the DGMK (German Society for Sustainable Energy Carriers, Mobility and Carbon Cycles e. V.) and FVA (Research Association for Drive Technology e. V.) research associations. The project was sponsored by the German Federal Ministry of Economic Affairs and Climate Action (BMWK) through the AiF (Arbeitsgemeinschaft industrieller Forschungsvereinigungen e. V.), project number 20679 N. References [ASTM13] D4998-13: Standard Test Method for Evaluating Wear Characteristics of Tractor Hydraulic Fluids (2013). [DGMK97] DGMK 377-01: Method to Assess the Wear Characteristics of Lubricants - FZG Test Method C/ 0,05/ 90: 120/ 12 (1997). [Dow66] Dowson, D.; Higginson, G. R.: Elasto-hydrodynamic Lubrication. Pergamon Press, Oxford (u.a.), 1 ed. (1966). [FVA07] FVA e.V. (Hrsg.): Referenzöle - Datensammlung, FVA-Heft 660, Research Association for Drive Technology e.V. (FVA), Frankfurt am Main (2007). [FVA10] FVA-Informationsblatt 2/ V: Pittingtest - Einfluss des Schmierstoffes auf die Grübchenlebensdauer einsatzgehärteter Zahnräder im Einstufen- und im Lastkollektivversuch (2010). [ISO00] ISO 14635-1: 2000: Gears - FZG test procedures - Part 1: FZG test method A/ 8,3/ 90 for relative scuffing load-carrying capacity of oils (2000). [ISO19a] ISO 6336-2: 2019(E): Calculation of load capacity of spur and helical gears - Part 2: Calculation of surface durability (pitting) (2019). [ISO19b] ISO 6336-3: 2019(E): Calculation of load capacity of spur and helical gears - Part 3: Calculation of tooth bending strength (2019). [Joa84] Joachim, F. J.: Untersuchungen zur Grübchenbildung an vergüteten und normalisierten Zahnrädern - Einfluß von Werkstoffpaarung, Oberflächen- und Eigenspannungszustand, Dissertation, Technical University Munich (1984). [Ple80] Plewe, H.-J.: Untersuchungen über den Abriebverschleiß von geschmierten, langsam laufenden Zahnrädern, Dissertation, Technical University Munich (1980). [Sie19] Siewerin, B. J.; Dobler, A.; Tobie, T.; Stahl, K.: Applicability of an Oil Based Calculation Approach for Wear Risk and Wear Lifetime to Grease Lubricated Gear Pairings. Proceedings of the ASME 2019 (2019). [Win85] Winter, H.; Plewe, H.-J.: Calculation of Slow Speed Wear of Lubricated Gears. Gear Technology 2. Heft: 6, S. 8-16 (1985). 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Unter anderem verursachen im Betrieb auftretende Temperaturänderungen und Vibrationen Mikrobewegungen zwischen den Kontaktpartnern, welche zu Reibverschleiß und Reibkorrosion führen. Bei Edelmetallbeschichtungen tritt dabei Reibverschleiß auf, bei Durchrieb des Edelmetalls sowie bei Beschichtungen mit unedlen Metallen findet Reibkorrosion statt. Diese Mechanismen sind Ursachen für die Erhöhung des Kontaktwiderstands und potentiell für den Ausfall des gesamten Systems. Aufgrund dessen werden im Rahmen dieser Studie Reibkorrosions-Reibverschleißprüfungen galvanisch versilberter elektrischer Kontakte durchgeführt. Um den dabei auftretenden Verschleiß nach verschiedenen Belastungsdauern miteinander zu vergleichen, werden die Prüfungen nach Erreichen bestimmter Anzahl der Bewegungszyklen beendet. Die Ermittlung des Verschleißes erfolgt über die Messung der Schichtdicken auf den Proben mittels Röntgenfluoreszenzanalyse jeweils vor und nach der Prüfung. Mit Hilfe eines Konfokalmikroskops wird zusätzlich das Verschleißvolumen ermittelt. Die daraus resultierenden Ergebnisse von Proben unterschiedlicher Beschichtung werden miteinander verglichen. Auf Basis dessen soll eine Prognose bezüglich des Verschleißverhaltens sowie der zu erwartenden Lebensdauern unterschiedlicher Schichtsysteme ermöglicht werden. Schlüsselwörter Elektrische Kontakte, Lebensdauer, Silberschutzschicht, Reibverschleiß, Durchrieb, Reibkorrosion, Mikrohärte, Mikrobewegung Influence of microhardness of surface coating on wear and lifetime of electrical contacts under fretting wear loads The lifetime of electrical contacts is influenced by various factors. Micromotions due to fluctuations in temperature and vibration in the field lead to fretting wear and fretting corrosion of electrical contacts. In case of the contacts with noble coatings, the fretting wear results in the wear through of the coating causing the exposure of the underlying non-noble metal to the surrounding atmosphere which in turn leads to fretting corrosion. These degradation mechanisms lead to an increase in electrical contact resistance and eventual failure of the system. In this study, the extent of contact degradation due to fretting wear of galvanically silver-plated electrical contacts is investigated. To compare the extent of wear occurring at different stages of the contacts’ lifetime, the fretting tests are conducted up to predefined fretting cycles. XRF measurements of the coating thickness before and after the tests are performed and the wear depth after the given fretting cycles is determined. Additionally, the wear volume is determined via confocal microscopy. The results of two different types of silver plating are compared. Based on this, a prognosis regarding the wear behavior and expected lifetime of different coating systems can be made possible. Keywords Electrical contacts, lifetime, silver coating, fretting wear, wear through, fretting corrosion, microhardness, micromotions Kurzfassung Abstract * Roman Probst (federführender Autor) Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-6220-6811 Technische Hochschule Ostwestfalen-Lippe, 32756 Lemgo Prof. Dr.-Ing. Jian Song Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-7627-9824 Technische Hochschule Ostwestfalen-Lippe, 32756 Lemgo 1 Einleitung Bei der physischen Vernetzung elektrischer Systeme sind elektrische Steckverbinder essenziell. Die Zuverlässigkeit eines ganzen Systems ist dabei direkt abhängig von der Zuverlässigkeit der einzelnen Steckverbinder. Fällt beispielsweise in einem Automobil eine dieser Komponenten aus, sind mögliche Folgen davon im günstigsten Fall das Aufleuchten einer Fehlerlampe, schlimmstenfalls kann - sofern das System nicht redundant ausgelegt ist - eine ganze Funktion oder ein gesamtes Bauteil ausfallen. Aufgrund der Anforderungen an die Zuverlässigkeit und dauerhaft stabil niedrige Widerstände der Steckverbinder sind diese mit einer Beschichtung versehen, welche das gut leitende Basismaterial schützt. Häufig handelt es sich dabei um eine Zinnbeschichtung, es werden jedoch ebenso Beschichtungen mit Silber oder Gold verwendet. Bei einer ausreichend dicken und porenfreien Beschichtung schützt diese das Basismaterial vor dem Eindringen von Sauerstoff und somit auch vor Oxidation [1]. Eine Beschichtung mit einem edlen Metall sorgt in der Regel für eine längere Lebensdauer im Vergleich zu unedlen Metallen [2]. Dies ist unter anderem auch dadurch begründet, dass während der Einsatzzeit der Steckverbinder aufgrund von Relativbewegungen Abriebpartikel der Beschichtung entstehen, welche bei unedlen Metallen oxidieren. Dieser Vorgang wird als Reibkorrosion bezeichnet. Bei Edelmetallen findet zunächst Reibverschleiß statt, wobei die Beschichtung abgetragen wird. Erst wenn bei dieser Deckschicht Durchrieb vorliegt, findet auch bei diesen Kontakten Reibkorrosion statt. Die schlecht leitenden Oxidpartikel lagern sich rund um die Kontaktstelle ab und führen so zu einer instabilen Verbindung beider Kontaktpartner und zum Anstieg des elektrischen Widerstands [3]. Für die sichere Kontaktierung ist ebenso der Faktor der Kontaktnormalkraft entscheidend. Bei einer zu geringen Kraft besteht die Möglichkeit, dass die auf dem elektrischen Kontakt vorhandene Fremdschicht nicht durchbrochen wird und so von vornherein keine gesicherte elektrische Verbindung vorliegt. Eine zu hohe Normalkraft hingegen fördert den schnelleren Verschleiß der Beschichtung. Dies führt wiederum zu einem schnelleren Ausfall des Kontakts [4]. Bei Zinnbeschichtungen ist aufgrund der sich bildenden Oxidschicht auf der Oberfläche eine höhere Kontaktkraft notwendig als beispielsweise bei Silberbeschichtungen, auf denen sich lediglich eine Anlaufbzw. Sulfidschicht ausbildet, welche bereits bei einer geringen Flächenpressung aufgebrochen wird. So wird die minimale Kontaktkraft bei Zinnoberflächen mit 1 - 3 N angegeben [5]. Gerade bei vielpoligen Steckkontakten hat eine zu hohe Steckkraft negative Auswirkungen auf die Bedienbarkeit, da diese Kraft für jeden einzelnen Pol aufgebracht werden muss. Bei Silberoberflächen liegt die minimale Kontaktkraft hingegen nur bei etwa 0,5 - 2 N. Um die auftretenden harten Zinnoxidschichten durchbrechen zu können, sind höhere Kontaktkräfte notwendig, welche wiederum in Kombination mit der weichen Zinnschicht zu einem stärkeren Verschleiß führen. Aus diesem Grund wird bei Kontakten, welche häufig getrennt und wieder gesteckt werden, auf Edelmetallbeschichtungen wie Silber zurückgegriffen. Diese Edelmetallbeschichtungen befinden sich entweder direkt auf dem Basismaterial der Steckkontakte oder auf einer Nickel-Zwischenschicht, welche als Diffusionsbarriere dient. Diese Zwischenschicht aus Nickel nimmt jedoch Einfluss auf die Lebensdauer, den Oberflächenverschleiß sowie auf die Mikrohärte. Nach der Archard- Gleichung (1) wird das Verschleißvolumen berechnet über die Gleichung (1) Dabei beschreibt V das Volumen des abgetragenen Materials, k den Verschleißkoeffizienten, F N die aufgebrachte Kontaktnormalkraft, s den Verfahrweg sowie H die Härte der Probe [6]. Die Ergebnisse der Härtemessung sind jedoch stark vom Messverfahren abhängig. Um diese Abhängigkeit von der Härtemessung zu eliminieren, kann das Verschleißverhalten der Deckschicht über den Quotienten (2) beschrieben werden. Der Verfahrweg s wird dabei wiederum ermittelt über die Gleichung (3) N beschreibt dabei die Anzahl der Zyklen und s 0 den Hub des Reibverschleißvorgangs. Um diese Einflüsse zu prüfen, werden elektrische Kontakte mit zwei unterschiedlichen Silberbeschichtungen in Reibverschleiß- und Reibkorrosionsmessungen vergleichend untersucht. Eine Vergrößerung der Oberflächenhärte führt nach Gleichung (1) zu einem geringeren Abtrag der Beschichtung und somit zu einer erhöhten Lebensdauer. Dies deckt sich auch mit der Aussage in [7], dass eine weichere Oberfläche in einer größeren Kontaktfläche und somit einem erhöhten Verschleiß der Silberschicht resultiert. Fouvry et al. argumentieren, dass es durch das vergrößerte Verschleißvolumen nun länger dauert, bis sich eine isolierende Oxidschicht in der Grenzfläche gebildet hat und somit die Lebensdauer ansteigt. Allerdings werden diese Versuche auch bei einer höheren Frequenz (30 Hz) sowie einer geringeren Amplitude durchgeführt, welche wiederum einen starken Einfluss auf die Lebensdauer hat, diese deutlich erhöht und die allgemeine Gültigkeit der Aussage stark einschränkt [8]. Ein zu starkes Erhöhen der Mikrohärte bspw. durch Hinzufügen von Nanopartikeln kann dazu führen, dass die Aus Wissenschaft und Forschung 33 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0005 korrosion stattfindet und zu einem Anstieg des elektrischen Widerstands führt. Eine Bestimmung der Verschleißtiefe allein ist somit nicht ausreichend für eine Aussage über den Durchrieb und den Fortschritt des Verschleißes. Zum einen führen punktuell durchgeriebene Beschichtungen noch nicht zwingend zu Oxidation und damit verbunden zu einem Anstieg des Widerstands. Zum anderen können abgeriebene Silberpartikel, welche sich in der Kontaktmulde ankleben, die Messung der Verschleißtiefe verfälschen. Erst wenn die Stellen mit Durchrieb ausreichend groß sind, sodass bei der Relativbewegung keine vollständige Überdeckung mehr vorliegt, beginnt die Oxidation und damit Reibkorrosion. Ausbildung der Kontaktstelle Bei einer Halbkugel-auf-Ebene-Anordnung von elektrischen Kontakten wird der fortschreitende Verschleiß der Kontaktstelle auf der ebenen Kontaktseite näherungsweise als Zylinderabschnitt mit Kugelabschnitten an beiden Enden angesehen (Bild 1, links) und auf der Halbkugel-Seite als Kugelschnitt (Bild 1, rechts). R ist der Radius der Kugelschnittfläche bzw. die Breite der Zylinderschnittfläche, T die Tiefe des Verschleißes und L der Hub der Relativbewegung. Aus der Geometrie kann anschließend das Verschleißvolumen berechnet werden. Mit Fortschreiten der Versuche vergrößert sich die Verschleißtiefe T sowie damit einhergehend auch der Radius R des Kugelschnitts. 3 Untersuchungsdurchführung Probengeometrie Für die Untersuchungen werden Rohlinge aus einem Kupferblech von 0,3 mm Stärke ausgestanzt und anschließend geprägt. Die Geometrie ergibt eine Kalotteauf-Ebene Kontaktierung mit einem klar definierten Kontaktpunkt, wie sie in Bild 2 dargestellt ist. Der eingeprägte Radius beträgt dabei 4,5 mm. Untersuchte Schutzschichtsysteme Die Kontaktproben werden mit etwa 2 µm Nickel beschichtet und anschließend mit zwei unterschiedlichen Beschichtungen versehen. Ein Teil der Proben wird mit Aus Wissenschaft und Forschung 34 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0005 Bindung zwischen Basismaterial und Beschichtung abnimmt und für ein stellenweises Abplatzen der Beschichtung sorgt. Dies wirkt sich negativ auf die Lebensdauer der elektrischen Kontakte aus und sollte somit vermieden werden [9]. Der Fokus der Studie liegt im Einfluss der Mikrohärte durch Modifikation der Silberschutzschicht auf das Verschleißverhalten und die Lebensdauer von elektrischen Kontakten. Die Parameter der Prüfungen, wie z. B. Frequenz, Normalkraft oder der Hub bleiben bei diesen Versuchen konstant. Diese und weitere Einflussfaktoren wie beispielsweise die Stromstärke [10], unterschiedliche Vibrationsamplituden und -frequenzen [11], der umgebende Luftdruck bzw. Vakuum [3], unterschiedliche Schmiermittel und Temperaturlagerungen [12], Einflüsse der Relativbewegung, Umgebungstemperatur sowie Frequenz [13], Oberflächenrauheit [14], Normalkraft, Beschichtungsdicke und Probenform [4], Drittkörperreibung [15] sowie unterschiedlicher Bewegungsrichtungen [16-18] sind bereits in vorherigen Studien untersucht worden. 2 Theorie Reibkorrosion und Reibverschleiß Die bei der Kontaktierung elektrischer Steckverbinder auftretende Relativbewegung führt in der Regel zu einem Abtrag der Oberflächenbeschichtung. Bei unedlen Kontaktpartnern bildet sich auch während der Kontaktierung an freiliegenden Stellen eine neue Oxidschicht aus. Durch die Relativbewegung entstehen Abriebpartikel der bereits oxidierten Kontaktbereiche, welche sich nun rund um die bzw. in der Kontaktstelle ablagern und zu einem Anstieg des elektrischen Widerstands führen. Diese Reibkorrosion kann auftreten, wenn noch eine gewisse Restschichtdicke in der Kontaktstelle vorliegt oder wenn die Beschichtung so weit abgetragen ist, dass das Basismaterial freiliegt [19], [20]. Bei Beschichtungen mit Edelmetallen wie z. B. Gold oder Silber hingegen tritt keine Reibkorrosion auf, da Gold beispielsweise überhaupt nicht mit Sauerstoff reagiert und Silber nur eine durchsichtige und sehr dünne Oxidschicht ausbildet [21]. In diesem Fall liegt der Vorgang des Reibverschleißes vor, sodass durch die Mikrobewegungen zunächst die Beschichtung immer weiter abgetragen wird, bis das Basismaterial freiliegt. Erst dann beginnt bei elektrischen Kontakten mit Edelmetallbeschichtung der Prozess der Reibkorrosion, welcher allerdings nicht automatisch zu einem Ausfall des Kontakts führt. Es muss eine kritische Breite und ein kritisches Verschleißvolumen der Kontaktstelle vorliegen, ab welcher ein zu großer Bereich des Basismaterials oder einer unedlen Zwischenschicht offenliegt, sodass verstärkt Reib- Bild 1: Schematische Darstellung des fortschreitenden Verschleißes der Beschichtung (links) sowie der Bemaßung der Kontaktstelle (rechts) einer konventionellen Silberschicht versehen, während auf einen weiteren Teil der Kontaktproben eine modifizierte Silberschicht (Silber Mod.) aufgebracht wird. In beiden Fällen beträgt die Schichtdicke ca. 3 µm. Dieser Wert wird für jede Probe mittels Röntgenfluoreszenzanalyse (Fischerscope X-Ray System XDAL; Fa. Helmut Fischer GmbH) überprüft und entspricht der Neuteilschichtdicke für die nachfolgenden Verschleißermittlungen. Reibkorrosions-Reibverschleißprüfung Die Untersuchungen der beschichteten Kontaktproben werden an Reibkorrosions-Reibverschleißprüfständen durchgeführt. Ein solcher Prüfstand ist schematisch in Bild 3 dargestellt. Die Proben sind dabei in der Einspannung befestigt, wobei die flache Kontaktprobe unten und kalottenförmige Kontaktprobe oben eingespannt ist. Über einen Voicecoil-Motor wird eine Relativbewegung von 100 µm (Spitze-Spitze) mit einer Frequenz von 2 Hz an der unteren Probeneinspannung verrichtet. Während der jeweiligen Prüfung wird mit der Abtastrate von 650 ms der Widerstand mittels Vierleitermessung erfasst. Die benötigte Normalkraft für die Prüfungen kann über die Verschiebung eines Gegengewichts eingestellt werden und liegt bei den durchgeführten Prüfungen bei 2 N. Dies entspricht einer wirksamem Flächenpressung von etwa 10 bis 70 N/ mm 2 , abhängig von der Kontaktfläche. Über die beiden Laser-Distanzsensoren wird der Hub des Aktors sowie der oberen Einspannung überwacht, sodass die Proben immer die gleiche Relativbewegung erfahren. Da die Lebensdauer bis zum Erreichen eines definierten Widerstandswertes als Abbruchkriteriums immer unterschiedlich lang ist und der Verschleiß der Beschichtung direkt von der Zyklenzahl abhängt, werden die Prüfungen nach definierten Zyklenzahlen gestoppt und die Proben analysiert. Die Prüfparameter sind in Tabelle 1 zusammengefasst. Die Auswahl der Versuchsparameter basiert in erster Linie auf dem TLF0214 vom ZVEI (PG16, Reibkorrosion) [22]. Leicht abweichend davon werden zwei Parameter angepasst. Die Frequenz wird leicht von 1 Hz auf 2 Hz erhöht, da diese das Ergebnis nicht stark verändert [8]. Aufgrund einer erhöhten Anzahl an Fällen mit höherer relativer Bewegungsamplitude in der Praxis wird die Amplitude des Hubs von 50 µm auf 100 µm erhöht, um dem Bedarf in dieser Richtung gerecht zu werden. Die Aus Wissenschaft und Forschung 35 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0005 Bild 2: Kontaktgeometrie der untersuchten Proben Bild 3: schematische Darstellung des Reibkorrosions-Reibverschleißprüfstands Prüfparameter Wert Hub (Spitze-Spitze) 100 μm Temperatur Raumtemperatur Normalkraft 2 N Frequenz 2 Hz Abbruchkriterium Festgelegte Zyklenzahl Tabelle 1: Prüfparameter der Reibkorrosions-Reibverschleißprüfungen Die gemessene Mikrohärte entspricht jedoch nicht ausschließlich dem Wert der Oberflächenbeschichtung. Zur Validierung durchgeführte FEM-Simulationen ergeben, dass bei diesen geringen Schichtdicken die höchste Spannung nicht in der 3 µm starken Deckschicht vorliegt und somit auch eine eventuell aufgebrachte Zwischenschicht oder sogar das Basismaterial einen Einfluss auf die Mikrohärte haben. Somit dienen die dargestellten Werte keinem absoluten Vergleich der reinen Oberflächenbeschichtung, sondern bilden immer auch ein Stück weit das gesamte Schichtsystem mit ab. Aufgrund dieser Tatsache wird bei der Auswertung der Untersuchungen der Quotient aus Verschleißvolumen zu Kontaktnormalkraft und Reibweg aus Gleichung (2) herangezogen. Verschleißtiefe Die Ergebnisse für die beiden untersuchten Beschichtungen bei verschiedenen Zyklenzahlen sind in Tabelle 2 zusammengefasst. Bereits nach 500 Zyklen ist die konventionelle Silberbeschichtung mit etwa 1,52 µm Verschleiß im Mittelwert (MW) bei der XRF-Messung ca. zur Hälfte abgetragen, allerdings ist dort auch die Standardabweichung (Stabw.) mit etwa 1,77 µm sehr hoch. Dies ist unter anderem durch den Maximalwert (MAX) des Verschleißes begründet, welcher bei 500 Zyklen bei 2,77 µm liegt. Bei der Silber Mod. Beschichtung ist jedoch selbst nach 25.000 Zyklen erst ein Verschleiß Aus Wissenschaft und Forschung 36 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0005 Kontaktnormalkraft entspricht der gängigen Kontaktnormalkraft bei Steckverbindern dieser Größenordnung. Für alle aufgelisteten Versuche werden jeweils 3 bis 5 Wiederholungsmessungen durchgeführt. Diese finden bei Raumtemperatur und einer relativen Luftfeuchtigkeit von 30 - 50 % statt. Analyse des Oberflächenverschleißes Nach der Prüfung wird jede Probe auf ihren Verschleiß hin untersucht. Dies geschieht zunächst über eine XRF- Messung, bei welcher die verbleibende Restschichtdicke von mehreren Kontaktpunkten innerhalb der Kontaktstelle gemessen wird. Die verwendete Kollimatorgröße beträgt dabei 0,1 mm, die Messergebnisse sind auf etwa 0,1 µm genau. Aus der Differenz zu der zu Beginn gemessenen Neuteilschichtdicke wird anschließend der auftretende Verschleiß über die folgende Gleichung bestimmt. (4) Dabei ist T Ag die ermittelte Verschleißtiefe der Silberschicht und d in KS und d Neuteil die gemessene Schichtdicke in der Kontaktstelle bzw. die Neuteilschichtdicke. Zusätzlich erfolgt eine optische Analyse jeder Kontaktstelle. Dies geschieht sowohl per Lichtmikroskop (VHX-2000; Keyence Corporation), wobei die Kontaktstelle betrachtet und vermessen wird, als auch mittels Konfokalmikroskop (µsurf explorer; NanoFocus AG). Dabei werden die Oberflächentopografie und ebenfalls die Verschleißtiefe erfasst. Für die Volumenbestimmung wird der Bereich der Kontaktstelle im aufgenommenen Bild des Konfokalmikroskops markiert. Anschließend ermittelt die Software ausgehend von einer Referenzhöhe das Verschleißvolumen im markierten Bereich. 4 Ergebnisse und Analyse Mikrohärte Für die Untersuchungen zur Mikrohärte wird das Härteprüfverfahren HV0,01 angewendet. Es werden Härtewerte von jeweils 2 Proben erfasst, dabei werden jeweils 3 Messungen pro einzelner Probe durchgeführt. Die Ergebnisse der untersuchten Beschichtungen sind zusammen mit Streuungsbalken von plus/ minus einer Standardabweichung in Bild 4 grafisch dargestellt. Die konventionelle Silberbeschichtung ergibt eine Mikrohärte von etwa 103 HV0,01. Bei der Mikrohärte der Beschichtung Silber Mod. wird ein Wert von ca. 248 HV0,01 gemessen. Dieser Wert übersteigt die Mikrohärte der Kontakte mit konventioneller Silberbeschichtung um den Faktor 2,5 und ist somit deutlich höher. ! " Bild 4: Mikrohärte der unterschiedlichen Beschichtungsvarianten Verschleißtiefe [μm] Silber Silber Mod. 300 Zyklen 500 Zyklen 25.000 Zyklen XRF Konfokal XRF Konfokal XRF Konfokal MW 1,34 2,36 1,52 2,46 0,28 0,57 Stabw. 0,03 0,77 1,77 1,91 0,04 0,15 MAX 1,36 3,71 2,77 5,13 0,32 0,82 Tabelle 2: Gemessene Verschleißtiefe in µm nach verschiedenen Zyklenzahlen ! " von ca. 0,28 µm messbar. Die Messergebnisse mittels Konfokalmikroskopie sind etwa um den Faktor 2 größer. Dieser Unterschied ist zurückzuführen auf die Art des Messverfahrens. Bei der XRF-Messung wird die gemessene Verschleißtiefe bzw. Restschichtdicke über den Messfleck mit einem Durchmesser von 0,1 mm integriert und somit ein Mittelwert aus dem entsprechenden Bereich gebildet. Bei der Messung mittels Konfokalmikroskopie wird über die Fokus-Anpassung die Topografie der Oberfläche ermittelt. Hier wird kein Integral über eine Fläche gebildet, sodass hier eine Auflösung in XY-Richtung auf etwa 1,56 µm genau möglich ist. Verschleißvolumen Für die Analyse des Verschleißzustands wird zunächst die Kontaktstelle mittels Lichtmikroskopie vermessen. Aufgrund der höheren Betriebsauslastung (100 %) auf der kalottenförmigen Kontaktprobe ist ein höherer Verschleiß bzw. früherer Durchrieb auf dieser Seite zu erwarten, wie auch das vergleichende Ergebnis in Bild 5 zeigt. Daher wird die weitergehende Verschleißuntersuchung auf diese Seite fokussiert. Eine solche Messung für zwei unterschiedliche Zyklenzahlen ist in Bild 5 dargestellt. Bereits mit bloßem Auge ist ein deutlicher Unterschied des Verschleißes sichtbar. Die Berechnung des Verschleißvolumens der Kontaktstelle V KS mit Hilfe des Konfokalmikroskops ergibt bis ca. 500 Zyklen einen nahezu linearen Zusammenhang bei den versilberten Kontaktproben. Nach 500 Zyklen liegt das Verschleißvolumen dieser Kontaktproben bei etwa 70.000 µm 3 . Die Silber Mod. Beschichtung weist im Vergleich dazu generell einen deutlich geringeren Verschleiß auf. Bei einer Zyklenzahl von 25.000 ist das Verschleißvolumen mit 4.000 µm 3 dort immer noch geringer als bei der konventionellen Silberbeschichtung bereits nach 500 Zyklen. Die Ergebnisse der Verschleißbestimmung sind in Tabelle 3 zusammengefasst. Der Quotient aus Gleichung (2) ergibt im Anfangsbereich der Probe mit konventioneller Silberschicht einen Wert von etwa 0,2 und ist damit sehr viel größer als bei der Probe mit Silber Mod. mit ca. 0,0004 . Bei den rein versilberten Proben liegt also schon deutlich früher ein wesentlich größerer Verschleiß vor. Die erzielten Ergebnisse bestätigen die in Abschnitt 1 anhand der Gleichung (1) aufgestellten Aussagen, dass # $ % & '( ) '( '( ) '( Aus Wissenschaft und Forschung 37 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0005 Bild 5: Vermessene Kontaktstellen nach Prüfungen bis 2.500 Zyklen (Silber links) und 770.000 Zyklen (Silber Mod. rechts) V KS Silber [μm³] V KS Silber Mod. [μm³] Zyklen 300 500 25.000 MW 55.000 70.000 4.000 Zyklen bis 300 mΩ Silber Silber Mod. MIN 26.000 309.000 MW 69.000 511.000 MAX 106.000 770.000 Stabw. 34.000 236.000 Tabelle 4: Ergebnisse der Reibverschleißprüfungen bis 300 mΩ eine höhere Härte zu einem geringeren Verschleiß der Oberflächenbeschichtung führt. Um zusätzlich zu überprüfen, ob der verringerte Verschleiß auch zu einer erhöhten Lebensdauer der elektrischen Kontakte führt, werden weitere Prüfungen der beiden Beschichtungssysteme durchgeführt, welche bis zu einem Widerstandsgrenzwert von 300 mΩ [22] durchgeführt werden. Die Ergebnisse dieser Prüfungen sind in Tabelle 4 aufgeführt. Dabei ist zu erkennen, dass die Proben mit konventioneller Silberbeschichtung eine durchschnittliche Lebensdauer von etwa 69.000 Zyklen erreichen. Bei den untersuchten Proben mit Silber Mod. Beschichtung beträgt die erreichte Lebensdauer im Mittelwert etwa 510.000 Zyklen und ist somit um ein Vielfaches höher. Selbst der Minimalwert (MIN) der Silber Mod. Proben liegt mit ca. 309.000 Zyklen noch Tabelle 3: Verschleißvolumen der versilberten Radius- Kontaktproben nach der jeweiligen Zyklenzahl in µm 3 Vergleichsstudie erfolgen, um die Volumenbestimmungen mittels Konfokalmikroskopie sowie der in Bild 1 angenommenen Kontaktstelle gegenüberzustellen. Danksagung Ein besonderer Dank gilt an dieser Stelle Fr. Heywinkel sowie Hr. Tülling vom Labor für Feinsystemtechnik an der Technischen Hochschule Ostwestfalen-Lippe, welche mit ihren Untersuchungen einen erheblichen Teil zum Entstehen dieses Beitrags beigetragen haben. 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Allerdings steigt die Härte mit dem Faktor 2,5 weniger stark an als die Lebensdauer bei Prüfungen bis 300 mΩ. Dort liegt die Steigerung etwa bei Faktor 7. Dieser Unterschied zwischen Härtesteigerung und der Erhöhung der Lebensdauer macht deutlich, dass auch andere Faktoren bei der Steigerung der Lebensdauer eine Rolle spielen. Daher muss die Archard-Gleichung entsprechend modifiziert werden. Ergänzungen hierzu werden zurzeit untersucht und zu einem späteren Zeitpunkt veröffentlicht. 5 Fazit Im Rahmen dieser Studie sind elektrische Steckverbinder mit zwei unterschiedlichen Silberbeschichtungen in Reibkorrosions-Reibverschleißprüfungen untersucht worden. Ziel war es, Erkenntnisse über die höhere Verschleißbeständigkeit einer modifizierten Silberbeschichtung zu gewinnen. Dabei wurden zunächst Prüfungen bis zu definierten Zyklenzahlen durchgeführt, um die Verschleißeigenschaften der Schutzschicht zu ermitteln. Anschließend wurde zunächst mittels XRF-Messung die Verschleißtiefe der Silberschicht ermittelt sowie mit Hilfe eines Lichtmikroskops die Kontaktzonen vermessen. Außerdem erfolgte die Bestimmung des Verschleißvolumens der Kontaktstelle mittels Konfokalmikroskopie. Die Proben mit konventioneller Silberschicht wiesen bei diesen Versuchen einen erhöhten Verschleiß auf. Dies kann auf die Mikrohärte der Beschichtungen zurückgeführt werden. Die in Abschnitt 1 aufgestellte These, dass der geringere Verschleiß auch zu einer erhöhten Lebensdauer der elektrischen Kontakte führt, wurde in weiteren Prüfungen bis zu einem Widerstandsgrenzwert von 300 mΩ bestätigt. Die Proben mit Hartsilberbeschichtung erzielten hierbei eine um ein Vielfaches höhere Lebensdauer im Vergleich zu den Kontaktproben mit konventioneller Silberbeschichtung. In weitergehenden Untersuchungen werden durch die Verwendung weiterer modifizierter Silberschutzschichten mit verschiedenen Legierungszusätzen und unterschiedlichen Mikrohärten sowie unterschiedlichem Schichtsystemaufbau weitere Einflussfaktoren untersucht. Wie oben erwähnt, wird die mathematische Beschreibung der Korrelation zwischen Mikrohärte und Reibverschleißes durch Modifikation der Archard-Gleichung angestrebt. Weitergehend wird zusätzlich eine bindungstechnik 2009: Tagungsband der GMM-Fachtagung; 2. Symposium Connectors. S. 74-9. [14] Yuan, H., Song, J., Schinow, V.: The influence of roughness on the wear and fretting behavior of silver coated electrical contacts. In: Proceedings of the 28th International Conference on Electric Contacts (ICEC2016). S. 93-8. [15] Song, J., Schinow, V., Yuan, H.: Third bodies in electrical contacts — Wear and electrical performance. In: 2017 IEEE 63rd Holm Conference on Electrical Contacts; 2017. S. 117-24. 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Jahrgang · 1/ 2023 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 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. Nachruf 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 In seiner Biografie schreibt Evert: „Wenn ich manchmal gefragt werde, was ich so bei Philips gemacht habe, sage ich oft: Deine Speicherplatte, die Festplatte in deinem PC, aber auch in allen anderen PCs auf der ganzen Welt, läuft auf Lager, die ich erfunden habe.“ 1 . Am 14. Dezember 2022 ist Evert Muijderman aus Geldrop verstorben. Er war 32 Jahre lang Gruppenleiter am Philips Physiklabor (NatLab), 17 Jahre lang Teilzeitprofessor für Maschinenelemente und Tribologie an der TU Delft und acht Jahre lang Teilzeitprofessor für Tribologie an der TU Eindhoven. Evert Muijderman wurde am 3. Februar 1931 in Hedel, an der Maas, geboren. Seine Familie und Verwandten nannten ihn „Eep“. Für seine Kollegen war er Evert. Seine Erfahrungen als Schüler im Zweiten Weltkrieg prägten sein Leben und bewegten ihn dazu, später Pazifist zu werden. Sein Elternhaus lag in der Nähe der Brücke über die Maas. Am 17. September 1944 begann die Schlacht um Arnheim, die auch als Operation Market Garden bekannt ist. Die Alliierten bombardierten die Brücke und auch Hedel, die Familie Muijderman flüchtete. Das Haus der Familie wurde vollständig zerstört. Nach wochenlanger Umherwanderung fand die Familie in der Nähe, in der kleinen Kirche von Hedikhuizen, eine Unterkunft. Zusammen mit anderen fühlten sich 42 Vertriebene im Fuß des Kirchturms wegen der dicken Mauern sicher. Um die Alliierten davon abzuschrecken, hohe Gebäude als Beobachtungsposten zu nutzen, hängten die deutschen Soldaten schwere Bomben an Fassaden und Türme. Zwei solcher Bomben hingen auch an der Turmspitze von Hedikhuizen. Evert erkannte, dass das gesamte Gebäude, einschließlich des Turms, in die Luft gesprengt werden könnte und schaffte es, alle Menschen zu evakuieren. Gerade noch rechtzeitig, siehe Bild 1. Andernorts ging dies völlig schief. So explodierten beispielsweise in der Nacht vom 4. auf den 5. November Bomben im Rathaus von Heusden und töteten 134 Menschen. Während des Krieges war die Familie ständig auf der Flucht und kehrte schließlich in ein anderes Haus in Hedel zurück. Während des Krieges verpasste Evert einen Teil seiner Ausbildung, um ab 1945 die HBS 2 in Zaltbommel zu besuchen. Im Jahr 1949 ging er an die TH Delft, wo er Maschinenbau studierte. Im Jahr 1954 absolvierte er ein Praktikum in der Philips-Garage, wo sein Mentor ihn mit dem NatLab bekannt machte. Das hat einen sehr tiefen Eindruck hinterlassen. Er machte 1955 seinen Abschluss in Fahrzeugtechnik bei Professor Van Eldik Thieme. Evert hatte den Militärdienst in Frage gestellt, fühlte sich dann aber irgendwie verpflichtet, ihn zu leisten. Er fand das NatLab faszinierend und wollte dort und nur dort arbeiten. Maschinenbauingenieure arbeiteten bei Philips nur in der Betriebsmechanisierung. Dank seiner Beharrlichkeit durfte Evert ab 1956 im NatLab arbeiten, ab 1958 in Vollzeit. Sein erster Chef, Herre Rinia, schlug ihm vor, zwischen drei möglichen Forschungsprojekten zu wählen. Es wurde die Studie eines Prinzips für ein Axiallager. Zu diesem Zeitpunkt gab es praktisch kein Wissen, also erfand Evert alles selbst 3 . Auch im experimentellen Bereich. Die Anwendung erfolgte im Bereich der Axiallager in Konsumgütern, wie z. B. Plattenspielern. Das gleiche Problem Mitteilungen der GfT In Memoriam Evert Muijderman (1931 - 2022) 1 Muijderman, E.A., 2022, Von Blankensteijn nach Helze. Ein Weg des Krieges und der Spirallager, auf Niederländisch, im Selbstverlag, S. 178. Ausgehend von der Anzahl der von 2002 bis 2020 produzierten Festplatten, beläuft sich die Anzahl der montierten Spiralrillenlager auf etwa 17,7 Milliarden. 2 HBS steht für „Höhere Bürgerschule“, eine Niederländische Form der Sekundarschule, die für die Universität ausbildet (1863-1974). 3 Evert studierte das posthum erschienene Buch Gümbel, L., und Everling, E., Reibung und Schmierung im Maschinenbau, M. Krayn Verlag, Berlin W, 1925, Kapitel C30, „Die Welle als Fördermittel“, S. 78-80, und C31, „Förderung durch Schrauben- und Spiralnuten“, S. 80-82, und merkte später immer wieder an, dass dort bereits die ersten Ideen zum Spiralrillenlager beschrieben waren. Bild 1: Der gesprengte Turm der NH-Kirche in Hedikhuizen, 5. November 1944 unikationswissenhe Sprachwissenent \ Altphilologie Kommunikationsistorische Sprachanagement \ Alttik \ Bauwesen \ schaft \ Tourismus ie \ Kulturwissenichte \ Anglistik \ \ BWL \ Wirtschaft Nachruf 42 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 trat im Axiallager der Ultrazentrifuge (Bild 2) auf, einem Gerät zur Anreicherung von Uran, das für Kernkraftwerke oder Kernwaffen benötigt wird. Es handelte sich um äußerst wichtige Forschung, es war die Zeit des Kalten Krieges. Die Niederlande waren im Rennen, um eine solche Fabrik zu bauen, und dieses Projekt ist buchstäblich am Lager festgelaufen. Die Verenigde Machinefabrieken Stork-Werkspoor (VMF) führte das Projekt durch, und Jaap Kistemaker war Projektleiter. Rinia saß zusammen mit Kistemaker im Unterstützungsausschuss für dieses Projekt und wusste um diese Probleme. Die bisherigen Lösungen hatten keine Tragfähigkeit, was zu einem hohen Verschleiß und zu Ausfällen führte. Bei seinen Recherchen in der Bibliothek des NatLabs fiel Evert plötzlich ein, dass er einen englischen Artikel über luftgeschmierte hydrodynamische Lager gelesen hatte, in dem eine Skizze eines Axiallagers mit einem sich wiederholenden Rillenmuster in der Oberfläche abgebildet war. Könnte das die Lösung sein? Sie bezog sich auf einen Bericht von Whipple (1949), der für die britische Atomenergiebehörde A.E.R.E. arbeitete, aber all dies war geheim. Diese Arbeit war und blieb nicht verfügbar und Evert musste seinen eigenen Weg gehen 4 . Nach Gefühl zeichnete er ein Rillenmuster, das die Nat- Lab-Werkstatt mit großer Präzision anfertigte. Beim ersten Versuch funktionierte das Lager hervorragend. Es wurde das spiral groove bearing (SGB, Spiralrillenlager) genannt. Rinia und Kistemaker kamen sofort, um zu sehen, wie das Lager im Labor funktionierte. Rinia schickte Evert gegen Ende 1958 zum Forschungslabor für physikalische Dynamik (FDO) der VMF-Stork, wo unter der Leitung von Kistemaker an der Ultrazentrifuge gearbeitet wurde. Ein Jahr zuvor hatte sich das Projektteam für ein ‚hydrosphere‘ Axialgleitlager 5 entschieden (Bild 2, Kugel 3 ruht auf Lagerschale 4). Dort diskutiert Evert regelmäßig über die Fortschritte seiner Untersuchungen an Lagern mit Rillenmustern. Er bringt theoretisches Wissen ein, und Hans Baron von Werkspoor-Stork beschäftigt sich mit Herstellungsmethoden. Beides ist unverzichtbar. Nach einigen Jahren stellt er fest, dass die Entourage sehr geheimnisvoll wird. Das Ultrazentrifugenprojekt ist dem Verteidigungsministerium unterstellt. Evert muss eine Geheimhaltungsvereinbarung unterschreiben, weigert sich aber beharrlich. Im Jahr 1964 bricht er alle Kontakte ab. Inzwischen (1963) war Evert Teamleiter der Gruppe Mechanik und Tribologie geworden. Das tägliche Management beanspruchte seine Zeit sehr, was ihn aber nicht daran hinderte, zusammen mit seinen Mitarbeitern auch selbst weiter am Spiralrillenlager zu arbeiten. Seit 1972 gehört der pakistanische Metallurge Abdul Qadeer Khan, allgemein als „Dr. Khan“ bezeichnet, zur FDO 6 . In der zweiten Hälfte der 70er Jahre suchte er den Kontakt zu Evert. Über das, was zu erahnen ist. Evert erhält auch mysteriöse Pakete, die er einem anderen Professor überbringen soll, was er aber nicht tut. Evert antwortet nicht und meldet dies alles der Philips-Geschäftsführung. Danach stellt er fest, dass sein Schreibtisch mehrmals durchwühlt wurde. Warum das getan wurde, wurde nie abschließend geklärt. Es gibt eine BVD (AIVD) 7 Dossier über Evert, aber er erhält keine Einsicht, auch nicht nach 40 Jahren 8 . Evert hat sich seit den 60er Jahren dafür eingesetzt, das Spiralrillenlager zu einem großen Erfolg zu machen. Er promovierte darüber 1964 „cum Laude“ bei Harmen Blok in Delft. Es gibt dafür viele Anwendungen, in grober chronologischer Reihenfolge (a) Ultrazentrifugen, 4 Whipple, R.T.P., 1949, „Herring-bone pattern thrust bearing“, PG(T) Report, No. 32, Restricted, 8 pp. Freigegeben am 20. Januar 2015 von der Bibliothek des STFC Rutherford Appleton Laboratory, Harwell Oxford, nach vielen Jahren der Bemühungen von HvL. 5 Das schien das Ei des Kolumbus zu sein, aber bei genauer Analyse stellte sich heraus, dass es praktisch keine Tragfähigkeit hat und damit völlig untauglich ist. 6 A.Q. Khan wird oft als der „Vater der pakistanischen Atombombe“ bezeichnet. 7 BVD ist der niederländische Inlandssicherheitsdienst, AIVD sein Nachfolger, der Allgemeine Nachrichten- und Sicherheitsdienst. 8 Siehe Knip, K., „Tücke im Natlab“, auf Niederländisch, NRC, 6. November 2010. Bild. 2: Patent NL 14093 für die Ultrazentrifuge, eingereicht am 27. Dezember 1957 Nachruf 43 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 (b) Videokassettenrekorder, (c) Röntgenröhren (Bild 3), (d) Laserscanner, (e) Freikolbenkompressoren (für Kühlanlagen), (f) Hochdruck-Kompressordichtungen (SGGS) und (g) Festplattenlaufwerke (HDD). Fast alle diese Anträge waren oder sind sehr erfolgreich. Im Jahr 1971 wurde Evert zum Professor an der TH Delft ernannt. Seine Inauguration mit dem Titel „Über Lager und Armeen“ erregte wegen seiner pazifistischen Ansichten großes Aufsehen 9 . Im Jahr 1988 trat er von der (heutigen) TU Delft zurück, weil die versprochene Personalaufstockung nicht stattfand. Im Jahr 1988 bot Philips ihm den Vorruhestand an. Jan Janssen von der TU/ e bat ihn, als Professor an die TU/ e, Fakultät Maschinenbau, zu kommen. Er war dort bis 1996 tätig und ging dann in den Ruhestand. Von 1964 bis 2005 hat Evert viel getan, um das Bewusstsein für das Thema Krieg und Frieden in den Niederlanden zu fördern. Schon 1964, nach einer intensiven Zeit der Reflexion, unter anderem in Gesprächen mit einem friedensorientierten Pastor, beschloss Evert sich als Kriegsdienstverweigerer anerkennen zu lassen. Er wandte sich an die Kommission für Kriegsdienstverweigerer, die ihn am 26. Juni 1964 anerkannte. Kurze Zeit später bat ihn der Pfarrer Mitglied dieser Kommission zu werden. Er war das mit Abstand jüngste Mitglied und nur von Juristen umgeben der einzige Maschinenbauingenieur. Er blieb Mitglied bis 2005, als die Kommission aufgrund der Aussetzung der Wehrpflicht kaum noch Arbeit hatte. Von 1978 bis 1990 war Evert niederländisches Mitglied des Pugwash-Komitees (einer internationalen Vereinigung von Wissenschaftlern, die 1957 von einer Reihe von Nobelpreisträgern gegründet wurde). Er hielt viele Vorträge über (nukleare) Rüstung in allen möglichen Zusammenhängen und sprach darüber im Radio, Fernsehen und in Zeitungen. Er war auch einer der Gründer der Stiftung Historisches Museum Hedel und später Mitglied, Finanzverwalter und Ehrenmitglied. In Deutschland war Evert ein gern gesehener und hoch angesehener Gastdozent an der Technischen Akademie in Esslingen (TAE, 1982-2002). Auf Anfrage hat er viele Branchen bei der Anwendung des SGBs beraten. Schließlich war er Mitglied der Tribologie-Abteilung des Niederländischen Bunds für Materialwissenschaften (1988-1996). Im Jahr 2020 erhielt Evert das Georg Vogelpohl Ehrenzeichen 2020 von der Gesellschaft für Tribologie (GfT). Das ist die höchste deutsche Auszeichnung für verdienstvolle Arbeiten in der Forschung, Entwicklung, Anwendung oder Verbreitung tribologischer Erkenntnisse 10,11 . Harry van Leeuwen Geldrop, den 26. Januar 2023 9 Darin verbirgt sich ein Wortwitz. Bis in die 60er Jahre wurde im Niederländischen das Wort „leger“ (auf Deutsch: „Heer“ oder „Armee“) für „Lager“ verwendet - danach blieb der Begriff „Lager“ übrig. 10 Siehe auch https: / / www.gft-ev.de/ de/ preistraegerdes-georg-vogelpohl-ehrenzeichens-2020/ , gefunden am 14. Januar 2023. 11 Siehe auch https: / / www.youtube.com/ watch? v=ncFlvEkVfFA, gefunden am 19. Januar 2023. Bild 3: Die Philips MRC TM200 Röntgenröhre Nachrichten 44 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 Mitteilungen der GfT Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Information und Anmeldung/ Information and registration: Vortrags- und Posteranmeldung erfolgen in diesem Jahr über die Webseite: / Registra琀on of papers and posters via website: www.g昀-ev.de/ de/ tribologie-fachtagung-2022 Veröffentlichung / Publication Tagungsband/ Conference Proceedings Zeitschri昀en/ Journals: Tribologie und Schmierungstechnik Termine/ Deadlines: Vortragsanmeldungen/ Abstract submission ........................................... 28.04.2023 Bestä琀gung der Annahme/ Con昀rma琀on of acceptance ............................... 26.05.2023 4-zeilige Zusammenfassung für das Programmhe昀/ 4-line summary for programme booklet ............ 23.06.2023 Abgabe des Manuskripts/ Manuscript submission ...................................... 25.08.2023 n/ conference fees: verp昀egung und gemeinsamem Abendessen members € 870,- GfT, DGMK € 830,- s € 480,- / University members* € 650,- beitssuchend/ d € 250,- ** € 50,- tutsleiter/ excl. Professors ................. Deutsch und Englisch ................... German and English Einladung zur Vortragsanmeldung Call for Papers 64. Tribologie-Fachtagung 64 rd German Tribology Conference 25. - 27. September 2023 in Gö ngen Reibung, Schmierung und Verschleiß Fric琀on, Lubrica琀on and Wear Gesellscha Tribologie e Information und Anmeldung/ Information and registration: Vortrags- und Posteranmeldung erfolgen in diesem Jahr über die Webseite: / Registra琀on of papers and posters via website: www.g昀-ev.de/ de/ tribologie-fachtagung-2022 Veröffentlichung / Publication Tagungsband/ Conference Proceedings Zeitschri昀en/ Journals: Tribologie und Schmierungstechnik Termine/ Deadlines: Vortragsanmeldungen/ Abstract submission ........................................... 28.04.2023 Bestä琀gung der Annahme/ Con昀rma琀on of acceptance ............................... 26.05.2023 4-zeilige Zusammenfassung für das Programmhe昀/ 4-line summary for programme booklet ............ 23.06.2023 Abgabe des Manuskripts/ Manuscript submission ...................................... 25.08.2023 Tagungsort/ venue: Tagungshotel Freizeit In Dransfelder Str. 3 D-37079 Gö ngen Tagungsgebühren/ conference fees: inkl. Tagungsunterlagen, Tagungsverp昀egung und gemeinsamem Abendessen » Nichtmitglieder/ non members € 870,- » Mitglieder/ members: GfT, DGMK € 830,- » Vortragende/ speakers € 480,- » Hochschulangehörige/ University members* € 650,- » im Ruhestand oder arbeitssuchend/ re琀red or unemployed € 250,- » Studierende/ students** € 50,- * außer Professoren bzw. Ins琀tutsleiter/ excl. Professors ** bis Master bzw. Diplom/ undergraduate Tagungssprachen ........................... Deutsch und Englisch Conference languages ..................... German and English Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Adolf-Fischer-Str. 34 52428 Jülich Telefon: +49 2461 340 79 38 Internet: www.g昀-ev.de Einladung zur V 64. Tribolog 64 rd German Tri 25. - 27. S Reibung, und V Fric琀on, Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Information und Anmeldung/ Information and registration: Vortrags- und Posteranmeldung erfolgen in diesem Jahr über die Webseite: / Registra琀on of papers and posters via website: www.g昀-ev.de/ de/ tribologie-fachtagung-2022 Veröffentlichung / Publication Tagungsband/ Conference Proceedings Zeitschri昀en/ Journals: Tribologie und Schmierungstechnik Termine/ Deadlines: Vortragsanmeldungen/ Abstract submission ........................................... 28.04.2023 Bestä琀gung der Annahme/ Con昀rma琀on of acceptance ............................... 26.05.2023 4-zeilige Zusammenfassung für das Programmhe昀/ 4-line summary for programme booklet ............ 23.06.2023 Abgabe des Manuskripts/ Manuscript submission ...................................... 25.08.2023 Einladung zur Vortragsanmeldung Call for Papers 64. Tribologie-Fachtagung 64 rd German Tribology Conference 25. - 27. September 2023 in Gö ngen Reibung, Schmierung und Verschleiß Fric琀on, Lubrica琀on and Wear Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Information und Anmeldung/ Information and registration: Vortrags- und Posteranmeldung erfolgen in diesem Jahr über die Webseite: / Registra琀on of papers and posters via website: www.g昀-ev.de/ de/ tribologie-fachtagung-2022 Veröffentlichung / Publication Tagungsband/ Conference Proceedings Zeitschri昀en/ Journals: Tribologie und Schmierungstechnik Termine/ Deadlines: Vortragsanmeldungen/ Abstract submission ........................................... 28.04.2023 Bestä琀gung der Annahme/ Con昀rma琀on of acceptance ............................... 26.05.2023 4-zeilige Zusammenfassung für das Programmhe昀/ 4-line summary for programme booklet ............ 23.06.2023 Abgabe des Manuskripts/ Manuscript submission ...................................... 25.08.2023 Einladung zur Vortragsanmeldung Call for Papers 64. Tribologie-Fachtagung 64 rd German Tribology Conference 25. - 27. September 2023 in Gö ngen Reibung, Schmierung und Verschleiß Fric琀on, Lubrica琀on and Wear Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Information und Anmeldung/ Information and registration: Vortrags- und Posteranmeldung erfolgen in diesem Jahr über die Webseite: / Registra琀on of papers and posters via website: www.g昀-ev.de/ de/ tribologie-fachtagung-2022 Veröffentlichung / Publication Tagungsband/ Conference Proceedings Zeitschri昀en/ Journals: Tribologie und Schmierungstechnik Termine/ Deadlines: Vortragsanmeldungen/ Abstract submission ........................................... 28.04.2023 Bestä琀gung der Annahme/ Con昀rma琀on of acceptance ............................... 26.05.2023 4-zeilige Zusammenfassung für das Programmhe昀/ 4-line summary for programme booklet ............ 23.06.2023 Abgabe des Manuskripts/ Manuscript submission ...................................... 25.08.2023 Einladung zur Vortragsanmeldung Call for Papers 64. Tribologie-Fachtagung 64 rd German Tribology Conference 25. - 27. September 2023 in Gö ngen Reibung, Schmierung und Verschleiß Fric琀on, Lubrica琀on and Wear Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Information und Anmeldung/ Information and registration: Vortrags- und Posteranmeldung erfolgen in diesem Jahr über die Webseite: / Registra琀on of papers and posters via website: www.g昀-ev.de/ de/ tribologie-fachtagung-2022 Veröffentlichung / Publication Tagungsband/ Conference Proceedings Zeitschri昀en/ Journals: Tribologie und Schmierungstechnik Termine/ Deadlines: Vortragsanmeldungen/ Abstract submission ........................................... 28.04.2023 Bestä琀gung der Annahme/ Con昀rma琀on of acceptance ............................... 26.05.2023 4-zeilige Zusammenfassung für das Programmhe昀/ 4-line summary for programme booklet ............ 23.06.2023 Abgabe des Manuskripts/ Manuscript submission ...................................... 25.08.2023 Einladung zur Vortragsanmeldung Call for Papers 64. Tribologie-Fachtagung 64 rd German Tribology Conference 25. - 27. September 2023 in Gö ngen Reibung, Schmierung und Verschleiß Fric琀on, Lubrica琀on and Wear Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Nachrichten 45 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 Mitteilungen der GfT Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Information und Anmeldung/ Information and registration: Vortrags- und Posteranmeldung erfolgen in diesem Jahr über die Webseite: / Registra琀on of papers and posters via website: www.g昀-ev.de/ de/ tribologie-fachtagung-2022 Veröffentlichung / Publication Tagungsband/ Conference Proceedings Zeitschri昀en/ Journals: Tribologie und Schmierungstechnik Termine/ Deadlines: Vortragsanmeldungen/ Abstract submission ........................................... 28.04.2023 Bestä琀gung der Annahme/ Con昀rma琀on of acceptance ............................... 26.05.2023 4-zeilige Zusammenfassung für das Programmhe昀/ 4-line summary for programme booklet ............ 23.06.2023 Abgabe des Manuskripts/ Manuscript submission ...................................... 25.08.2023 en/ conference fees: sverp昀egung und gemeinsamem Abendessen members € 870,- : GfT, DGMK € 830,- rs € 480,- e/ University members* € 650,- rbeitssuchend/ ed € 250,- s** € 50,- 琀tutsleiter/ excl. Professors .................. Deutsch und Englisch .................... German and English Einladung zur Vortragsanmeldung Call for Papers 64. Tribologie-Fachtagung 64 rd German Tribology Conference 25. - 27. September 2023 in Gö ngen Reibung, Schmierung und Verschleiß Fric琀on, Lubrica琀on and Wear » Tribologie in der Fahrzeugtechnik Motor, Getriebe, Fahrwerk, Bremsen, Aggregate und Ausrüstung, Tribologie für E-Mobilität und alterna琀ve Kra昀sto昀e » Funk琀ons昀üssigkeiten für die Elektromobilität Angepasste Schmiersto昀e und Kühl昀üssigkeiten für Elektro- und Hybridfahrzeuge, elektrische und thermi sche Eigenscha昀en, niedrigere Viskositäten, Werksto昀 verträglichkeit, NVH-Anforderungen » Tribologie für Erdbohrungen und Tunnelbau Werksto昀e und Technologien für Bohrköpfe, Material abtransport, Erzmühlen, Dichtungen usw. » Biotribologie, Life Science Tribologische Systeme in Lebewesen, biomedizinische Tribowerksto昀e, Prü昀echnik » Hap琀k und tak琀le Wahrnehmung von Ober昀ächen Produkthap琀k, Funk琀onalisierung von Ober昀ächen, medizinische Anwendungen, Charakterisierung und Messmethoden, 3D-Displaytechnologie, Smart Surface Technologies » Nachhal琀gkeit durch Tribologie Verschleißvermeidung, Ressourcenschonung, Recyc ling, nachhal琀ge Schmiersto昀e The current geopoli琀cal challenges clearly show the need for reducing energy as well as resource consump琀on and tribology can make a substan琀al con tribu琀on. With more than 80 oral presenta琀ons from industry and research ins琀tutes, a poster and an indus try exhibi琀on, the 64th German Tribology Conference provides an excellent opportunity for sharing informa - 琀on about the latest advances in this 昀eld. We invite you to submit abstracts for papers and posters for the following topics » Tribosystems Fric琀on systems, wear and life琀me, calcula琀on and simula琀on methods, microand nanotribology » Materials and Materials Technology Metals, polymers, compounds, lightweight materials, new applica琀ons, tribological characteriza琀on Die aktuellen geopoli琀schen Herausforderun gen machen die Notwendigkeit zur Verringe rung von Energie- und Ressourcenverbrauch mehr als deutlich und die Tribologie kann hier einen großen Bei trag leisten. Die 64. Tribologie-Fachtagung bietet mit über 80 Vorträgen aus Industrie und Forschungseinrichtungen, einer Poster- und Fachausstellung wieder eine hervorragende Möglichkeit, sich mit Experten über die aktuellen Fortschri琀e auf diesem Gebiet auszutauschen. Wir laden Sie ein, Poster und Vorträge zu folgenden The men anzumelden: » Tribologische Systeme Reibsysteme, Verschleiß und Lebensdauer, Berechnungs- und Simula琀onsmethoden, Mikro- und Nanotribologie » Werksto昀e und Werksto echnologien Metalle, Polymere, Verbund- und Leichtbauwerksto昀e, neue Anwendungen, tribologische Charakterisierung » Schmiersto昀e und Schmierungstechnik Schmiersto昀e, Addi琀ve, Kühlschmiersto昀e, Schmie rungs-, Wartungs- und Entsorgungssysteme, nachhal - 琀ge Schmiersto昀e » Dünne Schichten und Ober昀ächentechnologien Beschichtungswerksto昀e und -verfahren, neue Anwendungen, tribologische Charakterisierung » Maschinenelemente und Antriebstechnik Gleit- und Wälzlager, Getriebe und Zahnräder, pneu ma琀sche und hydraulische Systeme, reibschlüssige Verbindungen » Dichtungstechnik Gleitringdichtungen, Radial-Wellendichtungen, berüh rungslose Systeme, Tribologie der Elastomere » Tribometrie Praxisnahe Prüfverfahren, Messtechnik in Forschung, Entwicklung und Anwendung, Überwachungssysteme » Datenbanken und Datenanalyse Tribologische Datenbanken, Werkzeuge zur tribologi schen Datenanalyse » Zerspanungs- und Umformtechnik Metall- und Kunststo昀verarbeitung, Minimalmengenschmierung, Trockenbearbeitung » Lubricants and Lubrica Lubricants, addi琀ves, 琀on, maintenance and ble lubricants » Thin Layers and Surfac Coa琀ng materials and tribological characteriz » Machine Elements and Journal and roller beari pneuma琀c and hydrauli » Sealing Technology Slip ring seals, sha昀 sea logy of elastomers » Tribometry Prac琀ce relevant test research, development » Databases and Data A Tribological Databases, t » Machining and Formin Metals and polymer p lubrica琀on, dry machini » Tribology in Automo琀v Engine, transmissions, equipment, Tribology for » Func琀onal Fluids for E- Customized lubricants hybrid vehicles, electric viscosity, materials com » Tribology for Earth Dril Materials and technol transport, ore mills, sea » Biotribology, Life Scien Tribosystems in living o terials, test methods » Hap琀cs and Tac琀le Per product hap琀cs, func琀 cal applica琀ons, chara 3D display technology » Sustainability by Tribol Wear preven琀on, con sustainable lubricants. » Tribologie in der Fahrzeugtechnik Motor, Getriebe, Fahrwerk, Bremsen, Aggregate und Ausrüstung, Tribologie für E-Mobilität und alterna琀ve Kra昀sto昀e » Funk琀ons昀üssigkeiten für die Elektromobilität Angepasste Schmiersto昀e und Kühl昀üssigkeiten für Elektro- und Hybridfahrzeuge, elektrische und thermi sche Eigenscha昀en, niedrigere Viskositäten, Werksto昀 verträglichkeit, NVH-Anforderungen » Tribologie für Erdbohrungen und Tunnelbau Werksto昀e und Technologien für Bohrköpfe, Material abtransport, Erzmühlen, Dichtungen usw. » Biotribologie, Life Science Tribologische Systeme in Lebewesen, biomedizinische Tribowerksto昀e, Prü昀echnik » Hap琀k und tak琀le Wahrnehmung von Ober昀ächen Produkthap琀k, Funk琀onalisierung von Ober昀ächen, medizinische Anwendungen, Charakterisierung und Messmethoden, 3D-Displaytechnologie, Smart Surface Technologies » Nachhal琀gkeit durch Tribologie Verschleißvermeidung, Ressourcenschonung, Recyc ling, nachhal琀ge Schmiersto昀e The current geopoli琀cal challenges clearly show the need for reducing energy as well as resource consump琀on and tribology can make a substan琀al con tribu琀on. With more than 80 oral presenta琀ons from industry and research ins琀tutes, a poster and an indus try exhibi琀on, the 64th German Tribology Conference provides an excellent opportunity for sharing informa - 琀on about the latest advances in this 昀eld. We invite you to submit abstracts for papers and posters for the following topics » Tribosystems Fric琀on systems, wear and life琀me, calcula琀on and simula琀on methods, microand nanotribology » Materials and Materials Technology Metals, polymers, compounds, lightweight materials, new applica琀ons, tribological characteriza琀on Die aktuellen geopoli琀schen Herausforderun gen machen die Notwendigkeit zur Verringe rung von Energie- und Ressourcenverbrauch mehr als deutlich und die Tribologie kann hier einen großen Bei trag leisten. Die 64. Tribologie-Fachtagung bietet mit über 80 Vorträgen aus Industrie und Forschungseinrichtungen, einer Poster- und Fachausstellung wieder eine hervorragende Möglichkeit, sich mit Experten über die aktuellen Fortschri琀e auf diesem Gebiet auszutauschen. Wir laden Sie ein, Poster und Vorträge zu folgenden The men anzumelden: » Tribologische Systeme Reibsysteme, Verschleiß und Lebensdauer, Berechnungs- und Simula琀onsmethoden, Mikro- und Nanotribologie » Werksto昀e und Werksto echnologien Metalle, Polymere, Verbund- und Leichtbauwerksto昀e, neue Anwendungen, tribologische Charakterisierung » Schmiersto昀e und Schmierungstechnik Schmiersto昀e, Addi琀ve, Kühlschmiersto昀e, Schmie rungs-, Wartungs- und Entsorgungssysteme, nachhal - 琀ge Schmiersto昀e » Dünne Schichten und Ober昀ächentechnologien Beschichtungswerksto昀e und -verfahren, neue Anwendungen, tribologische Charakterisierung » Maschinenelemente und Antriebstechnik Gleit- und Wälzlager, Getriebe und Zahnräder, pneu ma琀sche und hydraulische Systeme, reibschlüssige Verbindungen » Dichtungstechnik Gleitringdichtungen, Radial-Wellendichtungen, berüh rungslose Systeme, Tribologie der Elastomere » Tribometrie Praxisnahe Prüfverfahren, Messtechnik in Forschung, Entwicklung und Anwendung, Überwachungssysteme » Datenbanken und Datenanalyse Tribologische Datenbanken, Werkzeuge zur tribologi schen Datenanalyse » Zerspanungs- und Umformtechnik Metall- und Kunststo昀verarbeitung, Minimalmengenschmierung, Trockenbearbeitung » Lubricants and Lubrica琀o Lubricants, addi琀ves, met 琀on, maintenance and dis ble lubricants » Thin Layers and Surface T Coa琀ng materials and pr tribological characteriza琀o » Machine Elements and Tr Journal and roller bearing pneuma琀c and hydraulic s » Sealing Technology Slip ring seals, sha昀 seals, logy of elastomers » Tribometry Prac琀ce relevant test met research, development an » Databases and Data Analy Tribological Databases, tools » Machining and Forming T Metals and polymer proc lubrica琀on, dry machining » Tribology in Automo琀ve T Engine, transmissions, ch equipment, Tribology for e- » Func琀onal Fluids for E-Mo Customized lubricants an hybrid vehicles, electrical a viscosity, materials compa » Tribology for Earth Drillin Materials and technologie transport, ore mills, seals » Biotribology, Life Science Tribosystems in living orga terials, test methods » Hap琀cs and Tac琀le Percep product hap琀cs, func琀ona cal applica琀ons, character 3D display technology » Sustainability by Tribolog Wear preven琀on, conser sustainable lubricants. » Tribologie in der Fahrzeugtechnik Motor, Getriebe, Fahrwerk, Bremsen, Aggregate und Ausrüstung, Tribologie für E-Mobilität und alterna琀ve Kra昀sto昀e » Funk琀ons昀üssigkeiten für die Elektromobilität Angepasste Schmiersto昀e und Kühl昀üssigkeiten für Elektro- und Hybridfahrzeuge, elektrische und thermi sche Eigenscha昀en, niedrigere Viskositäten, Werksto昀 verträglichkeit, NVH-Anforderungen » Tribologie für Erdbohrungen und Tunnelbau Werksto昀e und Technologien für Bohrköpfe, Material abtransport, Erzmühlen, Dichtungen usw. » Biotribologie, Life Science Tribologische Systeme in Lebewesen, biomedizinische Tribowerksto昀e, Prü昀echnik » Hap琀k und tak琀le Wahrnehmung von Ober昀ächen Produkthap琀k, Funk琀onalisierung von Ober昀ächen, medizinische Anwendungen, Charakterisierung und Messmethoden, 3D-Displaytechnologie, Smart Surface Technologies » Nachhal琀gkeit durch Tribologie Verschleißvermeidung, Ressourcenschonung, Recyc ling, nachhal琀ge Schmiersto昀e The current geopoli琀cal challenges clearly show the need for reducing energy as well as resource consump琀on and tribology can make a substan琀al con tribu琀on. With more than 80 oral presenta琀ons from industry and research ins琀tutes, a poster and an indus try exhibi琀on, the 64th German Tribology Conference provides an excellent opportunity for sharing informa - 琀on about the latest advances in this 昀eld. We invite you to submit abstracts for papers and posters for the following topics » Tribosystems Fric琀on systems, wear and life琀me, calcula琀on and simula琀on methods, microand nanotribology » Materials and Materials Technology Metals, polymers, compounds, lightweight materials, new applica琀ons, tribological characteriza琀on en Herausforderun igkeit zur Verringe verbrauch mehr als er einen großen Bei chtagung bietet mit d Forschungseinrichstellung wieder eine it Experten über die biet auszutauschen. e zu folgenden The nsdauer, Berechnungs- - und Nanotribologie Leichtbauwerksto昀e, e Charakterisierung hmiersto昀e, Schmie ngssysteme, nachhal ntechnologien rfahren, neue Anwennd Zahnräder, pneu teme, reibschlüssige endichtungen, berüh - Elastomere echnik in Forschung, erwachungssysteme rkzeuge zur tribologi ng, Minimalmengen- » Lubricants and Lubrica琀on Technology Lubricants, addi琀ves, metal working 昀uids, lubrica - 琀on, maintenance and disposal technology, sustaina ble lubricants » Thin Layers and Surface Technologies Coa琀ng materials and processes, new applica琀ons, tribological characteriza琀on » Machine Elements and Transmission Technology Journal and roller bearings, transmissions and gears, pneuma琀c and hydraulic systems, fric琀on couplings » Sealing Technology Slip ring seals, sha昀 seals, non-contact systems, tribo logy of elastomers » Tribometry Prac琀ce relevant test methods, instrumenta琀on in research, development and applica琀on, monitoring » Databases and Data Analysis Tribological Databases, tools for tribological data analysis » Machining and Forming Technology Metals and polymer processing, minimum quan琀ty lubrica琀on, dry machining » Tribology in Automo琀ve Technology Engine, transmissions, chassis, brakes, components, equipment, Tribology for e-mobility and alterna琀ve fuels » Func琀onal Fluids for E-Mobility Customized lubricants and coolants for electric and hybrid vehicles, electrical and thermal proper琀es, low viscosity, materials compa琀bility, NVH requirements » Tribology for Earth Drilling and Tunnelling Materials and technologies for drill heads, material transport, ore mills, seals etc. » Biotribology, Life Science Tribosystems in living organisms, biomedical triboma terials, test methods » Hap琀cs and Tac琀le Percep琀on of Surfaces product hap琀cs, func琀onaliza琀on of surfaces, medi cal applica琀ons, characteriza琀on and test methods, 3D display technology » Sustainability by Tribology Wear preven琀on, conserving resources, Recycling, sustainable lubricants. » Tribologie in der Fahrzeugtechnik Motor, Getriebe, Fahrwerk, Bremsen, Aggregate und Ausrüstung, Tribologie für E-Mobilität und alterna琀ve Kra昀sto昀e » Funk琀ons昀üssigkeiten für die Elektromobilität Angepasste Schmiersto昀e und Kühl昀üssigkeiten für Elektro- und Hybridfahrzeuge, elektrische und thermi sche Eigenscha昀en, niedrigere Viskositäten, Werksto昀 verträglichkeit, NVH-Anforderungen » Tribologie für Erdbohrungen und Tunnelbau Werksto昀e und Technologien für Bohrköpfe, Material abtransport, Erzmühlen, Dichtungen usw. » Biotribologie, Life Science Tribologische Systeme in Lebewesen, biomedizinische Tribowerksto昀e, Prü昀echnik » Hap琀k und tak琀le Wahrnehmung von Ober昀ächen Produkthap琀k, Funk琀onalisierung von Ober昀ächen, medizinische Anwendungen, Charakterisierung und Messmethoden, 3D-Displaytechnologie, Smart Surface Technologies » Nachhal琀gkeit durch Tribologie Verschleißvermeidung, Ressourcenschonung, Recyc ling, nachhal琀ge Schmiersto昀e The current geopoli琀cal challenges clearly show the need for reducing energy as well as resource consump琀on and tribology can make a substan琀al con tribu琀on. With more than 80 oral presenta琀ons from industry and research ins琀tutes, a poster and an indus schen Herausforderun endigkeit zur Verringe cenverbrauch mehr als hier einen großen Bei - -Fachtagung bietet mit und Forschungseinrichusstellung wieder eine mit Experten über die Gebiet auszutauschen. räge zu folgenden The bensdauer, Berechnungskro- und Nanotribologie nologien nd Leichtbauwerksto昀e, sche Charakterisierung gstechnik lschmiersto昀e, Schmie rgungssysteme, nachhal chentechnologien -verfahren, neue Anwenerisierung riebstechnik e und Zahnräder, pneu - Systeme, reibschlüssige » Lubricants and Lubrica琀on Technology Lubricants, addi琀ves, metal working 昀uids, lubrica - 琀on, maintenance and disposal technology, sustaina ble lubricants » Thin Layers and Surface Technologies Coa琀ng materials and processes, new applica琀ons, tribological characteriza琀on » Machine Elements and Transmission Technology Journal and roller bearings, transmissions and gears, pneuma琀c and hydraulic systems, fric琀on couplings » Sealing Technology Slip ring seals, sha昀 seals, non-contact systems, tribo logy of elastomers » Tribometry Prac琀ce relevant test methods, instrumenta琀on in research, development and applica琀on, monitoring » Databases and Data Analysis Tribological Databases, tools for tribological data analysis » Machining and Forming Technology Metals and polymer processing, minimum quan琀ty lubrica琀on, dry machining » Tribology in Automo琀ve Technology Engine, transmissions, chassis, brakes, components, equipment, Tribology for e-mobility and alterna琀ve fuels » Func琀onal Fluids for E-Mobility Customized lubricants and coolants for electric and hybrid vehicles, electrical and thermal proper琀es, low viscosity, materials compa琀bility, NVH requirements » Tribologie in der Fahrzeugtechnik Motor, Getriebe, Fahrwerk, Bremsen, Aggregate und Ausrüstung, Tribologie für E-Mobilität und alterna琀ve Kra昀sto昀e » Funk琀ons昀üssigkeiten für die Elektromobilität Angepasste Schmiersto昀e und Kühl昀üssigkeiten für Elektro- und Hybridfahrzeuge, elektrische und thermi sche Eigenscha昀en, niedrigere Viskositäten, Werksto昀 verträglichkeit, NVH-Anforderungen » Tribologie für Erdbohrungen und Tunnelbau Werksto昀e und Technologien für Bohrköpfe, Material abtransport, Erzmühlen, Dichtungen usw. » Biotribologie, Life Science Tribologische Systeme in Lebewesen, biomedizinische Tribowerksto昀e, Prü昀echnik » Hap琀k und tak琀le Wahrnehmung von Ober昀ächen Produkthap琀k, Funk琀onalisierung von Ober昀ächen, medizinische Anwendungen, Charakterisierung und Messmethoden, 3D-Displaytechnologie, Smart Surface Technologies » Nachhal琀gkeit durch Tribologie Verschleißvermeidung, Ressourcenschonung, Recyc ling, nachhal琀ge Schmiersto昀e The current geopoli琀cal challenges clearly show the need for reducing energy as well as resource consump琀on and tribology can make a substan琀al con tribu琀on. With more than 80 oral presenta琀ons from industry and research ins琀tutes, a poster and an indus try exhibi琀on, the 64th German Tribology Conference provides an excellent opportunity for sharing informa - 琀on about the latest advances in this 昀eld. We invite you to submit abstracts for papers and posters for the following topics » Tribosystems Fric琀on systems, wear and life琀me, calcula琀on and simula琀on methods, microand nanotribology » Materials and Materials Technology Metals, polymers, compounds, lightweight materials, new applica琀ons, tribological characteriza琀on Die aktuellen geopoli琀schen Herausforderun gen machen die Notwendigkeit zur Verringe rung von Energie- und Ressourcenverbrauch mehr als deutlich und die Tribologie kann hier einen großen Bei trag leisten. Die 64. Tribologie-Fachtagung bietet mit über 80 Vorträgen aus Industrie und Forschungseinrichtungen, einer Poster- und Fachausstellung wieder eine hervorragende Möglichkeit, sich mit Experten über die aktuellen Fortschri琀e auf diesem Gebiet auszutauschen. Wir laden Sie ein, Poster und Vorträge zu folgenden The men anzumelden: » Tribologische Systeme Reibsysteme, Verschleiß und Lebensdauer, Berechnungs- und Simula琀onsmethoden, Mikro- und Nanotribologie » Werksto昀e und Werksto echnologien Metalle, Polymere, Verbund- und Leichtbauwerksto昀e, neue Anwendungen, tribologische Charakterisierung » Schmiersto昀e und Schmierungstechnik Schmiersto昀e, Addi琀ve, Kühlschmiersto昀e, Schmie rungs-, Wartungs- und Entsorgungssysteme, nachhal - 琀ge Schmiersto昀e » Dünne Schichten und Ober昀ächentechnologien Beschichtungswerksto昀e und -verfahren, neue Anwendungen, tribologische Charakterisierung » Maschinenelemente und Antriebstechnik Gleit- und Wälzlager, Getriebe und Zahnräder, pneu ma琀sche und hydraulische Systeme, reibschlüssige Verbindungen » Dichtungstechnik Gleitringdichtungen, Radial-Wellendichtungen, berüh rungslose Systeme, Tribologie der Elastomere » Tribometrie Praxisnahe Prüfverfahren, Messtechnik in Forschung, Entwicklung und Anwendung, Überwachungssysteme » Datenbanken und Datenanalyse Tribologische Datenbanken, Werkzeuge zur tribologi schen Datenanalyse » Zerspanungs- und Umformtechnik Metall- und Kunststo昀verarbeitung, Minimalmengenschmierung, Trockenbearbeitung » Lubricants and Lubrica琀o Lubricants, addi琀ves, met 琀on, maintenance and dis ble lubricants » Thin Layers and Surface T Coa琀ng materials and pr tribological characteriza琀o » Machine Elements and Tr Journal and roller bearing pneuma琀c and hydraulic s » Sealing Technology Slip ring seals, sha昀 seals, logy of elastomers » Tribometry Prac琀ce relevant test met research, development an » Databases and Data Analy Tribological Databases, tools » Machining and Forming T Metals and polymer proc lubrica琀on, dry machining » Tribology in Automo琀ve T Engine, transmissions, ch equipment, Tribology for e- » Func琀onal Fluids for E-Mo Customized lubricants an hybrid vehicles, electrical a viscosity, materials compa » Tribology for Earth Drillin Materials and technologie transport, ore mills, seals » Biotribology, Life Science Tribosystems in living orga terials, test methods » Hap琀cs and Tac琀le Percep product hap琀cs, func琀ona cal applica琀ons, character 3D display technology » Sustainability by Tribolog Wear preven琀on, conser sustainable lubricants. Nachrichten 46 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 Aufruf zur Einreichung von Vorschlägen für den GfT-Förderpreis 2023 bis zum 14. April 2023 Dissertationen, Master und Bachelor-Arbeiten Der GfT-Förderpreis dient der Würdigung hervorragender Arbeiten, die auf dem Gebiet der Tribologie in letzter Zeit erbracht wurden. Mit ihm werden junge Wissenschaftler und Ingenieure ausgezeichnet, die eine überdurchschnittliche Leistung erbracht haben. Die Anforderungen Die Arbeiten sollen sich auszeichnen durch » eine erkennbare Anwendbarkeit » Wissenschaftlichkeit » Aktualität » einen eigenständigen, schöpferischen Beitrag » eine klare inhaltliche Form Die Kandidaten dürfen das 40. Lebensjahr nicht überschritten haben. Der Abschluss der Arbeit sollte nicht länger als zwei Jahre vor der Bewerbung erfolgt sein. Die Arbeit sollte in deutscher oder englischer Sprache geschrieben sein und in geschlossener Form vorliegen. Die Arbeit sollte durch deren Betreuer zusammen mit der Bewertung eingereicht werden. Hinweise zur Einreichung erhalten Sie in der Geschäftsstelle der GfT. Die Kategorien Der GfT-Förderpreis wird jährlich in drei Kategorien ausgelobt und ist mit einer Geldprämie sowie einer Urkunde verbunden: » Kategorie 1 (1500,- € ): Für Dissertationen oder ähnliche wissenschaftliche Arbeiten » Kategorie 2 (1000,- € ): Für Diplom-/ Master- oder ähnliche Arbeiten » Kategorie 3 (500,- € ): Für Bachelor- oder ähnliche Arbeiten Das Auswahlkomitee Der technische Beirat der GfT beruft ein Komitee zur Bewertung der eingereichten Arbeiten. Die Einreichungsfrist Den Wettbewerbsbedingungen entsprechende Arbeiten sind bei der Geschäftsstelle der Gesellschaft für Tribologie e.V. bis zum 14. April 2023 per E-Mail einzureichen an: tribologie@gft-ev.de. Die genauen Ausschreibungsbedingungen können auf der GfT- Webseite (www.gft-ev.de) nachgelesen werden. Die Preisverleihung Die Preisverleihung erfolgt im Rahmen der GfT-Jahrestagung und wird danach in der Zeitschrift „Tribologie & Schmierungstechnik“ veröffentlicht. Die Preisträger sind eingeladen, auf der aktuellen oder der folgenden GfT-Jahrestagung einen Vortrag über die Arbeit zu halten. Bei Veröffentlichung der Arbeit soll auf den GfT-Förderpreis hingewiesen werden. Gesellschaft für Tribologie e.V. Adolf-Fischer-Str. 34, 52428 Jülich Tel.: (02461) 340 79 38, E-Mail: tribologie@gft-ev.de Internet: www.gft-ev.de Mitteilungen der GfT Nachrichten 47 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 Mitteilungen der GfT Max L. J. Wolf Projektarbeit bei kleineren und mittleren Vorhaben Orientierung scha昀en für die Praxis mit dem Projektmanagement-Kompass! expertverlag.de Aufruf zur Einreichung von Vorschlägen für den Werner-Stehr-Preis „Tribologie ist überall“ bis zum 31. Mai 2023 Die GfT verleiht auch in diesem Jahr wieder den von Fa. Werner Stehr Tribologie gestifteten Preis „Tribologie ist überall“. Der Preis soll den Blick für tribologische Phänomene aus unserem Alltagsleben schärfen und kann für eine im Bild festgehaltene Beobachtung, aber auch eine wissenschaftliche Arbeit, die tribologische Phänomene aus dem täglichen Leben aufgreift, vergeben werden. Der Preisträger darf sich nicht nur über ein Preisgeld von 250,- € freuen, sondern auch über ein tribologisches Objekt, das ihm auf der Abschlussveranstaltung der Tribologie-Fachtagung überreicht wird. Falls Ihnen ein interessantes oder originelles tribologisches Alltagsphänomen auffällt, senden Sie uns bitte ein Foto mit einer prägnanten Beschreibung. Eingereicht werden können auch Zeitschriftenartikel, wissenschaftliche Veröffentlichungen, Bachelor- und Masterarbeiten sowie Dissertationen, die jeweils nicht älter als 2 Jahre sein sollten. Melden Sie diese bitte bis zum 31. Mai 2023 der Geschäftsstelle der GfT. Gesellschaft für Tribologie e.V. Adolf-Fischer-Str. 34, 52428 Jülich Tel.: (02461) 340 79 38, E-Mail: tribologie@gft-ev.de Internet: www.gft-ev.de Aufruf zur Einreichung von Vorschlägen für den Werner-Stehr-Preis „Tribologie ist überall“ bis zum 31. Mai 2022 Die GfT verleiht auch in diesem Jahr wieder den von Fa. Werner Stehr Tribologie ges琀昀eten Preis „Tribologie ist überall“. Der Preis soll den Blick für tribologische Phänomene aus unserem Alltagsleben schärfen und kann für eine im Bild festgehaltene Beobachtung, aber auch eine wissenscha昀liche Arbeit, die tribologische Phänomene aus dem täglichen Leben aufgrei昀, vergeben werden. Der Preisträger darf sich nicht nur über ein Preisgeld von 250,- € freuen, sondern auch über ein tribologisches Objekt, das ihm auf der Abschlussveranstaltung der Tribologie-Fachtagung überreicht wird. Falls Ihnen ein interessantes oder originelles tribologisches Alltagsphänomen au昀ällt, senden Sie uns bi琀e ein Foto mit einer prägnanten Beschreibung. Eingereicht werden können auch Zeitschri昀enar琀kel, wissenscha昀liche Verö昀entlichungen, Bachelor- und Masterarbeiten sowie Disserta琀onen, die jeweils nicht älter als 2 Jahre sein sollten. Melden Sie diese bi琀e bis zum 31. Mai 2022 der Geschä昀sstelle der GfT. . Gesellscha昀 für Tribologie e.V. Adolf-Fischer-Str. 34, 52428 Jülich Tel.: (02461) 340 79 38 E-Mail: tribologie@g昀-ev.de Internet: www.g昀-ev.de Patentumschau 48 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 DE102020000381A1 F02F 3/ 22 Stolk, Thomas, Dipl.-Ing., 73230, Kirchheim, DE; von Gaisberg-Helfenberg, Alexander, 71717, Beilstein, DE Daimler AG, Stuttgart, DE Kolben für eine Hubkolbenmaschine eines Kraftfahrzeugs, insbesondere elnes Kraftwagens Die Erfindung betrifft einen Kolben (10) für eine Hubkolbenmaschine eines Kraftfahrzeugs, mit einem Kolbenboden (12), mit einem Kolbenhemd (18), mit einem zumindest teilweise durch den Kolbenboden (12) und das Kolbenhemd (18) begrenzten Innenraum (38), in welchem ein Pleuel der Hubkolbenmaschine teilweise aufnehmbar ist, und mit einem in Umfangsrichtung des Kolbens (10) um den Kolbenboden (12) herumverlaufenden Kühlkanal (26). Der Kühlkanal (26) weist wenigstens eine Eintrittsöffnung (42) auf, über welche mittels einer Spritze (44) Öl in den Kühlkanal (26) einspritzbar ist. Die Eintrittsöffnung (42) ist außerhalb des Innenraums (38) und vollständig in radialer Richtung des Kolbens (10) nach außen hin versetzt zu dem Innenraum (38) angeordnet, sodass ein von der Spritze (44) bereitstellbarer Ölstrahl (46) unter Umgehen des Innenraums (38) durch die Eintrittsöffnung (42) hindurch- und dadurch in den Kühlkanal (26) einspritzbar ist. DE102020202924A1 B65G 43/ 02 Demir, Halit, 74889, Sinsheim, DE; Gebhardt, Marco, 74889, Sinsheim, DE Gebhardt Fördertechnik GmbH, 74889, Sinsheim, DE; Körber Supply Chain GmbH, 61231, Bad Nauheim, DE Antriebsvorrichtung für einen Förderwagen eines Verteilförderers Eine Antriebsvorrichtung für einen Förderwagen eines Verteilförderers, vorzugsweise eines Quergurtsorters, umfasst eine Antriebsquelle sowie eine Rollenkette (6) zur Übertragung einer Antriebskraft der Antriebsquelle auf ein Antriebsmittel (9), an dem der Förderwagen befestigbar ist. Im Hinblick auf eine verbesserte Lebensdauer der Rollenkette und eine gleichzeitig Reduktion des Wartungsaufwands und der damit einhergehenden Kosten und Anlagen-Stillstandszeiten umfasst die Antriebsvorrichtung eine Mess- und Steuereinrichtung zur Überwachung und ggf. Beeinflussung mindestens eines Betriebszustandes der Rollenkette (6). DE102020105781A1 F04D 29/ 046 Berner, Marcel, Dipl.-Ing. (FH), 98646, Hildburghausen, DE; Pawellek, Franz, Dipl.-Ing. (FH), 96486, Lautertal, DE NIDEC GPM GmbH, 98673, Auengrund, DE Wasserpumpenlagereinheit mit Dichtungs anordnung sowie damit ausgerüstete Wasserpumpe Die Erfindung betrifft eine Wasserpumpenlagereinheit (1) mit Dichtungsanordnung (2) zur radialen Lagerung und Abdichtung einer Welle (3) zwischen einer nassen Seite (4) und einer trockenen Seite (5) in einem Gehäuse (6) einer Wasserpumpe, die eine Gleitlagerbuchse (11) eine trockenseitige Wellendichtung (25) und eine nassseitige Wellendichtung (24) umfasst. In der Wasserpumpenlagereinheit (1) ist eine Schmierstofffüllung (22) zur Schmierung eines Lagerspalts (21) sowie zur Abdichtung von Freiräumen auf genommen ist. Es ist wenigstens eine Schmierstoffreservoir-Ausnehmung (12) zur Vergrößerung der Schmierstofffüllung (22) bereitgestellt; wobei die wenigstens eine Schmierstoffreservoir- Ausnehmung (12) i) zu beiden axialen Richtungen jeweils durch einen Abschnitt des Lagerspalts (21) eingegrenzt ist und/ oder ii) in der Schmierstoffreservoir-Ausnehmung (12) ein Volumenkompensator (23) zur Kompensation einer temperaturabhängigen Volumenschwankung der Schmierstofffüllung (22) bereitgestellt ist, der ein kompressibles Material umfasst. WO002021175388A2 B65G 17/ 34 Demir Halit, De; Gebhardt Marco, DE Gebhardt Foerdertech, DE; Koerber Supply Chain Gmbh, DE Antriebsvorrichtung für einen Förderwagen eines Verteilförderers Eine Antriebsvorrichtung für einen Förderwagen eines Verteilförderers, vorzugsweise eines Quergurtsorters, umfasst eine Antriebsquelle sowie eine Rollenkette (6) zur Übertragung einer Antriebskraft der Antriebsquelle auf ein Antriebsmittel (9), an dem der Förderwagen befestigbar ist. Im Hinblick auf eine verbesserte Lebensdauer der Rollenkette und eine gleichzeitig Reduktion des Wartungsaufwands und der damit einhergehenden Kosten und Anlagen-Stillstandszeiten umfasst die Antriebsvorrichtung eine Mess- und Steuereinrichtung zur Überwachung und ggf. Beeinflussung mindestens eines Betriebszustandes der Rollenkette (6). 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 49 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen DIN EN ISO 4259-4: 2022-09 Print: 137,80 EUR/ Download: 114,10 EUR Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 4: Verwendung von Kontrollkarten zur Validierung des Status der statistischen Kontrolle bei der Durchführung von genormten Prüfverfahren in einem einzelnen Labor (ISO 4259-4: 2021); Deutsche Fassung EN ISO 4259-4: 2022 Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 4: Use of statistical control charts to validate ‘in-statistical-control’ status for the execution of a standard test method in a single laboratory (ISO 4259-4: 2021); German version EN ISO 4259-4: 2022 Dieses Dokument legt den Prozess und die Methodik für den Aufbau, den Betrieb und die Pflege von statistischen Kontrollkarten fest, um zu beurteilen, ob die Durchführung eines genormten Prüfverfahrens durch ein bestimmtes Laboratorium unter statistischer Prozesskontrolle erfolgt und wie der Zustand „unter statistischer Prozesskontrolle“ festgestellt und validiert wird. DIN EN ISO 13503-3: 2022-10 Print: 102,80 EUR/ Download: 84,90 EUR Erdöl- und Erdgasindustrie - Komplettierungsflüssigkeiten und -materialien - Teil 3: Prüfung von schweren Solen (ISO 13503-3: 2022); Englische Fassung EN ISO 13503-3: 2022 Petroleum and natural gas industries - Completion fluids and materials - Part 3: Testing of heavy brines (ISO 13503-3: 2022); English version EN ISO 13503-3: 2022 Ersatz für DIN EN ISO 13503-3: 2006-05 Gegenüber DIN EN ISO 13503-3: 2006-05 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) strukturelle Neuorganisation des gesamten Dokuments, sodass dieses Dokument eine Ergänzung zu API RP 13J, 5. Ausgabe (2014) ist, deren Anforderungen mit den Ergänzungen und Ausschlüssen nach diesem Dokument gelten; b) Aktualisierung der normativen Verweisungen. Dieses Dokument behandelt die physikalischen Eigenschaften, potenzielle Verunreinigungen und Prüfverfahren für schwere Soleflüssigkeiten, die für die Verwendung in Öl- und Gasbohrungen, Komplettierungen und Workover-Flüssigkeiten hergestellt werden. Dieses Dokument ergänzt die API RP 13J, 5. Ausgabe (2014), deren Anforderungen mit den in diesem Dokument angegebenen Ausnahmen gelten. Dieses Dokument bietet geeignetere Methodenbeschreibungen für die Bestimmung des pH-Werts, der Karbonat-/ Bikarbonatkonzentrationen und der Kristallisationstemperatur von Formiatsole bei Umgebungsdruck im Vergleich zu den Methoden in API RP 13J, 5. Ausgabe (2014). Dieses Dokument ist für die Verwendung durch Hersteller, Serviceunternehmen und Endverbraucher von schweren Solen bestimmt. DIN 51830-1: 2022-10 Print: 79,00 EUR/ Download: 65,20 EUR Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung der Oxidationsbeständigkeit von Schmierfetten - Teil 1: Beschleunigtes Verfahren Testing of lubricants - Determination of oxidation stability of greases - Part 1: Rapid method Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung der Oxidationsstabilität von Schmierfetten unter beschleunigten Bedingungen bei 140 °C und 160 °C fest. E DIN 51834-5: 2022-10 Print: 102,80 EUR/ Download: 84,90 EUR Prüfung von Schmierstoffen - Tribologische Prüfung im translatorischen Oszillations-Prüfgerät - Teil 5: Quantifizierung der reibungsbedingten Geräuschentwicklung von Bremsflüssigkeiten in EPDM-Stahl-Kontakten Testing of lubricants - Tribological test in the translatory oscillation apparatus - Part 5: Quantification of the friction-induced noise development of brake fluids in EPDM-steel contacts Erscheinungsdatum: 2022-09-23 Einsprüche bis 2022-11-16 Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Quantifizierung der reibungsbedingten Geräuschentwicklung von mit Bremsflüssigkeiten geschmierten Dichtungsmaterialien fest. 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen E prEN 15522-1: 2022-07 Identifizierung von Ölverschmutzungen - Rohöl und Mineralölerzeugnisse - Teil 1: Probenahme Oil spill identification - Petroleum and petroleum related products - Part 1: Sampling Vorgesehen als Ersatz für CEN/ TR 15522-1: 2006-11; Ersatz für prEN 15522-1: 2020-12 Einsprüche bis 2022-09-29 E prEN 15522-2: 2022-07 Identifizierung von Ölverschmutzungen - Rohöl und Mineralölerzeugnisse aus dem Wasser - Teil 2: Analytische Methodik und Interpretation der Ergebnisse, basierend auf GC-FID- und GC-MS-Analysen bei niedriger Auflösung Oil spill identification - Petroleum and petroleum related Normen Normen 50 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 products - Part 2: Analytical method and interpretation of results based on GC-FID and GC-low resolution-MS analyses Vorgesehen als Ersatz für CEN/ TR 15522-2: 2012-10; Ersatz für prEN 15522-2: 2020-12 Einsprüche bis 2022-09-29 1.2.2 ISO-Normen ZE ISO 13736 DAM 1: 2022-02 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel - Änderung 1: Aktualisierung der Erklärung für systematische Messabweichungen ISO 13736 AMD 1: 2022-08 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 Änderung von ISO 13736: 2021-03 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen DIN ISO 15: 2022-10 Print: 118,80 EUR/ Download: 98,30 EUR Wälzlager - Radiallager - Hauptmaße, Maßplan (ISO 15: 2017) Rolling bearings - Radial bearings - Boundary dimensions, general plan (ISO 15: 2017) Ziel dieses Dokuments ist die hinreichende Begrenzung der Anzahl der Größen von Radiallagern dahingehend, dass einerseits eine wirtschaftliche Herstellung sichergestellt, andererseits eine ausreichende Anzahl von Größen bereitgestellt werden kann, um mit heutigen und künftigen Anforderungen von Lagerverwendern übereinzustimmen. Diese Anforderungen sind umfassend und differenziert. Daher muss in diesem Dokument eine breite Palette von numerisch festgelegten Größen und Proportionen betrachtet und die Möglichkeit berücksichtigt werden, dass es sogar nach den Richtlinien in Anhang A erweitert werden kann. Nach ISO genormte Kegelrollenlager, Spannlager und einige Arten von Nadelrollenlagern sowie Präzisionslager für Instrumente stimmen mit diesem Dokument nicht überein, da die hier angegebenen Maße für die fraglichen Lager nicht als optimal angesehen werden. In diesem Dokument werden die bevorzugten Hauptmaße von Radiallagern der Durchmesserreihen 7, 8, 9, 0,1, 2, 3 und 4 festgelegt. Z DIN 616: 2000-06 Wälzlager - Maßpläne Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 616: 2022-10 DIN 616: 2022-10 Print: 182,50 EUR/ Download: 151,10 EUR Wälzlager - Maßpläne Rolling bearings - General plans Ersatz für DIN 616: 2000-06 Gegenüber DIN 616: 2000-06 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Regeln für die Erweiterung der Maßpläne für Radiallager aus Unterabschnitt 4.2 entfernt und in DIN ISO 15, Anhang A verschoben; b) Bilder zu Rillenkugellager und Zylinderrollenlager (Bild 2 und Bild 4 aus der Vorgängerversion) sind entfallen; c) Maßpläne für Kugellager und Rollenlager (ausgenommen Radiallager mit Nadelrollen) entfernt; die Maßpläne sind in DIN ISO 15 zu finden; d) Unterabschnitt 5.1.2 „Maßplan für Nadellager“ entfernt; die Maßpläne für Nadellager sind in der Produktnorm DIN 617 mit Bezeichnungen zu finden; e) Unterabschnitt 5.1.4 „Maßplan für Nadelhülsen und Nadelbüchsen“ entfernt, die Maßpläne für Nadellager sind in der Produktnorm DIN 618 mit Bezeichnungen zu finden. Dieses Dokument wurde vom Arbeitsausschuss NA 118- 01-01 AA „Grundsatzfragen, Bezeichnungen, Terminologie, Kurzzeichen, Maßpläne“ im DIN-Normenausschuss Wälz- und Gleitlager (NAWGL) erarbeitet. Zweck dieses Dokuments ist, die wirtschaftliche Gestaltung von Lagerungen mit Wälzlagern durch die weitgehend von der Bauart der Wälzlager unabhängige Festlegung der Anschlussmaße zu unterstützen und gleichzeitig eine der Vielfalt der Wälzlager-Innenkonstruktionen entsprechende Auswahl an Wälzlager-Querschnitten zu bieten. Dieses Dokument legt den Aufbau der Maßreihen und Maßpläne für Wälzlager fest. Es enthält die Maßreihen für Wälzlager, Winkelringe und Ringnuten für Sprengringe. Des Weiteren beinhaltet es die Maßpläne mit den relevanten Nennmaßen für Kegelrollenlager, Axiallager, Winkelringe, Radiallager mit Flansch und Nadelkränze. Über die von der Wälzlagerbauart und ausführung bedingte Innenkonstruktion der Wälzlager (Wälzlagerringe, Wälzkörper, Käfig, Dichtung, usw.) werden keine Angaben gemacht. Dieses Dokument enthält keine Aussage dazu, ob eine Maßreihe bzw. ein Maßplan für die Herstellung einer bestimmten Wälzlagerbauart geeignet ist. Diesbezügliche Festlegungen sind Gegenstand der Wälzlager-Produktnormen. Z DIN 617: 2008-10 Wälzlager - Nadellager mit Käfig - Maßreihen 48, 49 und 69 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 617: 2022-10 DIN 617: 2022-10 Print: 102,80 EUR/ Download: 84,90 EUR Wälzlager - Nadellager mit Käfig - Nennmaße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Normen 51 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 Rolling bearings - Needle roller bearings with cage - Boundary dimensions, geometrical product specification (GPS) and tolerance values Ersatz für DIN 617: 2008-10 Gegenüber DIN 617: 2008-10 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Einführung der geometrischen Produktspezifikation (GPS) inklusive Änderung des Titels und des Anwendungsbereichs; b) Aktualisierung des Abschnitts „Normative Verweisungen“; c) Aktualisierung des Abschnitts „Begriffe und Symbole“; d) in Tabelle 1 die Bauformen NK, NKI und NKS aufgenommen; e) in Tabelle 3 die Typen NAO und RNAO aufgenommen; f) Beschreibung der Kantenabstände geändert; g) Beispiele Werkstoffe für Wälzlagerlaufbahnen entfallen; h) Einbauhinweise in Anhang A verschoben; i) Anhang B hinzugefügt; j) Bilder gegenüber Vorgängerversion angepasst. Dieses Dokument legt Nennmaße, Kurzzeichen, Maßreihen und die geometrische Produktspezifikation für Nadellager mit spanend gefertigten Ringen in der Toleranzklasse Normal (PN) fest. Es ist anzuwenden für Lager mit und ohne Innenring. Einbauhinweise sind im Anhang A beschrieben. Empfohlene Mess- und Prüfmethoden des inneren Hüllkreisdurchmessers sind im Anhang B beschrieben. Z DIN 618: 2008-10 Wälzlager - Nadellager - Nadelhülsen und Nadelbüchsen, mit Käfig Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 618: 2022-10 DIN 618: 2022-10 Print: 86,90 EUR/ Download: 72,00 EUR Wälzlager - Nadelhülsen und Nadelbüchsen, mit Käfig - Nennmaße, geometrische Produktspezifikation (GPS) und Toleranzen Rolling bearings - Needle roller bearings with drawn cup and cage - Boundary dimensions, geometrical product specification (GPS) and tolerance values Ersatz für DIN 618: 2008-10 Gegenüber DIN 618: 2008-10 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Einführung der geometrischen Produktspezifikation (GPS) inklusive Änderung des Titels und des Anwendungsbereichs; b) Aktualisierung des Abschnitts „Normative Verweisungen“; c) Aktualisierung des Abschnitts „Begriffe und Symbole“; d) Bilder angepasst; e) Aufnahme von Maßplänen und Maßreihen; f) Beispiele Werkstoffe für Wälzlagerlaufbahnen in Anhang A verschoben; g) Einbauhinweise in Anhang A verschoben; h) Anhang B hinzugefügt. Dieses Dokument legt Nennmaße, Kurzzeichen, Maßreihen und die geometrische Produktspezifikation für Nadelhülsen und Nadelbüchsen mit Käfig in nicht abgedichteter und abgedichteter Ausführung fest. Einbauhinweise sind im Anhang A beschrieben. Empfohlene Prüfmethoden zur Prüfung des inneren Hüllkreisdurchmessers sind im Anhang B beschrieben. E DIN 3965: 2022-10 Print: 79,00 EUR/ Download: 65,20 EUR Toleranzen für Kegelradverzahnungen Accuracy of bevel gears Vorgesehen als Ersatz für DIN 3965-1: 1986-08, DIN 3965-2: 1986-08, DIN 3965-3: 1986-08 und DIN 3965- 4: 1986-08 Erscheinungsdatum: 2022-09-23 Einsprüche bis 2023-01-16 Gegenüber DIN 3965 1: 1986-08, DIN 3965 2: 1986-08, DIN 3965 3: 1986-08 und DIN 3965 4: 1986-08 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Die Inhalte der Teile 1 bis 4 der Normenreihe DIN 3965 (1986-08) wurden in diesem Dokument zusammengefasst; b) der Anwendungsbereich wurde erweitert; c) sämtliche Tabellenwerte wurden durch Gleichungen ersetzt; d) die Toleranzgleichungen für Teilung und Rundlauf entsprechen DIN ISO 1328-1 mit Bezugsqualität 4; e) der Stufensprung für Verzahnungstoleranzen ist konstant und beträgt √2; f) es erfolgt eine Unterscheidung zwischen Abweichungen und Toleranzen; g) Abschnitt 8 „Tragbild“ der DIN 3965-1: 1986-08 wurde umformuliert und Bild 2 „Bemaßung von Tragbildern von Kegelradverzahnungen“ der DIN 3965- 1: 1986-08 überarbeitet; h) Abschnitt 5 „Toleranzen von Radkörpern“ der DIN 3965-1: 1986-08 wurde gelöscht; i) die verwendeten Symbole werden in Bezug auf die Einflanken-Wälzprüfung der internationalen Normung angepasst (der Hochstrich wird durch den Index „s“ ersetzt). Dieses Dokument legt Toleranzen für die Herstellung und Konformitätsbewertung von Zahnflanken einzelner Kegelräder mit und ohne Achsversatz fest. Es definiert Benennungen von Zahnflankentoleranzen, den Aufbau des Toleranzsystems und die zulässigen Werte. Es werden 12 Toleranzklassen festgelegt, die bezüglich des Wertes in aufsteigender Dieses Dokument legt Toleranzen für die Herstellung und Konformitätsbewertung von Zahnflanken einzelner Kegelräder mit und ohne Achsversatz fest. Es definiert Benennungen von Zahnflankentoleranzen, den Aufbau des Toleranzsystems und die zulässigen Werte. Es werden 12 Toleranzklassen festgelegt, die bezüglich des Wertes in aufsteigender Reihenfolge von 1 bis 12 nummeriert sind. Ein größerer Wert der Toleranzklasse entspricht dabei einer abnehmenden Normen 52 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 Genauigkeit. Diese Toleranzen gelten für folgende Bereiche: 0,5 mm ≤ mmn ≤ 50 mm 2 ≤ z ≤ 4003 mm ≤ dm ≤ 3500 mm E DIN EN 13749/ A1: 2022-11 Print: 38,80 EUR/ Download: 32,00 EUR Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Festlegungsverfahren für Festigkeitsanforderungen an Drehgestellrahmen; Deutsche und Englische Fassung EN 13749: 2021/ prA1: 2022 Railway applications - Wheelsets and bogies - Method of specifying the structural requirements of bogie frames; German and English version EN 13749: 2021/ prA1: 2022 Erscheinungsdatum: 2022-10-07 Einsprüche bis 2022-11-30 Dieses Dokument legt das Verfahren fest, das für eine zufriedenstellende Konstruktion von Drehgestellrahmen anzuwenden ist, einschließlich Entwicklungsverfahren, Bewertungsverfahren, Prüfung und Qualitätsanforderungen für die Herstellung. Es beschränkt sich auf die Festigkeitsanforderungen von Drehgestellrahmen einschließlich Traversen und Radsatzlagergehäusen. Für die Anwendung dieses Dokumentes beinhalten diese Begriffe alle funktionellen Zusatzeinrichtungen, z. B. Dämpferhalter. 2.1.1.1 Übersetzungen DIN ISO 4386-1: 2022-08 Print: 88,80 EUR/ Download: 73,70 EUR Plain bearings - Metallic multilayer plain bearings - Part 1: Non-destructive ultrasonic testing of bond of thickness ≥ 0,5 mm (ISO 4386-1: 2019) Gleitlager - Metallische Verbundgleitlager - Teil 1: Zerstörungsfreie Ultraschallprüfung der Bindung für Lagermetall-Schichtdicken ≥ 0,5 mm (ISO 4386- 1: 2019) 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen E prEN ISO 3995: 2022-07 Metallpulver - Bestimmung der Presskörperfestigkeit von Probekörpern mit rechteckigem Querschnitt unter Biegebeanspruchung (ISO/ DIS 3995: 2022) Metallic powders - Determination of green strength by transverse rupture of rectangular compacts (ISO/ DIS 3995: 2022) Vorgesehen als Ersatz für EN 23995: 1993-04 Einsprüche bis 2022-10-19 Z EN 12080: 2017-09 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Wälzlager Zurückgezogen, ersetzt durch EN 12080+A1: 2022-09 ZE EN 12080/ FprA1: 2022-03 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Wälzlager EN 12080+A1: 2022-09 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Wälzlager Railway applications - Axleboxes - Rolling bearings Ersatz für EN 12080: 2017-09 ZE EN 15437-1/ prA1: 2021-05 Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 1: Heißläuferortungsanlagen und Radsatzlagergehäusegestaltung Zurückgezogen, ersetzt durch EN 15437-1/ FprA1: 2022- 08 E EN 15437-1/ FprA1: 2022-08 Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 1: Heißläuferortungsanlagen und Radsatzlagergehäusegestaltung Railway applications - Axlebox condition monitoring - Interface and design requirements - Part 1: Track side equipment and rolling stock axlebox Ersatz für EN 15437-1/ prA1: 2021-05; vorgesehen als Änderung von EN 15437-1: 2009-03 ZE EN 15437-2/ prA1: 2021-05 Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 2: Leistungs- und Konstruktionsanforderungen von fahrzeugbasierten Systemen für Temperaturüberwachung Zurückgezogen, ersetzt durch EN 15437-2/ FprA1: 2022- 08 E EN 15437-2/ FprA1: 2022-08 Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 2: Leistungs- und Konstruktionsanforderungen von fahrzeugbasierten Systemen für Temperaturüberwachung Railway applications - Axlebox condition monitoring - Interface and design requirements - Part 2: Performance and design requirements of on-board systems for temperature monitoring Ersatz für EN 15437-2/ prA1: 2021-05; vorgesehen als Änderung von EN 15437-2: 2012-09 E prEN 15827: 2022-08 Bahnanwendungen - Anforderungen an das System Engineering für Drehgestelle und Fahrwerke Railway applications - System Engineering requirements for bogies and running gear Vorgesehen als Ersatz für EN 15827: 2011-03 Einsprüche bis 2022-11-03 2.2.2 ISO-Normen Z ISO 3548-1: 2014-06 Gleitlager - Dünnwandige Lagerschalen mit oder ohne Normen 53 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 Bund - Teil 1: Toleranzen, Konstruktionsmerkmale und Prüfverfahren Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 3548-1: 2022-08 ZE ISO/ FDIS 3548-1: 2022-05 Gleitlager - Dünnwandige Lagerschalen mit oder ohne Bund - Teil 1: Toleranzen, Konstruktionsmerkmale und Prüfverfahren ISO 3548-1: 2022-08 146,50 EUR Gleitlager - Dünnwandige Lagerschalen mit oder ohne Bund - Teil 1: Toleranzen, Konstruktionsmerkmale und Prüfverfahren Plain bearings - Thin-walled half bearings with or without flange - Part 1: Tolerances, design features and methods of test Ersatz für ISO 3548-1: 2014-06 E ISO/ DIS 3995: 2022-07 72,00 EUR Metallpulver - Bestimmung der Presskörperfestigkeit von Probekörpern mit rechteckigem Querschnitt unter Biegebeanspruchung Metallic powders - Determination of green strength by transverse rupture of rectangular compacts Vorgesehen als Ersatz für ISO 3995: 1985-07 Einsprüche bis 2022-10-19 E ISO/ DIS 4383: 2022-07 72,00 EUR Gleitlager - Verbundwerkstoffe für dünnwandige Gleitlager Plain bearings - Multilayer materials for thin-walled plain bearings Vorgesehen als Ersatz für ISO 4383: 2012-10 Einsprüche bis 2022-10-06 ZE ISO/ DIS 5842: 2021-12 Pulvermatallurgie - Heißisostatisches Pressen - Nachweis von Argon mittels Gaschromatographie und massenspektrometrischer Techniken Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 5842: 2022-07 E ISO/ FDIS 5842: 2022-07 72,00 EUR Pulvermatallurgie - Heißisostatisches Pressen - Nachweis von Argon mittels Gaschromatographie und massenspektrometrischer Techniken Powder metallurgy - Hot isostatic pressing - Argon detection using gas chromatography and mass spectrometry techniques Ersatz für ISO/ DIS 5842: 2021-12 ZE ISO/ DIS 6834: 2022-02 Gleitlager - Thermohydrodynamische Schmierungsauslegungsdiagramme für kreisförmige Zylinderlager unter stationären Bedingungen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 6834: 2022-07 E ISO/ FDIS 6834: 2022-07 146,50 EUR Gleitlager - Thermohydrodynamische Schmierungsauslegungsdiagramme für kreisförmige Zylinderlager unter stationären Bedingungen Plain bearings - Thermo-hydrodynamic lubrication design charts for circular cylindrical bearings under steadystate conditions Ersatz für ISO/ DIS 6834: 2022-02 Z ISO 8443: 2010-07 Wälzlager - Radiallager mit Flansch am Außenring - Flansch - Abmessungen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 8443: 2022-07 ZE ISO/ FDIS 8443: 2022-04 Wälzlager - Radiallager mit Flansch am Außenring - Flansch - Abmessungen ISO 8443: 2022-07 47,30 EUR Wälzlager - Radiallager mit Flansch am Außenring - Flansch - Abmessungen Rolling bearings - Radial ball bearings with flanged outer ring - Flange dimensions Ersatz für ISO 8443: 2010-07 E ISO/ DIS 10300-1: 2022-08 72,00 EUR Calculation of load capacity of bevel gears - Part 1: Introduction and general influence factors Vorgesehen als Ersatz für ISO 10300-1: 2014-04 Einsprüche bis 2022-10-31 E ISO/ DIS 10300-2: 2022-08 72,00 EUR Calculation of load capacity of bevel gears - Part 2: Calculation of surface durability (pitting) Vorgesehen als Ersatz für ISO 10300-2: 2014-04 Einsprüche bis 2022-10-28 E ISO/ DIS 10300-3: 2022-08 72,00 EUR Calculation of load capacity of bevel gears - Part 3: Calculation of tooth root strength Vorgesehen als Ersatz für ISO 10300-3: 2014-04 Einsprüche bis 2022-10-31 3 Vorhaben 3.1 DIN-Normenausschuss Fahrweg und Schienenfahrzeuge (FSF) Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Festlegungsverfahren für Festigkeitsanforderungen an Drehgestellrahmen; (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087-00-04 AA <08701565> Dieses Dokument legt das Verfahren fest, welches zu befolgen ist, um eine zufriedenstellende Konstruktion von Drehgestellrahmen zu erreichen, und umfasst Konstruktionsverfahren, Bewertungsverfahren, Überprüfung und Anforderungen an die Fertigungsqualität. Es beschränkt sich auf die strukturellen Anforderungen an Drehgestellrahmen einschließlich Drehschemel und Normen 54 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 Achslagergehäuse. Für die Zwecke dieses Dokuments werden diese Begriffe so verstanden, dass sie alle funktionellen Anbauteile, z. B. Dämpferhalterungen, einschließen. 4 Erklärung über die technischen Regeln Soweit bekannt sind zu den einzelnen Dokumenten Preise angegeben. Ein Preisnachlass auf DIN-Normen und DIN SPEC wird gewährt für Mitglieder des DIN in Höhe von 15 % und für Angehörige anerkannter Bildungseinrichtungen (Bestellung muss mit Nachweis versehen sein) in Höhe von 50 %. Alle DIN-Normen, DIN-Norm-Entwürfe, DIN SPEC und Beiblätter können ohne Mehrpreis im Monatsabonnement bezogen werden. Bei der Bestellung ist die genaue Bezeichnung des Fachgebietes, möglichst unter Verwendung der ICS-Zahlen, anzugeben (siehe DIN- Mitt. 72. 1993, Nr. 8, S. 443 bis 450). Ein Anschriftenverzeichnis der Stellen im Ausland, bei denen Deutsche Normen eingesehen und bestellt werden können, wird vom Beuth Verlag GmbH, AuslandsNormen-Service, 10772 Berlin, kostenlos abgegeben. Die Ausgabedaten der anderen technischen Regeln sind nicht immer identisch mit ihrem Erscheinungstermin oder mit dem Beginn ihrer Gültigkeit. Um eine möglichst vollständige Information zu geben, werden Entwürfe von anderen technischen Regeln auch bei bereits abgelaufener Einspruchsfrist angezeigt. Voraussetzung für die Aufnahme einer Titelmeldung in die DITR-Datenbanken ist das Vorliegen eines Belegexemplars der technischen Regel. Alle regelerstellenden Organisationen werden daher gebeten, Belegstücke zu Veränderungen ihrer Regelwerke mit Preisangabe an folgende Anschrift zu senden: Deutsches Informationszentrum für technische Regeln (DITR), 10772 Berlin. Erklärung der im DIN-Anzeiger für technische Regeln verwendeten Vorzeichen: V = DIN SPEC (Vornorm) F = DIN SPEC (Fachbericht) P = DIN SPEC (PAS) A = DIN SPEC (CWA) G = Geschäftsplan (GP → einer DIN SPEC (PAS)) E = Entwurf M = Manuskriptverfahren C = Corrigendum/ Berichtigung Ü = Übersetzung B = Beabsichtigte Zurückziehung (BV → einer Vornorm, BE → eines Entwurfs) Z = Zurückziehung (ZV → einer Vornorm, ZE → eines Entwurfs) 4.1 Europäische und internationale Normungsergebnisse 4.1.1 Europäische Normen Der Druck der vom Europäischen Komitee für Normung (CEN) angenommenen EN als DIN-EN-Norm ist vorgesehen. Bis zu deren Veröffentlichung kann das 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. Stellungnah- Normen 55 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 men sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. 4.1.3 Internationale Normen und Norm-Entwürfe Die Ergebnisse der Arbeit der Internationalen Organisation für Normung (ISO) und der Internationalen Elektrotechnischen Kommission (IEC) sowie der ISO/ IEC- Arbeit können im DIN Deutsches Institut für Normung e. V., Burggrafenstraße 6, 10787 Berlin, IEC-Normen und IEC-Entwürfe zusätzlich bei der DKE eingesehen werden. Die Ergebnisse der ISO- und IEC-Arbeit sind in Englisch und/ oder Französisch erhältlich. Sie liegen in deutscher Übersetzung vor, wenn sie gleichzeitig als Europäische Normen oder DIN-ISO- oder DIN-IEC-Normen übernommen werden. Kopien der ISO-Norm-Entwürfe können beim DIN Deutsches Institut für Normung e. V. (AuslandsNormen- Service), 10772 Berlin, bezogen werden. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen (TS) und Berichte (TR) sowie Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden herausgegeben, wenn ein Norm-Entwurf keine ausreichende Zustimmung zur Veröffentlichung als Norm erreichen konnte oder wenn sich ein zu normender Gegenstand noch in der Entwicklungs- oder Erprobungsphase befindet. Europäische und Internationale Technische Berichte dienen zur Bekanntmachung bestimmter Daten, die für die europäische bzw. internationale Normungsarbeit von Nutzen sind. Europäische Technische Spezifikationen werden in der Regel als DIN SPEC (Vornorm) übernommen. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden spätestens drei Jahre nach ihrer Veröffentlichung mit dem Ziel überprüft, die für die Herausgabe einer Norm erforderliche Einigung anzustreben. Europäische Technische Berichte können bei Bedarf als DIN SPEC (Fachbericht) übernommen werden. Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) können von der ISO herausgegeben werden, wenn sich ein Thema noch in der Entwicklung befindet oder wenn aus einem anderen Grund derzeit noch keine Internationale Norm veröffentlicht werden kann. Eine PAS kann auch ein in Zusammenarbeit mit einer externen Organisation erarbeitetes Dokument sein, das nicht den Anforderungen einer Internationalen Norm entspricht. Europäische und Internationale Workshop Agreements (CWA und IWA) Diese Dokumente sind Ergebnisse von Arbeiten europäischer oder internationaler Expertengruppen (Workshops) im Rahmen von CEN/ CENELEC und ISO/ IEC, jedoch außerhalb der Technischen Komitees. Sie liegen, falls nicht anders angegeben, in englischer Fassung vor. 5 Herausgeber und Bezugsquellen 5.1 Deutsche Normen Herausgeber: DIN Deutsches Institut für Normung e. V., 10772 Berlin Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 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 Normen 56 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 1/ 2023 BUCHTIPP 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 Dieter Brendt, Olaf Mackowiak Führung in der Technik 1. Auflage 2021, 177 Seiten €[D] 34,90 ISBN 978-3-8169-3467-7 eISBN 978-3-8169-8467-2 Mitarbeitende zielgerichtet und effektiv führen zu können, ist ein Schlüssel für nachhaltigen Unternehmenserfolg. In diesem Buch werden den Leser: innen durch die direkte Ansprache und die Praxisbeispiele von Kolleg: innen in vergleichbaren Situationen Denkanstöße und Tipps geboten, um ihren Führungsstil zu analysieren und darauf aufbauend zu optimieren. Es werden bewährte Maßnahmen und Techniken zur effizienten Gestaltung und Beherrschung der vielfältigen Anforderungen im sich schnell verändernden technischen wie gesellschaftlichen Umfeld vorgeschlagen, die praxisgerecht im Führungsalltag eingesetzt werden können. Dieter Brendt: Vielseitige Berufserfahrungen als Techniker in leitenden Positionen, Studium der Arbeits-, Betriebs- und Organisationspsychologie, Supervisor BDP, seit 1989 freiberuflicher Trainer, Berater und Coach Olaf Mackowiak: Betriebsleitung in der Metallverarbeitenden Industrie, Führungsverantwortung für 170 Mitarbeiter: innen, 25 Jahre Führungserfahrung auf unterschiedlichen Hierarchieebenen 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 Lukas Steinhoff, Folke Dencker, Marc Christopher Wurz Application of batch manufactured flexible microgrinding tools on copper and oxidized copper surfaces Fabian Forsbach, Philip Köch, Markus Heß Numerische Modellierung von Elektrovibration in der Oberflächenhaptik Benedikt J. Siewerin, Johannes Schmelz, Karl J. Raddatz, Thomas Tobie, Karsten Stahl Wear Calculation for Hard-Soft Gear Pairings Depending on Surface Hardness and Roughness Roman Probst, Jian Song Einfluss der Mikrohärte der Oberflächenschutzschicht auf den Verschleiß und die Lebensdauer von elektrischen Kontakten bei Reibverschleißbelastung