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Tribologie und Schmierungstechnik HERAUSGEGEBEN VON ADRIAN RIENÄCKER UND MANFRED JUNGK 2 _ 23 70. JAHRGANG Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Heft 2 | Mai 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 978-3-381-10041-5 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 · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0006 Liebe Leserinnen und Leser, während der letzten drei durch COVID stark beeinträchtigten Jahre wurde der jährliche Konferenzkalender kräftig durchgeschüttelt. Nach virtuellen Veranstaltungen folgte eine Verlagerung auf die Sommermonate, die im letzten Jahr zum Teil in „Super Spreader Events“ mutierten. Umso erfreulicher ist es, dass dieses Jahr weltweit ein sehr großes Angebot an Konferenzen zur Verfügung steht. Es ging los vom 3. -5. März mit der „25 th Lubricating Grease Conference“ des NLGI India Chapter’s in der Nähe von New Dehli. Einen Monat später vom 2.-5. April trafen sich Tribologen in Busan zur K-TRIB 2023, dem „3 rd Korea-Tribology International Symposium“. Nicht zum einzigen Mal dieses Jahr finden Parallelveranstaltungen statt, wie vom 16.- 20. April in Banff die „24 th International Conference on Wear of Materials“ und vom 18.-19. April die von GfT, Uniti und FVA gemeinsam veranstaltete „Nextlube“ in Düsseldorf - nebenbei gab es noch die Hannover Messe. In den nächsten Monat ging es vom 30. April bis 2. Mai beim Annual General Meeting der ELGI in Amsterdam, gefolgt von der OilDoc Conference & Exhibition am 9.-11. Mai in Rosenheim, dem Annual Meeting der STLE vom 21.- 25. Mai in Long Beach bis zum UEIL Annual Congress vom 30. Mai bis 2. Juni in Manchester. Das „90 th NLGI Annual Meeting findet vom 4.-7. Juni in San Diego statt, bevor der Konferenzsommer mit der vom 21.- 23. Juni in Bari stattfindenden „European COnference on TRIBology“ eingeleitet wird. Vom 4.-5. Juli findet in Stuttgart das UNITI Mineralöltechnologie- Forum statt, vom 17.-19. Juli dann in Preston „The Eighth European Conference and Exhibition LUBMAT“, am 24. August in der Universiti Putra Malaysia das „5 th MYTRIBOS International Symposium“ und vom 5.-7. September das „Leeds-Lyon Symposium on Tribology“ in England. Der Herbst verdichtet das Konferenzgeschehen mit der GfT-Jahrestagung in Göttingen vom 25.-27. September, der „9 th International Tribology Conference“ in Fukuoka vom 25.-30. September und der Lubricant Expo in Essen vom 26.-28. September. Es folgen die ELGI Autumn Events vom 23.-26. Oktober mit dem „STLE Tribology Exchange Workshop“ und den STLE Fall Meetings vom 12.-15. November mit der „Tribology Frontiers Conference“ in Cleveland. In Linz trifft man sich am 23. November zum ÖTG-Symposium bis dann im Land des nächststattfindenden World Tribology Congress’s vom 26.-30. November in Vitoria die „4 th International Brazilian Conference on Tribology - TriboBr“ die Konferenzsaison beendet wird. Sehen Sie mir nach, falls ich eine Veranstaltung nicht erwähnt habe. Diese Nachsicht wünsche ich auch den Verwaltern von Reisebudgets. So wird sich mein Wunsch erfüllen, dass Sie viele neue Kontakte knüpfen und durch COVID eingerostete aufpolieren können. Bleiben Sie der Tribologie gewogen, Ihr Manfred Jungk Herausgeber Konferenzsaison Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 Veranstaltungen ► 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 ► 21.06. - 23.06.23 Bari, Italy ECOTRIB 2023 https: / / ecotrib2023.poliba.it/ ► 17.07. - 19.07.23 Preston, Lancashire, UK The Eighth European Conference and Exhibition on „Lubrication Maintenance and Tribotechnology” (LUBMAT 2023) https: / / www.uclan.ac.uk/ events/ listing/ lubmat ► 05.09. - 07.09.23 Leeds, UK Leeds-Lyon Symposium on Tribology 2023 https: / / eps.leeds.ac.uk/ events-conferences/ doc/ leeds-lyon-symposium-tribology ► 23.11.23 Linz, Austria Voestalpine Stahl GmbH, ÖTG Symposium 2023 https: / / www.oetg.at/ de/ oetg-symposium-2023/ ► 26.11. - 30.11.23 Vitoria, Brazil 4 th International Brazilian Conference on Tribology - TriboBr 2023 https: / / www.tribobr2023.com.br/ 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 Datum Ort Veranstaltung Inhalt 3 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 5 Martin Neumann, Tobias Gleim, Thomas Gradt Friction coefficients for wood-wood and wood-steel high pressure contact under temperatures between -40 °C and 90 °C 13 Tristan Brückner, Hanno Paschke, Peter Kaestner, Isabel Hahn, Sabine Siebert, Sebastian Weber Untersuchungen zur wirtschaftlichen Nutzung von Niedertemperatur- Nitrierprozessen durch Übertragung auf Behandlungen im industriellen Maßstab [POSEIDON (II)] Transfer of economical low temperature nitriding processes to industrial scale treatments 22 Jaacob Vorgerd, Peter Tenberge, Alexander Thomas, Nadja Aufderstroth Kalorimetrische Messung der Verzahnungsverlustleistung im Bereich hoher Umfangsgeschwindigkeiten Calorimetric power loss measurement of cylindrical gears with pitch line velocities up to 100 m/ s 31 Ivan Grozev, Sagar Dalal, Nazlim Bagcivan, Serhan Bastuerk, Christian Lueffe, Thomas Stahl Simplified tribological approach for predesign of wind turbine bearing cases, combined with model test investigation 1 Editorial Konferenzsaison 2 Veranstaltungen Aus Wissenschaft und Forschung 37 Nachrichten Mitteilungen der GfT Mitteilungen der ÖTG 42 Patentumschau 43 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 2 Monat Mai 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 · 2/ 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 1 Introduction In accordance with the guidelines summarized in [1], transport casks for radioactive material are subject to ambient temperatures between -40 °C and 38 °C under normal transport conditions. Due to the heat generation by the radioactive contents (often nuclear fuel assemblies or waste from reprocessing of nuclear fuel assemblies), transport casks may have surface temperatures of up to 90 °C. Many transport casks are cylindrically shaped and often equipped with impact limiters (shock absorbers) at each end (see Figure 1), to reduce the loads on the main parts of the containment such as cask body, lids and screws. Impact limiters are usually filled with layers of wood and, in accident conditions, absorb a ma- Aus Wissenschaft und Forschung 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0007 Friction coefficients for wood-wood and wood-steel high pressure contact under temperatures between -40 °C and 90 °C Martin Neumann, Tobias Gleim, Thomas Gradt* Eingereicht: 6.9.2022 Nach Begutachtung angenommen: 28.2.2023 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 63. Tribologie-Fachtagung 2022 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Holz wird vielfach in Stoßdämpfern von Transportbehältern für radioaktives Material eingesetzt. Dafür wird oftmals Fichtenholz verwendet, das in mehreren Lagen und senkrecht zueinander liegender Faserrichtung zwischen einer inneren und einer äußeren Stahlhülle eingebaut wird. Die Reibung zwischen den dabei entstehenden Grenzflächen ist von entscheidender Bedeutung für die Stoß- und Energieabsorption z. B. bei einem Aufprall des Behälters auf eine harte Unterlage. Um detaillierte Informationen für entsprechende numerische Simulationen zu bekommen, wurden in dieser Arbeit die Reibungszahlen von Holz- Holz- und Holz-Stahl-Paarungen bei für derartige Behälter relevanten Beanspruchungsbedingungen im Temperaturbereich zwischen -40 °C und 90 °C gemessen. Die Ergebnisse zeigen eine gleichmäßige, mit steigender Temperatur abfallende Reibung, wobei die Werte für Holz-Stahl-Paarungen zwischen 0,43 bei -40 °C und 0,22 bei 90 °C sowie für Holz-Holz- Kontakte zwischen 0,3 bei -40 °C und 0,24 bei 90 °C liegen. Schlüsselwörter Castor-Behälter, Stoßdämpfer, Energieabsorption, Reibung, Holz Wood is widely used in impact limiters of transport casks for radioactive material. Encapsulated by an outer and inner steel structure, spruce wood is often applied in layers of alternating direction. The friction at the interfaces between these layers is of crucial importance for the impact and energy absorption e.g., at an accidental impact of a cask against a hard component. In order to get detailed information for corresponding numerical calculations, in this study the friction coefficient for the combinations wood-wood and wood-steel was measured in the temperature range between -40 °C and 90 °C according to the relevant stress conditions for such casks. Results show decreasing friction with increasing temperature, ranging from 0.43 at -40 °C to 0.22 for 90 °C for wood-steel combinations and from 0.3 at -40 °C to 0.24 at 90 °C to for a wood-wood combination. Keywords transport casks for nuclear waste, impact limiter, energy absorption, friction, wood Kurzfassung Abstract * Dr.-Ing. Martin Neumann (federführender Autor) Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-8806-345X Dr.-Ing.Tobias Gleim Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-6373-9799 Dr. Thomas Gradt Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-0542-4123 Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung (BAM) Unter den Eichen 87, 12203 Berlin 2 Materials and Methods 2.1. Experimental Setup The experiments to determine the coefficient of friction µ were carried out at the Federal Institute for Materials Research and Testing (BAM), partly at the Department of Physics at the FU Berlin. In order to test the frictional behavior of the sample pairs for the case described in the introduction under appropriate boundary conditions, the apparatus [6] shown in Figure 2 was used. The experimental setup with the sample pads is inserted into a cryostat, which is typically used for low temperature experiments, see Figure 2 left, but it is also suitable for the tests of this study. As described in the introduction, the cask with the wooden filled limiters is designed to withstand temperatures between -40 °C and approx. 90 °C. Therefore, tests are carried out at temperatures of -40 °C, 20 °C and 90 °C under adiabatic conditions. -40 °C is produced by cold nitrogen gas flowing through a heat exchanger attached to the plunger and the load frame of the tribometer, whereas 90 °C was performed by heating the pads and the machine parts surroundings electrically. No precautions were taken for 20 °C, as this corresponds to the room temperature in the laboratory. The test apparatus can be used for normal forces up to 150 kN, whereas in the present case the experiments are carried out at approx. 5 kN. Ambient atmospheric pressure was present in the laboratory as well as in the test apparatus. Figure 2 right shows a section through the tribometer unit, which, in the case of cryogenic tests, is completely immersed into the refrigerant. The reciprocating movement is generated by a linear drive on the top flange of the cryostat. It is transferred to the inner samples by means of a thin-walled stroke transmission. The inner samples are mounted to the reciprocating plunger. Contrary to the principal drawing of Figure 2, for the tests of this study the inner samples have the shape of rectangular plates as shown in Figure 3. The circular counter bodies are held in position by a fork-shaped structure on which strain gauges are applied for individual measurement of the frictional forces. The load is applied via a roller-wedge system. When the wedges are pulled towards each other, the rollers move in the direction of increasing thickness of the wedges. This moves a thrust plate in the direction of the counter bodies, and the load frame, which encloses the entire assembly, is moved in the opposite direction. Thus, both specimens are loaded symmetrically and the resulting horizontal forces on the loading and driving systems are minimized. During the tests, the total friction force is measured by a load cell load on the top flange, displacement, normal force, and individual frictional forces are measured by strain gauges attached to the fork arms and load frame. The signal of the load with an accuracy of 0.1 % is used for the calculation of the mean friction coefficient of both samples. Since both samples are not Aus Wissenschaft und Forschung 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0007 jor part of the kinetic energy due to severe impacts. In Germany, spruce wood is widely used as an energy absorber for impact limiters. Upon impact, inertia forces cause compression of wood and lateral evasion of wood layers [1], which often results in corresponding friction. Although numerous data of tribological properties of material combinations under different boundary conditions are available in the literature, only little information can be found for wood as one of the mating materials. Therefore, in the present study, the tribological properties between the wood layers and at the interface between the wood and the steel of the encapsulated shell are to be investigated (see Figure 1 right). In contrast to homogenous materials such as steel, wood, due to its organic composition, has particular influencing parameters such as orthotropy, wood fiber composition and wood moisture, which may have a major impact on the friction coefficient [2], [3], [4]. Shock absorbers are usually airsealed in a sheet metal encapsulated casing with planed spruce wood and a wood moisture content of approx. 15 %. Due to orthotropy, the individual wood layers are orthogonally piled to each other, to avoid a fiber-related preferred direction. While the previously mentioned parameters such as fiber direction and wood moisture are kept constant in average, the temperature, on the other hand, may cause large differences due to the range of application and the heat generation due to the radioactive contents. In order to perform adequate numerical simulations of an accident scenario, the contact between the wood layers and the steel must be modeled accordingly. While some tabulated values for room temperature are available in the relevant literature [5], the temperature effect has not been sufficiently investigated. Therefore, in the present paper, the influence of temperature is studied for cross-stacked wood with a wood moisture content of about 15 %. The experimental investigations will focus on the corresponding temperature boundary conditions and the material pairing wood - wood and wood - steel. Figure 1: Schematic diagram of a transport cask with impact limiters including view of the internal structure of an impact limiter with compartments containing layered wood completely decoupled and the deformation of the forkshaped structure is small, the accuracy of the individual force measurements is limited. Nevertheless, these data can provide an indication of different friction characteristics of the specimens. Furthermore, in friction tests the data scatter usually is much higher than the error of the force measurement. Thus, the accuracy of this method should be sufficient. 2.2. Materials The spruce wood analyzed and tested in this study is a commercial wood beam with grade S13 according to [7]. Care needs to be taken to ensure that the samples are homogeneous and free of marks. As a finishing treatment, the sawed rough wood samples are planed to a thickness of 3.5 mm. The final dimensions after treatment can be taken from Figure 3. The commercial wood beams have a density of 380-450 kg/ m 3 and a measured wood moisture content of 6.4-7.8 %. For the wood-steel experiments, the sample pads of the counter bodies are made of wood and the rectangular plates in the plunger are made of classical S235 steel with a surface roughness Ra = 0.35 µm. 2.3. Test Parameters and Realization For all tests, certain parameters were kept constant, while the temperature was varied in three steps (see Table 1). As initial normal force, a value close to the compressive limit of the wood perpendicular to the fiber direction (~ 6 MPa) was chosen, in order to simulate the substantial normal forces during impact limiter compression. Before starting each measurement, all force signals were set to zero. Subsequently, the load was applied, and the movement was started. Although the normal force decreased due to the compression of the wood, it was decided not to readjust it during the test. In the employed test apparatus, readjustment is only possible manually, which would be a potential source of error. Therefore, the focus was put on similar initial conditions for all tests and decreasing load was tolerated. 6 combinations of wood-wood and wood-steel and temperatures of -40 °C, 20 °C and 90 °C were tested. Three cyclic replicates were typically performed for each sam- Aus Wissenschaft und Forschung 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0007 Figure 3: Dimensions of circular and rectangular samples with for the counter bodies Figure 2: BAM cryo-tribometer for high loads Specification Initial Normal force Sliding speed Displacement Temperature Cycles per test Table 1: Test parameters Value 5 kN 0.1 mm/ s 1.8 mm -40°C, 20°C, 90°C 3 10 times with new samples for a statistical evaluation. Since the steel does not undergo any change, in the wood-steel tests, only the wood samples were changed. The test apparatus shows a sight force dependence of the cycle length. In order to compare the curves of the 10 repeats, the individual cycle durations were related to one reference cycle. In consequence, the time scale would be slightly different for each curve. Therefore, it was decided to use the cycle number for the scale of the x-axis. The duration of one cycle is about 50 s. Figure 4 shows the development of the normal and friction forces for all 10 tests of the wood-wood combinations at 90 °C and the resulting mean value (blue line). In diagram a) it can be clearly seen that the normal force decreases over the three cycles due to the compression of the material. In consequence, also the friction force decreases (b), but its development is very similar for the 10 individual tests. Only the first half cycles show larger differences in single cases, but in general Figure 4 indi- Aus Wissenschaft und Forschung 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0007 ple. For randomly selected test examples, up to six cycles were performed, although these did not provide any additional behavior or information. As mentioned above, the wood layers are always piled orthogonally to each other. Therefore, all samples of wood-wood combinations were mounted with orthogonal wood fiber direction. In the case of the wood-steel combination, only sliding transverse to the wood fiber direction was studied. 3 Results and Discussion In the following, the results from all tests are presented by means of different figures. Due to the reciprocating motion, the quotient of friction force and load has negative values during backward motion. To avoid negative values for the friction coefficient, F R / F N is used instead of µ for the axis labels in these cases. Each of the 6 combinations of material and temperature were repeated a) b) Figure 4: Development of load (a) and friction force (b) for the first three cycles of self-mated wood couples at 90 °C a) b) Figure 5: Friction loops for randomly selected tests of wood-wood (a) and wood-steel couples (b) at different temperatures cates a good reproducibility of the frictional behavior of this material combination. The development of the friction over the displacement is shown in Figure 5 for all three temperatures. Despite the decreasing normal force, in most cases the ratio of friction to normal force is constant. Diagram a) shows the behavior of the wood-wood couples and it reveals that the influence of the temperature for this combination is much lower than for the wood-steel couples (b). With a value of approx. 0.2, the lowest friction coefficient is observed at 90 °C in both cases. For the wood-steel couples the maximum coefficient of friction occurs at -40 °C with a value close to 0.6. For the self-mated wood couples, friction shows only a very small increase at room temperature and at -40 °C it doesn’t rise above 0.4. Remarkably, the sliding state is very stable, and no static friction peak is observed neither for the wood-wood nor for the wood-steel couples. Only small stick-slip behavior is observed at 20 °C and 90 °C for both combinations. At 20 °C and -40 °C the friction loops of the woodsteel couples show differences between the individual cycles, which is a hint for a load dependence of the friction coefficient. The reasons for this and the small fluctuations cannot be identified by these tests and were not in the scope of the investigations. Figure 6 shows the ratio of friction to normal force of wood-wood couples at -40 °C (a) and 90 °C (b) for all 10 repetitions and the respective mean values over three cycles. Like Figure 4, also Figure 6 demonstrates that it is not possible to reproduce the friction coefficient exactly, but for an inhomogeneous material such as wood the reproducibility is sufficient. Statistical analyses of these test series are shown in Figures 7 to 9. The values represent the six friction coefficients in the stable sliding state during the three friction cycles, three at the forward and three at the backward motion. Figure 7 shows the scatter of the friction coefficient at 20 °C for wood-wood (a) and for wood-steel (b). Each of the six data points represents the mean value Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0007 a) b) Figure 6: F R / F N -ratio for self-mated wood couples a) T = -40 °C; b) T = 90 °C a) b) Figure 7: Statistical evaluation of the friction coefficient; T = 20 °C; error bars: standard deviation for each data point; blue line and error bar: overall mean value and standard deviation; a) wood-wood; b) wood-steel cycle has a higher value, whereas all other ones are very similar . For wood-steel friction, a noticeable feature is seen for -40 °C by the increase in friction from half cycle to half cycle (Figure 9 a). The lowest friction occurs during the first half cycle and successively increases with the number of cycles, indicating an increasing friction coefficient with decreasing contact pressure. At 90 °C this combination shows a similar behavior as at 20 °C (Figure 7 b). The coefficient of friction fluctuates from half cycle to half cycle around the mean value and has a significantly lower standard deviation compared to the other temperatures. In summary, Table 2 shows the friction coefficients for the six combinations studied. As already explained for the figures, a dependence with temperature is observed Aus Wissenschaft und Forschung 10 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0007 and the standard deviation of 10 corresponding repeats. For the wood-wood interface it can be noted that the first half cycle has a slightly higher friction coefficient, whereas the other cycles show very similar values. The blue line and error bar represent the mean value over all six data points and the overall standard deviation. Compared to the wood-wood friction at 20 °C, a slightly higher friction coefficient is obtained for the wood-steel couples (see Figure 7 b). The friction coefficient is about 0.08 larger and the total standard deviation is comparable. Figure 8 shows the friction coefficient for wood-wood friction at temperatures of -40 °C (a) and 90 °C (b). As already indicated in Figure 5, the friction coefficient clearly shows a decrease with an increasing temperature. For -40 °C, a very constant friction coefficient is observed across all cycles. In comparison, at 90 °C the first half a) b) Figure 8: Statistical evaluation of the friction coefficient for wood-wood couples; error bars: standard deviation for each half cycle; blue line and error bar: overall mean value and standard deviation; a) -40 °C; b) 90 °C a) b) Figure 9: Statistical evaluation of the friction coefficient for wood-steel couples; error bars: standard deviation for each half cycle; blue line an error bar: overall mean value and standard deviation; a) -40 °C; b) 90 °C for both friction pairs. At the same time, the difference between the friction pairs can be presented. The woodsteel combination has a higher friction at -40 °C and 20 °C, whereas for 90 °C, an almost similar friction can be determined. The friction coefficients from Table 2 are depicted in Figure 10 for the respective mean values (solid lines) and the range of variations (dashed lines). For the investigated temperature range, a weakly nonlinear curve is obtained for both friction pairs. Comparing with the literature, it can be observed that for room temperature, i.e. approx. 20 °C, a similar or lower friction coefficient exists for the wood-wood and wood-steel combination, c.f. [8, 9]. In general, it can be noted that after each test, some of the wood samples have different surface structures. As examples, wood-wood couples after a test are shown in Figure 11. The couple of Figures 11 a) and b) shows no anomalies after the three cycles. Both specimens are smooth and only slightly compressed in the contact area. In contrast, the friction pair of c) and d) shows sawtoothlike grooves. In c) the grooves are clearly visible, whereas in d) they are only barely noticeable. A correlation between deviations in the graphs and the deformations (grooves or other plastic alterations) in the specimens could not be established. Also, no clear correlation could be found between the graphs where the first half cycle had a slightly higher increase and possible features in the samples, see for example Figure 4 b). 4 Summary For numerical simulations of impact limiters with layered wood, friction coefficients are needed to account for a contact formulation. These impact analyses must be investigated for different temperatures as boundary cases according to corresponding regulations. In a first study, the friction coefficients for self-mated, cross-layered wood and wood against steel were investigated for the application-relevant temperatures -40 °C, 20 °C, and 90 °C. For these studies, an initial compressive force close to the compressive limit of the wood was assumed, which would need to be additionally verified in future analyses. The results reveal a higher temperature sensitivity of the wood-steel combination compared to self-mated wood couples. Based on the results and the respective standard deviations, a weakly nonlinear behavior is observed. The results at room temperature are consistent with the literature, for other temperatures no reference data are available. In addition to the mean value, the curves also show a possible scatter range through the specification of the standard deviation, which must not be disregarded for limiting case considerations. The tests for these six combinations represent only one sliding speed and more detailed limiting case considerations need to include a wider range of sliding speeds. The effect has al- Aus Wissenschaft und Forschung 11 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0007 Combination / Temperature -40°C 20°C 90°C Wood-wood 0,30 ± 0,03 0,28 ± 0,03 0,24 ±0,02 Wood-steel 0,43 ± 0,05 0,36 ± 0,03 0,22 ±0,01 Table 2: Mean values for the friction coefficient including standard deviation Figure 10: Friction coefficients for wood-wood and wood-steel for the mean (solid line) and standard deviation (dashed lines) for different temperatures Figure 11: Wood samples with different effects: a) and b) friction couple with a smooth and inconspicuous surface; c) and d) friction couple with grooves occurring in c) 6 References [1] M. Neumann, Investigation of the Behavior of Shock-Absorbing Structural Parts of Transport Casks Holding Radioactive Substances in Terms of Design Testing and Risk Analysis, BAM-Dissertation Series - Volume 45, 2009. [2] W. M. McKenzie & H. Karpovich, The Frictional Behaviour of Wood, 2: 139-152, Wood Science and Technology, 1968. [3] W. Yin, Z. Liu, P. Tian, D. Tao, Y. Meng, Z. Han, Y. 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Maier, The Coefficient of Friction of Spruce Timber in View of the Efficiency of Timber-Connections Using Frictional Resistance, 27(8), 303-307, Karlsruhe: Holz als Roh- und Werkstoff , 08.1969. [9] N. Guan, B. Thunell & K. Lyth, On the Friction Between Steel and Some Common Swedish Wood Species, 41: 55- 60, Holz als Roh- und Werkstoff, 1983. Aus Wissenschaft und Forschung 12 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0007 ready been shown for other wood combinations [2, 8, 9] and must be further investigated in this context. Another important aspect for impact limiters is a possible influence of the contact pressure, which was investigated here only for the initial value which was shown to be decreasing during the tests. Again, the literature [5, 8, 9] shows that there is an effect on the friction coefficient and thus it must be considered for a limiting case analysis. Since the samples have residual moisture in all cases, it must be assumed that the samples contain or are covered by frozen water during the tests at -40 °C. Although no frozen surface water could be detected after the performed tests, it may be present at the microscopic level, which can lead to deviating friction coefficients depending on the residual moisture and could therefore be an additional point to investigate for a better understanding. 5 Acknowledgments We would like to thank Matthias Heidrich and Olaf Berndes for conducting the test series. We would also like to thank Detlef Rätsch for the consistent quality in the production of the wood samples. And last but not least, we would like to thank Frank Wille as head of division for the safety of transport containers for the support and freedom for the preparation of this paper. Aus Wissenschaft und Forschung 13 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0008 Untersuchungen zur wirtschaftlichen Nutzung von Niedertemperatur-Nitrierprozessen durch Übertragung auf Behandlungen im industriellen Maßstab [POSEIDON (II)] Tristan Brückner, Hanno Paschke, Peter Kaestner, Isabel Hahn, Sabine Siebert, Sebastian Weber* Eingereicht: 5.9.2022 Nach Begutachtung angenommen: 6.4.2023 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 63. Tribologie-Fachtagung 2022 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Dichtungsfreie Wälzlager für den Einsatz unter mediengeschmierten Bedingungen sind hohen tribokorrosiven Beanspruchungen ausgesetzt. Ein Behandlungsansatz für diesen Anwendungsfall sind Niedertemperatur-Plasmanitrierprozesse zur Steigerung der Oberflächenhärte korrosionsbeständiger Stähle. Beim Hochskalieren der entwickelten Niedertemperatur-Plasmanitrierprozesse auf industrielle Batchprozesse ist es erforderlich, dass die geforderte Randzonenbehandlung unabhängig von der örtlichen Platzierung des jeweiligen Lagerrings im Rezipienten erreicht wird. Unter Berücksichtigung relevanter Faktoren wie Temperaturverteilung und Bauteilchargierung wurde ein Hochskalieren auf industrielle Batchprozesse am Beispiel von Lagerringen mit dem Ziel eines homogenen Behandlungsergebnisses analysiert. Auf diese Weise wurden Rückschlüsse über die Randzoneneigenschaften in Abhängigkeit von Temperatur, Chargenaufbau und Chargierposition gezogen, um die Homogenität des Behandlungsergebnisses zu verifizieren. Schlüsselwörter Niedertemperatur-Plasmanitrieren, Expanded Austenite, Expanded Martensite, Tribokorrosion, Industriechargierung, Prozessübertragung, Prozessoptimierung Transfer of economical low temperature nitriding processes to industrial scale treatments Sealless rolling bearings for use under media lubricated conditions are exposed to high tribocorrosive loads. To achieve the necessary wear resistance while keeping up the corrosion properties of the corrosion resistant steels low-temperature-plasma-diffusiontreatments were conducted. When scaling-up the developed low-temperature-plasma-nitriding-processes to industrial dimensions, it is necessary to reach the required surface conditions independently of the parts placement within the batch. Upscaling to industrial batch processes was analyzed by using the example of rolling bearings. To achieve a homogeneous treatment result, relevant factors like temperature distribution and component placement were taken into account. This allows to draw conclusions about the surface layer properties in dependence of temperature, batch arrangement and position within the batch to verify the treatment results homogeneity. Keywords low temperature plasma nitriding, expanded austenite, expanded martensite, tribocorrosion, batch treatment, process transfer, process optimization Kurzfassung Abstract * M. Sc. Tristan Brückner a (federführender Autor) Dipl.-Ing. Hanno Paschke a Dipl.-Ing. Peter Kaestner b M. Sc. Isabel Hahn c Dr.-Ing. Sabine Siebert c Prof. Dr. Sebastian Weber c a Fraunhofer-Institut für Schicht- und Oberflächentechnik am Standort Dortmund, 44145 Dortmund b Institut für Oberflächentechnik der TU Braunschweig 38108 Braunschweig c Lehrstuhl Werkstofftechnik der Ruhr-Universität Bochum 44780 Bochum mit steigender Temperatur auch größere Diffusionstiefen erreicht werden [3]. Im Falle komplexer werdender Bauteilgeometrien spielen Kanteneffekte eine Rolle, die durch partielle, geometriebedingte Vergrößerung der Oberflächenbereiche und Erhöhung der Stromdichte auftreten und unterschiedliche Randzonendicken verursachen können [4]. Aus diesen Herausforderungen ergeben sich Fragestellungen, die Gegenstand der dargestellten Untersuchungen sind. Dazu zählt, welchen Einfluss die Intensität des Plasmas auf die Temperaturverteilung bzw. damit auf das Behandlungsergebnis hat. Darüber hinaus, inwieweit ein Unterschied der für die Außenringe nötigen Innenbehandlung bzw. der für die Innenringe nötigen Außenbehandlung besteht, z.B. in Bezug auf Unterschiede in der Gasverteilung oder Temperatur und inwieweit ein Unterschied bei der Betrachtung der konkreten Lage innerhalb der aufgebauten Türme festgestellt werden kann. Neben diesen globalen Betrachtungen spielt die Lagerringgeometrie bei der Ausbildung der Randzonendicke in Abhängigkeit von der Laufflächenposition eine große Rolle. Ziel der Untersuchungen ist es, die Temperaturabweichung innerhalb der Charge so gering zu halten, dass ein homogenes Behandlungsergebnis erreicht wird und gleichzeitig in Bezug auf die Beglimmung und das Gasangebot eine homogene Behandlung zu ermöglichen. Versuchsdurchführung Die Versuche fanden an Lagerringen (Innen- und Außenringe) aus Cronidur 30 statt. Zur Behandlung wurde eine Anlage der Firma Rübig mit einem nutzbaren Durchmesser von 100 cm und einer Höhe von 150 cm bei einem maximalen Chargiergewicht von 1500 kg genutzt. Die Regelung der Bauteiltemperatur ist an dieser Anlage über eine 3-Zonen-Wandheizung möglich. Die Gaszufuhr erfolgte über eine Gaslanze in der Mitte der Behandlungskammer. Für die Versuche wurde ein 3 Ebenen Gestell verwendet, bei dem auf der untersten Ebene eine industrienahe Bauteilaufstellung in Gestalt von Turmaufbauten realisiert wurde (vgl. Bild 1). Der Aufbau der einzelnen Türme unterscheidet sich dabei in Abhängigkeit von der zu behandelnden Fläche in Außenringtürme (AR) und Innenringtürme (IR). Für die Innenringe war durch die außen liegende Lauffläche der Bauteile eine Außenbehandlung (also eine Beglimmung der Außenflächen) nötig. Dafür wurden diese zu einer Einheit von jeweils 20 Stück auf eine zylindrische Halterung aufgesteckt. Eine Turmeinheit an Außenringen bestand ebenfalls aus 20 Stück, diese wurden durch drei sogenannte Gasfenster pro Turm in vier Fraktionen zu je fünf Lagerringen aufgeteilt. Dadurch sollte die für die in diesem Fall, durch die innenliegende Lauffläche erforderliche Innenbehandlung (also Beglimmung der innen- Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0008 Einleitung Konventionelle Wälzlagerstähle mit hoher Festigkeit und Verschleißbeständigkeit aber geringer Korrosionsbeständigkeit können nur unter Einsatz korrosionsschützender Schmierstoffe eingesetzt werden. Eine Trennung von der korrosiven Umgebung durch beispielsweise eine hermetische Kapselung ist jedoch mit hohen Reibungs- und damit Effizienzverlusten verbunden. Der Einsatz mediengeschmierter Lager kann daher einen Beitrag zur Energieeffizienz bei gleichzeitiger Vermeidung von Umweltbelastungen durch Schmierstoffe bieten [1]. Zu beachten sind in diesem Fall jedoch die besonderen Bedingungen des tribologischen Systems. Neben der mechanischen Beanspruchung der Wälzlager spielt insbesondere das korrosive Umgebungsmedium eine große Rolle. Dies führt zu hohen tribokorrosiven Beanspruchungen dichtungsfreie Wälzlager unter mediengeschmierten Einsatzbedingungen. Eine Möglichkeit korrosionsbeständige Stähle unter diesen Bedingungen einsetzen zu können, ist die Optimierung mittels Randschichtbehandlung durch einen Plasmadiffusionsprozess. Durch dieses Verfahren wird eine harte, auf interstitiell gelösten Atomen basierende, stickstoffreiche Randzone gebildet, wobei durch die niedrige Behandlungstemperatur (< 400 °C) Chromnitridausscheidungen verhindert werden, die durch das Abbinden des Chroms die Korrosionsbeständigkeit herabsetzen könnten. Um bei der Randschichtbehandlung wirtschaftlich vorgehen zu können, ist die Behandlung größerer Stückzahlen und der Prozesstransfer vom (im Projekt entwickelten) Versuchsin einen Industriemaßstab nötig. Dies bringt Herausforderungen mit sich, die mit Rücksicht auf die zu behandelnden Geometrien, die Prozessparameter und den Aufbau im Einzelnen, aber auch bezüglich Wechselwirkungen dieser Faktoren untereinander zu beachten sind. Folglich steigt die Komplexität der Prozessauslegung. Ein besonderer Fokus der Skalierungsarbeiten liegt auf der Homogenisierung und Einhaltung der Behandlungstemperatur. Im Falle der Überschreitung gewisser Grenztemperaturen können Chromnitridausscheidungen auftreten, welche sich negativ auf die Korrosionsbeständigkeit auswirken [2]. Im Falle einer Behandlung im Versuchsmaßstab lässt sich die Temperatur an einer einzelnen Probe relativ homogen einstellen. Bei einer Batchbehandlung können hingegen die (ggf. unterschiedlichen) Bauteilgeometrien, die Positionierung und Chargierung der Bauteile und dadurch der Wärmeeintrag durch das Plasma bzw. die Wandheizungen in Wechselwirkung untereinander einen Einfluss auf eine inhomogene Temperaturverteilung innerhalb der Charge haben, die es zu minimieren gilt. Ein wesentlicher Punkt ist die Forderung nach einer homogen ausgebildeten Randzone. Auch hier spielt eine homogene Temperaturverteilung mitunter eine Rolle, da liegenden Lauffläche), nötige Gaszufuhr gewährleistet werden. Stabilisiert wurden die Außenringtürme durch Ummantelungen aus Rohrabschnitten, welche gleichzeitig auch den Querschnitt des Aufbaus und damit die potentielle Fähigkeit zur Wärmeableitung erhöhten. Insgesamt wurden innerhalb der industrienahen Chargierung je zwei Außen- und Innenringtürme (gekennzeichnet mit AR1, AR2, IR1 und IR2) für Messungen der Temperatur und Auswertung des Behandlungsergebnisses vorgesehen und entsprechend mit Thermoelementhalterungen bzw. Lagerringen für die Randzonenuntersuchung präpariert. Eine Definition der einzelnen Messpunkte ist Bild 2 zu entnehmen. Zur Temperaturüberwachung standen anlagenseitig vier Thermoelemente zur Verfügung, die an unterschiedlichen Messpunkten angebracht werden konnten. Um ein entsprechend aussagekräftiges Messfeld mit den in Bild 2 definierten Temperaturmesspunkten abdecken zu können, wurden für jede Prozessvariante vier identische Prozesse durchgeführt, bei denen jeweils zwei Thermoelemente an den gleichen Stellen verblieben (AR2-T-o und AR2-T-u) und somit als Referenz dienten. Je zwei Thermoelemente wurden in den unterschiedlichen Prozessen an jeweils unterschiedlichen Messpunkten platziert, sodass für jede Prozessvariante eine maximale mögliche Abdeckung von zehn unterschiedlichen Temperaturmesspunkten vorlag. Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0008 Bild 1: a) Aufbau am Beispiel der Chargiervariante V3 mit Innenringturm (1), Außenringturm (2) und Hilfskathode (3) b) schematische Querschnittsansicht eines Außenringturmteils mit TE-Halterung (4), Außenring (5), Gasfenster (6), Außenring für Randzonenuntersuchung (7) und Ummantelung (8) c) Querschnittsansicht eines Innenringturmteils mit Innenring (9), Innenring für Randzonenuntersuchung (10), TE-Halterung (11) und Füllzylinder (12) Bild 2: Schematische Übersicht der Lagerringtürme mit Definition der Messpunkte für Temperatur (grüne Punkte) und Randzone (blassrote Füllung): a) Innenringturm IR1, b) Innenringturm IR2, c) Außenringturm AR1, d) Außenringturm AR2 Zur Auswertung der Behandlungsergebnisse wurden an den in Bild 2 gezeigten Lagerringen Querschliffe angefertigt. Entlang der behandelten Fläche wurden sieben Messpunkte definiert, davon fünf Messpunkte innerhalb der Lauffläche (MP1 MP5) sowie jeweils ein Messpunkt im Bereich vor bzw. hinter der Lauffläche (MP6 + MP7) (vgl. Bild 8 b)). An jedem der Messpunkte wurden fünf Einzelmessungen der Randzonendicke vorgenommen. Die Randzonendicke sollte als Vergleichsmaß genutzt werden, um Rückschlüsse auf einzelne (Parameter-)Effekte ziehen zu können. Neben der optischen Auswertung der Randzone wurden an den Lagerringen der Varianten V1-P1 und V1-P2 zusätzlich Messungen zur Bestimmung der Nitrierhärtetiefe durchgeführt. Diese fanden mittels Mikrohärtemessung bei einer Prüfkraft von 50 mN an der Stelle des Messpunkts MP2 statt. Ergebnisse Die Auswertungen der Chargenverläufe für die einzelnen Prozessvarianten zeigen vor allem in Bezug auf die Wandheizungstemperatur und die Plasmaleistung relevante Auffälligkeiten. Die dem Aufbau zugeordneten Wandheizungen bzw. deren Temperaturen liegen bei den Prozessen der Variante V1-P1 am niedrigsten. Des weiteren liegt die Plasmaleistung in dieser Prozessvariante mit ca. 8,3 kW signifikant höher als in allen anderen Prozessvarianten (max. 5,1 kW). In den Bildern 4 bis 7 sind die ermittelten Temperaturen nach Erreichen eines stationären Zustands an den verschiedenen Messstellen sowie die Mittelwerte der Randzonendicke unter Berücksichtigung aller Messpunkte (MP1 - MP7) an dem jeweiligen dargestellten Lagerring für die jeweilige Prozessvariante aufgeführt. Auffälliges Merkmal ist die ermittelte Temperaturspannbreite ∆T innerhalb der Prozessvarianten. Mit 19 °C liegt Aus Wissenschaft und Forschung 16 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0008 Bild 3: Schematische Übersicht der Aufbauvarianten V1 bis V3 in der Draufsicht Insgesamt wurden vier Prozessvarianten mit unterschiedlichen Behandlungsbzw. Aufbaubedingungen untersucht. Basierend auf der im Folgenden beschriebenen Definition die Prozessvarianten V1-P1, V1-P2, V2-P2 und V3-P2. Die beschriebenen Messtürme wurden, wie in Bild 3 zu sehen, in verschiedene Aufbauvarianten (V1, V2 und V3) integriert. In Variante V1 wurden die Innenringtürme im Kammerinneren chargiert und die Außenringtürme im Kammeräußeren, in Variante V2 fand ein alternierender Aufbau von Innen- und Außenringtürmen statt und in Variante V3 wurden die Außenringtürme im Kammerinneren und die Innenringtürme im Kammeräußeren chargiert. In den Aufbauvarianten V2 und V3 fand zusätzlich standardmäßig eine wie in Bild 1 a) zu erkennende Hilfskathode Anwendung. Zur Überprüfung der Wirkung dieser Zusatzkathode auf die Temperaturverteilung wurde für die Prozessvarianten V2-P2 und V3-P2 jeweils ein zusätzlicher Prozess ohne Zusatzkathode durchgeführt. Für die Prozessvariante V1-P2 (standardmäßig ohne Zusatzkathode) wurde indes ein Zusatzprozess mit Zusatzkathode durchgeführt. Daneben wurden zwei Parametervarianten (P1 und P2) definiert, wobei die Parametervariante P1 den Referenzprozessparametern entspricht, mit denen im Projektverlauf bereits weitere Prozesse untersucht wurden. Einziger Unterschied der Parametervarianten war das jeweilige Prozessgasgemisch. In P1 lag das H 2 : N 2 -Verhältnis bei 20: 80 und in P2 bei 80: 20. Die Zieltemperatur der Charge betrug in allen Fällen 360 °C, die Behandlungszeit des Niedertemperaturnitrierschritts acht Stunden. Wie Bild 3 zu entnehmen ist, wurde die Anordnung von Temperatur- und Randzonendickenmesspunkten in Bezug auf die einzelnen Türme nicht verändert. Eine Änderung fand lediglich durch die Aufstellung der jeweiligen Türme an unterschiedlichen Turmpositionen (1- 4 entsprechend dem Chargierbodenradius) statt. diese für V1-P1 am höchsten. Es folgen die Prozessvarianten V1-P2 und V2-P2 mit jeweils ∆T = 10 °C und V3-P2 mit ∆T = 9 °C. ZurAuswertung der Randzonendicke ist anzumerken, dass an den Querschliffen der Behandlungsvariante V1-P1 aufgrund von Inhomogenitäten nur teilweise Messungen an den vorgesehenen Messpunkten durchgeführt werden konnten (Randzonendickenwerte aus Bild 4). Herausstechend in der Randzonendickenauswertung waren die Proben V1-P1 IR1-R-o und V3-P2 IR1-R-u. An beiden Proben konnte über den gesamten Querschliff keine Diffusionszone nachgewiesen werden. Weitere markante Messwerte liefern die Proben V1-P1 IR1-R-u, hier wurde mit 4,77 µm die durchschnittlich niedrigste Randzone gemessen, sowie die Probe V1-P2 AR2-R-o mit der durchschnittlich höchsten Randzone von 6,76 µm, sodass sich hier ein durchschnittliches Dickenintervall von 1,99 µm ergibt. Aus Wissenschaft und Forschung 17 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0008 Bild 4: Temperaturen und mittlere Randzonendicke an verschiedenen Messpunkten der Variante V1-P1 Bild 5: Temperaturen und mittlere Randzonendicke an verschiedenen Messpunkten der Variante V1-P2; Messungen des Zusatzprozesses mit Hilfskathode sind mit ‚*‘ gekennzeichnet Bild 6: Temperaturen und mittlere Randzonendicke an verschiedenen Messpunkten der Variante V2-P2; Messungen des Zusatzprozesses ohne Hilfskathode sind mit ‚*‘ gekennzeichnet bzw. Endpunkt der Lauffläche die höchste Dicke auf. Die geringste Dicke wird mit 5,49 µm an MP3 im mittleren Bereich der Lauffläche erreicht. Die durchschnittliche Randzonendicke außerhalb der Lauffläche liegt auf Aus Wissenschaft und Forschung 18 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0008 Bild 8a) zeigt die durchschnittliche Randzonendicke entlang der Lauffläche auf Basis von 47 ausgewerteten Lagerringquerschliffen. Mit einer Randzonendicke von 5,66 µm (MP1) bzw. 5,69 µm (MP5) weisen Anfangs- Bild 7: Temperaturen und mittlere Randzonendicke an verschiedenen Messpunkten der Variante V3-P2; Messungen des Zusatzprozesses ohne Hilfskathode sind mit ‚*‘ gekennzeichnet Bild 9: Mittelwerte der Randzonenhärte in Abhängigkeit des Abstands zur Oberfläche a) Mittelwerte der Innenringe aus V1-P1 b) Mittelwerte der Außenringe aus V1-P1 c) Mittelwerte der Innenringe aus V1-P2 d) Mittelwerte der Außenringe aus V1-P2 Bild 8: a) Durchschnittliche Randzonendicke entlang der Lauffläche (rot gestrichelt: Mittelwert aus Referenzmesspunkten MP6 und MP7) b) eingebetteter Lagerringabschnitt im Querschliff mit Messpunkten c) Aufnahme der Randzone im Querschliff am Beispiel eines Lagerrings der Prozessvariante V1-P1 (AR2-R-mo MP2) Basis dieser Lagerringe bei 5,60 µm (MP6) bzw. 5,65 µm (MP7). In Bild 9 ist der Härteverlauf in Bezug auf den Abstand zur Probenoberfläche zu sehen. Die vier dargestellten Kurven zeigen jeweils den Mittelwert der Härte aller entsprechenden Lagerringe an dem jeweiligen Messpunkt. Zu erkennen ist in allen Fällen im Mittel eine Härtesteigerung im Randbereich. Allerdings ist die Streuung der Härtewerte im randnahen Bereich deutlich ausgeprägter als weiter unterhalb der Oberfläche. Diskussion Durch Zusammenfassen der in den Bildern 4 bis 7 aufgeführten Werte der Randzonendicke ergeben sich einige Tendenzen, deren Plausibilität im Folgenden genauer betrachtet werden soll. Unterscheidung zwischen Außen- und Innenringen Hier ergibt sich im Durchschnitt aller Messwerte für die Außenringe mit 5,69 µm eine geringfügig dickere Randzone als für die Innenringe mit 5,51 µm. Eine Möglichkeit hierfür könnte ein intensiveres Plasma bei der Innenbehandlung sein. Unterstützt wird diese Theorie dadurch, dass die Differenz zwischen Randzonendicke der Außenringe und Innenringe mit 0,49 µm in der Prozessvariante V1-P1, also bei der höchsten Plasmaleistung, am größten ist. In den Prozessvarianten V1-P2 und V2-P2 war die Randzonendicke für Außen- und Innenringe im Durchschnitt dagegen nahezu identisch. Jedoch lag die durchschnittliche Randzonendicke auch in V3-P2 für die Außenringe höher als für die Innenringe, sodass hier auch auf wirkende Effekte der Turmanordnung (ineffiziente Aufteilung der thermischen Masse, Abstände der einzelnen Turmaufbauten etc.) geschlossen werden könnte und eine unterschiedliche Randzonendicke nicht allein auf die Bauteilgeometrie zurückgeführt werden muss. Turmhöhe Auch für diesen Fall ist im Durchschnitt eine Tendenz zu erkennen. Werden die Durchschnittswerte aus allen Prozessvarianten der Innenringtürme in Bezug auf die obere, mittlere und untere Position betrachtet, liegt die durchschnittliche Randzonendicke an der oberen Position mit 5,62 µm am höchsten und sinkt über 5,54 µm an der mittleren Position auf 5,37 µm an der unteren Position. Eine ähnliche Tendenz ist auch für die Außenringtürme feststellbar, sofern der Messpunkt ‚R-mo‘ in un- Aus Wissenschaft und Forschung 19 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0008 Spezialschmierstoffe von Lubrilog Vom Kleinstgetriebe bis hin zu Drehrohröfen: Seit mehr als 25 Jahren hat sich Lubrilog in der Entwicklung und Produktion von Hochleistungsschmierstoffen spezialisiert. 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Viel deutlicher ist die Temperaturverteilung bei Betrachtung der Turmpositionen. So weisen die Temperaturmessungen an Messpunkten in Kammerwandnähe niedrigere Temperaturen als im Kammerzentrum auf. Besonders deutlich ist dies an der Auswertung der Prozessvariante V1-P1 zu erkennen. Eine Erklärung für diese Temperaturverteilung lässt sich anhand eines Vergleichs der Prozessvarianten V1-P1 und V1-P2 ableiten. Hier wird auch der Einfluss der Parameterauswahl auf die sich einstellenden Plasmabedingungen und Wärmeeintrag durch das Plasma bzw. die Wandheizungen deutlich und dadurch in der Folge der Einfluss auf die Chargentemperatur bzw. die Temperaturverteilung innerhalb der Kammer erklärbar. Im Falle von Variante V1-P1 mit höherem Stickstoffanteil in der Gaszusammensetzung ist die sich ergebene Plasmaleistung mit ca. 8,3 kW nahezu doppelt so hoch wie in der Prozessvariante V1-P2, in der die Plasmaleistung bei ca. 4,6 kW lag. In beiden Fällen lag die Temperaturreferenzmessung bei 360 °C, da der höhere Wärmeeintrag durch das Plasma über die geregelte Wandheizungstemperaturabgeführt wird. Im Fall der Prozessvariante V1-P1 wurde die Wandtemperatur auf 270 °C um ca. 30 °C niedriger als in der Prozessvariante V1-P2 geregelt. Folglich liegt hier eine größere Temperaturdifferenz zwischen Kammerwand und Chargensolltemperatur vor, welches den deutlichen Temperaturgradienten von niedriger Chargentemperatur in Kammerwandnähe zu höherer Temperatur im Kammerinnenbereich erklärt. Eine Optimierung der Behandlungsparameter und dem daraus resultierenden geringeren Wärmeeintrag durch das Plasma sorgt also für eine Verringerung der Temperaturdifferenz zwischen Kammerwand und Charge. Ein Zusammenhang zwischen der schlechteren Auswertbarkeit der Randzonen aus Variante V1-P1 und dem gemessenen hohen Temperaturintervall kann indes nicht ausgeschlossen werden. Als ein weiteres Mittel zur Angleichung der Behandlungstemperatur in Kammerwandnähe hat sich die Nutzung einer Zusatzkathode zwischen Kammerwand und Lagerringtürmen erwiesen. Die zusätzliche beglimmte Kathodenfläche kann hier als eine weitere Wärmequelle für den kühleren Außenbereich fungieren. Aus Wissenschaft und Forschung 20 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0008 mittelbarer Nähe zum Gasfenster zunächst ausgeklammert wird. In dem Fall sinkt die Randzonendicke von durchschnittlich 5,77 µm am oberen Messpunkt über 5,61 µm am mittleren Messpunkt ‚R-mu‘ auf 5,51 µm am unteren Messpunkt. Eine mögliche Ursache ist die nach unten zunehmende effektiv beglimmte Oberfläche, da im oberen Bereich lediglich die Fläche der Außenringe wirkt, im mittleren Bereich zusätzlich auch die Fläche der Innenringe und in Bodennähe auch die Fläche der Chargierplatte mit einbezogen werden muss. Somit könnte eine größere wirksame Fläche durch einen höheren Verbrauch an Gas zu einer niedrigeren Randzonendicke pro Flächeneinheit führen. Gleichzeitig ist an dieser Stelle aber auch von einer höheren Plasmaintensität auszugehen. Unterstützt wird dieser Ansatz durch den durchschnittlichen Wert der Randzonendicke an den Messpunkten ‚R mo‘, der mit 5,86 µm höher liegt als an den Vergleichsmesspunkten von ‚R-mu‘, was auch hier auf die Gaszuführung bzw. Plasmabedingungen zurückgeführt werden kann. Die diskutierten Effekte können auch eine Erklärung dafür liefern, dass in der Prozessvariante V3-P2 an der Stelle IR1-R-u keine Randzone feststellbar ist. Laufflächengeometrie In Bezug auf die Geometrie konnte ebenfalls eine Tendenz in der Randzonendicke festgestellt werden. Die höhere Randzonendicke an Beginn bzw. Ende der Lauffläche, also im Einflussbereich eines konvexen Glimmsaums, gegenüber einer niedrigeren Randzonendicke im konkav geprägten mittleren Teil der Lauffläche steht in guter Übereinstimmung mit dem bereits beschriebenen Kanteneffekt. Festzuhalten ist jedoch, dass das Intervall der Randzonendicke entlang der Lauffläche mit 0,20 µm deutlich geringer ist als die Intervalle bedingt durch die Lagerringposition. Temperatur Während bei der Betrachtung des Turmaufbaus und die Lagerringgeometrie die genannten Tendenzen festgestellt werden konnten, ließ sich eine Korrelation zwischen Temperatur und Randzonendicke nicht ausmachen. Die Zuordnung der ermittelten Temperaturwerte zu den am nächsten liegenden Randzonendickenmesspunkten bzw. deren Ergebnissen zeigte keinen tendenziellen Anstieg der Randzonendicke mit steigender Temperatur. Dies kann darauf zurückgeführt werden, dass das Temperaturintervall innerhalb der Charge durch den gewählten Aufbau bereits auf ein unterkritisches Maß gesenkt werden konnte und eine Überlagerung von Temperatureffekten mit ggf. dominierenden Geometrieeffekten keinen Einfluss der Temperatur erkennen lässt. Auch wenn in dem hier vorliegenden Temperaturfenster kein direkter Zusammenhang zwischen Bauteiltemperatur und Randzonendicke bemerkbar ist, lassen die Ergebnisse noch keine Schlüsse darüber zu, inwieweit z.B. die Fazit Durch die vielen wirkenden Faktoren ergeben sich vielfältige Überlagerungen, die es nicht zulassen, die beobachteten Effekte auf genau eine Ursache zurückzuführen. Die Charakteristik der ermittelten Diffusionszonen, die keinen scharfen Übergang zwischen Diffusionszone und Grundmaterial aufweisen, erschwert die Auswertung einzelner Proben. Durch die Bildung von Durchschnittswerten zeigen sich jedoch Tendenzen und Unsicherheiten können minimiert werden. Die Auswertung der erzielten Behandlungsresultate zeigt, dass sowohl kleinere Temperaturabweichungen innerhalb der Charge als auch die festgestellten Tendenzen in Bezug auf die Bauteilgeometrie und -positionierung das Behandlungsergebnis in den hier vorgestellten Prozessvarianten größtenteils nicht signifikant negativ beeinflusst haben. Hervorzuheben ist, dass die während dieser Arbeit erreichte globale Homogenität der Behandlungstemperaturen und Randzoneneigenschaften auf einer genauen Auslegung der Prozesse basiert. Eine industrielle Prozessführung benötigt also eine adäquate Auslegung unter Berücksichtigung der Bauteileigenschaften. Der kombinierte Wärmeeintrag durch das Plasma und die beheizte Kammerwand ist der bedeutende Faktor für die Temperaturhomogenität innerhalb der Charge. Als Handlungsempfehlung lässt sich ableiten, dass der Prozess möglichst so ausgelegt werden sollte, dass das Temperaturniveau der Wand möglichst der Chargensolltemperatur entsprechen sollte, um größere Temperaturgradienten zu verhindern. Danksagung Die gezeigten Ergebnisse wurden im Rahmen des vom BMWK geförderten Verbundprojektes „POSEIDON-II“ im Rahmen des 6. Energieforschungsprogramms erarbeitet. Literatur [1] Abschlussbericht zum BMWi-Projekt „POSEIDON“ im Rahmen des 5. Energieforschungsprogramms des BMWi mit dem Titel „Energieeffizienz durch Standzeiterhöhung von Lagern unter tribokorrosiven Betriebsbedingungen“: Projektlaufzeit: 01.08.2012 bis 31.12.2015. (2016). Schaeffler Technologies GmbH & Co. KG [u.a.]. https: / / doi.org/ 10.2314/ GBV: 871040050. [2] Y. Xi, D. Liu, D. Han, Improvement of corrosion and wear resistances of AISI 420 martensitic stainless steel using plasma nitriding at low temperature. Surface & Coatings Technology 202 (2008) 2577-2583 [3] F. Borgioli, A. Fossati, E. Galvanetto, T. Bacci, Glow-discharge nitriding of AISI 316L austenitic stainless steel: influence of treatment temperature. Surface & Coatings Technology 200 (2005) 2474- 2480 [4] G. Nayal, D.B. Lewis, M. Lembke, W.-D.Münz, J.E. Cockrem, Influence of sample geometry on the effect of pulse plasma nitriding of M2 steel. Surface and Coatings Technology 111 (1999) 148-157 Aus Wissenschaft und Forschung 21 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0008 stärkt auf schnelllaufende Antriebe [1, 2]. Die Maximierung der Leistungsdichte erhöht die Anforderungen an die Getriebethermik. In Stirnradgetrieben steigt die wärmeemittierende Verzahnungsverlustleistung P VZ überproportional mit der Umfangsgeschwindigkeit v t an (Bild 1) [3-5]. Perspektivisch ist es deshalb notwendig, die lastunabhängigen Verlustleistungsanteile P VZ0 mithilfe bedarfsgerechter Schmierung sowie die lastabhängigen Reibungsverluste P VZP durch tribologisch optimierte Gleitwälzpaarungen zu reduzieren. Die messtechnische Erfassung von Reibungskoeffizienten im Zahneingriff stellt eine vielfältige Problemstel- Aus Wissenschaft und Forschung 22 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0009 1 Einleitung Aktuelle Getriebeentwicklungstrends im Bereich der Automobiltechnik oder der zivilen Luftfahrt setzen ver- Kalorimetrische Messung der Verzahnungsverlustleistung im Bereich hoher Umfangsgeschwindigkeiten Jaacob Vorgerd, Peter Tenberge, Alexander Thomas, Nadja Aufderstroth* Eingereicht: 7.8.2022 Nach Begutachtung angenommen: 12.4.2023 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 63. Tribologie-Fachtagung 2022 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Verzahnungsschäden, wie bspw. Fressen, reagieren sensitiv auf die örtliche Dissipation von Reibungswärme während des Zahneingriffs. In der einschlägigen Literatur existiert eine Vielzahl empirisch-phänomenologischer Modellansätze, mit denen sich lokale oder auf den Eingriff gemittelte Zahnreibungszahlen berechnen lassen. Für den Modellabgleich werden zumeist experimentelle Daten aus dem stationären 2-Scheiben Analogieversuch herangezogen. Der Modelltransfer sowie die Berücksichtigung topographischer, rheologischer und geometrischer Effekte ist jedoch mit Unsicherheiten behaftet. Im Rahmen dieses Beitrags wird ein Messverfahren präsentiert, mit dem die Verlustleistungen schnelllaufender Stirnradgetriebe bis v t = 100 m/ s gemessen werden können. Als physikalisches Messprinzip dient die Kalorimetrie des zirkulierenden Schmiermittels. Die konstruktive Ausgestaltung des Messverfahrens in einem Zahnradverspannungsprüfstand reduziert das Messobjekt auf die Prüfgetriebeverzahnung. Analysen zur Messgüte zeigen, dass das Messverfahren über einen weiten Bereich von Betriebsbedingungen reproduzierbare Ergebnisse mit einer hohen Messauflösung liefert. Schlüsselwörter Zahnreibung, Verlustleistung, Stirnradgetriebe Calorimetric power loss measurement of cylindrical gears with pitch line velocities up to 100 m/ s Gear damage, e.g. scuffing, reacts sensitively to the local dissipation of frictional heat during a full gear mesh. Several empirical friction models have been established in relevant literature. These can be used to calculate the gear friction locally or averaged over a mesh. For calibration purpose, experimental data from twin disc machines with stationary contact conditions are mostly used. However, the assignment of the model as well as the consideration of topographical, rheological and geometrical effects is often subject to uncertainties. In this paper, a method is presented to measure the power losses of high-speed spur gears up to v t = 100 m/ s. The measurement principle uses the calorimetric properties of the circulating lubricant. The implementation of the measurement setup in a highspeed gear test rig reduces thermal interferences from sealings and bearings. Analysis regarding the measurement quality show that the measurement method delivers reproducible results with a high measurement resolution over a wide range of operating conditions. Keywords gear friction, power loss, cylindrical gears Kurzfassung Abstract * Jaacob Vorgerd, M. Sc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-0232-2479 Prof. Dr.-Ing. Peter Tenberge Nadja Aufderstroth, B. Sc. Alexander Thomas, B. Sc. Lehrstuhl für Industrie- und Fahrzeugantriebstechnik Ruhr-Universität Bochum Universitätsstr. 150, D-44801 Bochum lung dar. Bild 2 zeigt verschiedene Verfahren zur Messung von Reibungszahlen. Konventionelle Reibkrafttribometer ermitteln Reibungszahlen durch die reibkraftsensitive Verlagerung der Gestellaufhängung [6, 7]. Zahnreibungsmodelle sind schließlich die Transferleistung von Analogieversuchen im stationären Scheibenkontakt. Die Übertragung auf den instationären Zahneingriff gelingt jedoch häufig nur mit Korrekturfaktoren [6, 8]. Verlustleistungsmessungen des Zahneingriffs sind mit Stirnradverspannungsprüfständen möglich. Die Verlustmomente im Verspannkreis korrespondieren mit den integralen Zahnreibungszahlen. Herausfordernd bei diesem Verfahren ist die Kompensation von Leistungsverlusten der weiteren Maschinenelemente [4, 9, 10]. Als Alternative bietet sich das Arbeitsprinzip der Kalorimetrie an [11-15]. Die Verzahnungsverlustleistung infolge dissipierter Reibungswärme führt zu einer Temperaturzunahme des zirkulierenden Schmiermittels und einer messbaren Enthalpiedifferenz. Die konkrete Umsetzung des Messverfahrens setzt eine präzise Kenntnis der wirkenden Wärmeströme und eine beherrschbare Temperaturdynamik voraus [16-18]. Im Rahmen dieses Beitrags wird ein kalorimetrisches Messverfahren vorgestellt, mit dem die Verlustleistung des Zahneingriffs gemessen werden kann. Der Messaufbau ist in einen Stirnradverspannungsprüfstand implementiert und ermöglicht die Erfassung der Verzahnungsverlustleistung in einem weiten Umfangsgeschwindigkeitsbereich. Zur Bewertung der Messgüte werden abschließend verschiedene Analysen präsentiert. 2 Verlustleistungsanteile von Stirnradgetrieben Leistungsverluste in Stirnradgetrieben P V entstehen infolge von Reibung in tribologischen Kontakten sowie durch Strömungswiderstände. Im Welle-Lager-System sind neben dem Zahneingriff P VZ auch die zugehörigen Maschinenelemente mit tribologischen Kontakten wie die Lager P VB und die Dichtungen P VD an den Leistungsverlusten beteiligt. Residuale Fremdwärmeströme P VX beeinflussen die Leistungsbilanz zusätzlich (Gleichung 1). Die Verzahnungsverlustleistung P VZ setzt sich Aus Wissenschaft und Forschung 23 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0009 Bild 1: Verzahnungsverlustleistungsanteile in Stirnradgetrieben Bild 2: Schematische Darstellung von Messverfahren zur Erfassung von Reibungszahlen zahnungsverlustleistung P VZP [10, 20, 21]. Die diskreten, geschmierten Gleitwälzkontakte sind tribologischen Bedingungen aus Hertzscher Belastung, Schlupf, Topographie, Elastohydrodynamik und Temperatur ausgesetzt. Die lokalen Reibzahlen μ R ergeben sich aus den tribologischen Gegebenheiten im Gleitwälzkontakt. Unter der Annahme, dass die Belastungen im Zahneingriff für alle Zahnpaare identisch sind und sich zyklisch wiederholen, ergibt sich die Verzahnungsverlustleistung nach Gleichung 4. (4) 3 Kalorimetrisches Messprinzip zur Erfassung der Zahnreibung Das Arbeitsprinzip der Kalorimetrie basiert auf der Annahme, dass die Verlustleistung vollständig als Abwärme dissipiert wird. Nach Ausbilden thermischer Stationärbedingungen entspricht die aufgenommene Wärmeleistung des Schmiermittels Q˙ Öl der Verzahnungsverlustleistung P VZ . Die Wärmebilanz des Schmierölkreises lässt sich mit Kenntnis der Ein- und Austrittstemperaturen ϑ ein und ϑ aus , des Volumenstroms V˙ Öl sowie der Stoffdaten c p und ρ Öl bestimmen (Gleichung 5). (5) ! " #$% & " '() * Aus Wissenschaft und Forschung 24 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0009 additiv aus lastabhängigen P VZP und lastunabhängigen P VZ0 Anteilen zusammen (Gleichung 2) [5, 19]. (1) (2) Bild 1 zeigt schematisch die Drehzahlsensitivität der Verzahnungsverlustleistung. Die lastunabhängigen Anteile P VZ0 setzen sich aus folgenden Größen zusammen (Gleichung 3): - Ventilationswiderstände P vent der rotierenden Zahnräder im Öl-Luft-Gemisch - Hydraulische Förder- und Verdrängungswiderstände P hydr bei der Schmiermittelversorgung des Zahneingriffs - Planschverluste P Plansch aus dem Eintrittswiderstand der in den Ölspiegel eintauchenden Radkörper Primär beeinflussen die Umfangsgeschwindigkeit v t sowie die Fluidmechanik die lastunabhängige Verlustleistung. Des Weiteren ist die Ausprägung von den konstruktiven Gegebenheiten sowie der Ausführung der Getriebeschmierung abhängig [3, 19]. (3) Die Akkumulation von Reibleistung (μ R · F N · v s ) während eines Zahnreingriffs bewirkt die lastabhängige Ver- +,-. / #)%0+ / 1') / / 2 / 3 / 4 Bild 3: Mechanisches Arbeitsprinzip des Hochdrehzahlprüfstands Konstruktiv ist der Messaufbau in einen Hochdrehzahlprüfstand integriert (Bild 3) [22]. Der Prüfstand wird für Tragfähigkeitsuntersuchungen von Stirnradgetrieben mit Umfangsgeschwindigkeiten bis v t = 100 m/ s eingesetzt. Das grundlegende Wirkprinzip basiert auf der mechanischen Verspannung von zwei Getrieben derselben Übersetzung. Zwischen den Getrieben wird ein Leistungskreis aufgebaut, sodass der Elektromotor lediglich die Verlustleistung einspeist. Bild 3 zeigt schematisch den Aufbau des Prüfstands. Die Prüfgetriebeverzahnung (2) wird symmetrisch von zwei bordlosen Zylinderrollenlagern gestützt. Zur Wärmeisolation separiert ein Isoliergehäuse (3) die Prüfgetriebestufe. Die Einspritzschmierung der Verzahnung (1) erfolgt unabhängig von den Lagern, wobei die jeweiligen Ölkreisläufe voneinander entkoppelt sind. Die Abdichtung des Isoliergehäuses sowie des Prüfgehäuses gegenüber der Umgebung erfolgt jeweils mit berührungslosen Labyrinthdichtungen. Das Verspanngetriebe dient als Belastungseinheit und zur Schließung des Leistungskreises (4). Die Lastaufbringung erfolgt über eine im Verspanngetriebe integrierte Mechanik, bestehend aus zwei axial verschieblichen Radsätzen in Doppelschräganordnung (6). Die Verspannräder (7) sind über eine Keilwellenverzahnung zur Drehmomentübertragung mit der Radwelle verbunden. Mithilfe einer Drehdurchführung (8) werden zwei Druckkammern gespeist, die beide Radsätze hydraulisch in entgegengesetzter Richtung verspannen. Aufgrund der Doppelschrägverzahnung werden die Axialkräfte kompensiert. Die Verspannritzel sind dagegen fest auf die Ritzelwelle gefügt. Der Leistungskreis zwischen beiden Getrieben wird mit zwei Kupplungen geschlossen. Drehmoment und Drehzahl werden mithilfe eines Drehmomentmessflansches (5) gemessen. Tabelle 1 zeigt die technischen Daten. Im Prüfgetriebe erfolgt die Schmierung des Zahneingriffs und der Lager jeweils autark. Der Prüfradsatz befindet sich in einem wärmeisolierten Innengehäuse aus einem PEEK-Kunststoff, der den Wärme- und Stoffaustausch zwischen dem Stahlgehäuse zur Kraftabstützung und dem Zahneingriff weitestgehend verhindert. Der Zahneingriff wird volumenstromgeregelt einspritzgeschmiert, wobei 1/ 3 der Ölmenge zur Schmierung radial in die Zahnlücke gespritzt wird. 2/ 3 der Ölmenge werden zur Kühlung an die Radkörper gespritzt. Den Druckaufbau im Einspritzsystem bewirken Düsen, sodass Geschwindigkeiten im Versorgungsstrahl bis 35 m/ s realisiert werden. Im Schmierkreislauf ist im Vor- und Rücklauf Sensorik zur Temperaturmessung verbaut. Beide Sensoren sind möglichst nah an der Einspritzstelle bzw. der Rücklaufstelle angeordnet. Die Stoffdaten des Schmieröls liegen temperaturabhängig vor. Die Getriebeschmierung ist so umgesetzt, dass sich der Schmierstoff durch Passieren des Zahneingriffs zwischen ΔT = 10 − 30 K erwärmt. Die Temperaturdifferenz ist drehmomentsensitiv messbar. Im Hinblick auf eine hohe Messgüte verfügen beide Temperatursensoren sowie der Volumenstromzähler über eine entsprechend hohe Messgenauigkeit. Bild 4 zeigt schematisch den Messaufbau. Methodisch ist es notwendig, die Temperaturdynamik des Messaufbaus zu adressieren sowie ausreichend viele Messpunkte zu erfassen, um die Verlustleistungsanteile zu trennen. In der ers- Aus Wissenschaft und Forschung 25 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0009 Bild 4: Schematische Darstellung und physikalisches Wirkprinzip des Messverfahrens Benennung Achsabstand Drehzahl Ritzelwelle Drehmoment Radwelle Kreisende Leistung Öleinspritztemperatur Tabelle 1: Technische Daten zum Hochdrehzahlprüfstand Symbol Wert Einheit 5 203,3 mm bis 12.000 rpm 6 7 bis 4.000 Nm 8'0+ bis 3.300 kW " bis 130 °C um ein synthetisches, estherbasisches Öl. Als Versuchsverzahnung wurden profilgeschliffene Stirnräder eingesetzt (Tabelle 2). Bild 6-a zeigt Messergebnisse zur lastunabhängigen Verzahnungsverlustleistung P VZ0 über der Umfangsgeschwindigkeit v t . Bei einem Ölvolumenstrom V˙ Öl = 14 l/ min und einer Schmieröltemperatur von ϑ = 100 °C stellte sich ein progressiver Anstieg der lastunabhängigen Verlustleistung ein. Ab v t = 40 m/ s überwogen die lastunabhängigen Anteile mit über 50 % an der Gesamtverlustleistung. Im Kontext der lastabhängigen Reibungsverluste stieg der Verzahnungswirkungsgrad η VZ degressiv über der Umfangsgeschwindigkeit an (Gleichung 6). Mit Ausbildung moderater Schmierfilmbedingungen ist der Einfluss der Umfangsgeschwindigkeit ab v t = 40 m/ s gering ausgeprägt. Die mittleren Zahnreibungszahlen sind im untersuchten Parameterbereich weitestgehend unbeeinflusst von der äußeren Belastung (Bild 6-b). (6) 9 : & ; < =>? @ Aus Wissenschaft und Forschung 26 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0009 ten Stufe des Lastkollektivs wird eine Messzeit von t mess = 15 min angesetzt, damit der Prüfstand stationäre Temperaturbedingungen erzielt. In den folgenden Laststufen ist eine Verkürzung der Messzeit auf t mess = 10 min möglich. Das Abhängigkeitsverhältnis zwischen lastabhängiger Verlustleistung und dem Drehmoment ist linear. Die lastunabhängigen Anteile lassen sich durch lineare Regression ermitteln. Zur Ausbildung eines regressionsstabilen Datensatzes haben sich sechs Lastpunkte als ausreichend bewiesen. Der methodische Ablauf einer Messreihe ist Bild 5 zu entnehmen. 4 Ergebnisse zur Verzahnungsverlustleistung Sowohl die tribologischen Bedingungen im örtlichen Gleitwälzkontakt als auch die lastunabhängigen Strömungswiderstände sind primär von der Umfangsgeschwindigkeit abhängig. In experimentellen Untersuchungen wurden Messungen zum Einfluss der Umfangsgeschwindigkeit auf die Verlustleistungsanteile durchgeführt. Bei dem Versuchsschmierstoff handelte es sich Bild 5: Ablauf der Versuchsmethodik Benennung Verzahnungsdaten Modul Zähnezahl Zahnbreite Eingriffswinkel Schrägungswinkel Profilrauheit Schmierstoffdaten Viskosität (40 °C / 100 °C) Dichte (15 °C) Tabelle 2: Verzahnungs- und Schmierstoffdaten Symbol Wert Einheit A ) 4,825 mm B 7 35 / 54 - C B C 7 22 / 20 mm D ) 22,5 ° E 5,0 ° FG B H5 7 0,3 μm I J B I 27,0 / 5,3 mm²/ s 0,997 kg/ l 5 Bewertung der Messgüte Die Zielsetzung mit dem kalorimetrischen Messverfahren ist, in folgenden Arbeiten Modellansätze zur Zahnreibung abzugleichen. Dementsprechend besteht der Anspruch einer hohen Messgenauigkeit, um den Kalibrierungsfehler zu reduzieren. Abzuwägende kritische Merkmale des Messaufbaus hinsichtlich der Messgüte sind: - Realisierung einer notwendigen Messzeit im Hinblick auf die Systemdynamik - Nachweis der Unabhängigkeit der lastabhängigen Verzahnungsverlustleistung von der Schmierungsausführung - Bewertung der wirkenden Fremdwärmeströme Systemdynamisch ist die kalorimetrische Messung der Verzahnungsverlustleistung maßgeblich von der thermischen Trägheit abhängig. Die Leistungsverluste erwärmen zunächst die Komponenten des Prüfaufbaus, bevor sich ein thermischer Gleichgewichtszustand einstellt. Dementsprechend sind Messzeiten zum Erreichen des Beharrungszustands notwendig, bevor dieser ausgewertet werden kann. K AUFMANN [23] stellt diesbezüglich eine Methodik vor, mit der die Messzeit von Messproblemen mit einem PT-1 Systemverhalten reduziert werden kann. Mit dem Ziel der Messzeitreduktion wird anstelle singulärer Punkte im Beharrungszustand der transiente Zeitverlauf y(t) erfasst und mit einem Exponentialansatz regressiert (Gleichung 7). Die Ableitung des Stationärzustands ỹ erfolgt über Extrapolation der Regressionsfunktion (Gleichung 8). (7) (8) Die Auslegung einer verhältnismäßigen Messzeit erfolgte anhand von Analysen zur Regressionsstabilität [24, 25]. Bild 7 zeigt den diskreten Zeitverlauf der Verzahnungsverlustleistung für eine Prüfbedingung. Der Zeitverlauf der Messgröße wies ein degressives PT1- K ! * 5 / L 5 ( MNO ! &C ( * (P KQ RST UV K ! * 5 Aus Wissenschaft und Forschung 27 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0009 Bild 7: Systemdynamische Analyse zur Auslegung von Messzeiten Bild 6: Ergebnisse zur Verlustleistungsmessung Schmierölversorgung wirkt sich lediglich indirekt in Form des Wärmehaushalts auf die Zahnreibung aus. Durch den Abgleich von Messreihen mit verschiedenen Ölvolumenströmen konnte die Unabhängigkeit der lastabhängigen Verlustleistung vom Ölvolumenstrom bestätigt werden. Die Messungen führten zu parallel orientierten Verläufen der Verzahnungsverlustleistung mit gleichen Linearitätskonstanten. Die lastunabhängigen Grundniveaus waren dagegen individuell für jeden untersuchten Ölvolumenstrom (Bild 8-a). Mit steigendem Ölvolumenstrom nimmt der Strömungswiderstand der Öleinspritzung zu, was im Versuch zu größeren lastunabhängigen Verlustleistungen führte. Insgesamt ergab sich ein progressives Abhängigkeitsverhältnis zwischen dem Ölvolumenstrom und der lastunabhängigen Verzahnungsverlustleistung bei sonst gleicher Betriebskondition (Bild 8-b). Konstruktiv ist die Wärmeisolation der Prüfgetriebestufe nicht ideal hermetisch lösbar. Mithilfe eines Thermal- Aus Wissenschaft und Forschung 28 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0009 Konvergenzverhalten auf. Die farbigen Kurven entsprechen jeweils einer Regressionsfunktion für verschiedene Messhorizonte. In der Analyse wurde der Zeithorizont fiktiv gekürzt und das Regressionsergebnis mit der realen Messung verglichen. Die relative Lage der Regressionskurven zeigt, dass die Regressionsfunktionen mit steigender Messzeit mit dem gemessenen Zeitverlauf konvergieren. Die rote Kurve repräsentiert die approximierten Stationärbedingungen, abhängig von dem für die Regressionsbildung zugrunde gelegten Messhorizont. Das Analyseergebnis ist, dass sich die Regressionsbildung stabilisiert, bevor der gemessene Zeitverlauf konvergiert. Auf Basis dieser Analysen wurde die notwendige Messzeit der ersten Laststufe für die Versuche zu t Mess = 15 min festgelegt. Definitionsgemäß sind Einflüsse auf die lastabhängigen Verlustleistungen ausschließlich auf Größen zurückzuführen, die die örtlichen tribologischen Gegebenheiten in Form des Reibungskoeffizienten beeinflussen. Die Bild 9: Analyse der Wärmeströme im Messaufbau Bild 8: Ergebnisse zum Einfluss des Ölvolumenstroms auf die lastunabhängige Verlustleistung netzwerks wurden deshalb Analysen [26] zum thermischen Systemverhalten des Messaufbaus durchgeführt. Beide Getriebewellen N W,i ermöglichen einen konduktiven Wärmeaustausch der Messzelle mit der Umgebung. Außerdem erfolgt ein Wärmeaustausch über die Platten des Isoliergehäuses N iso,i . Die Auswertung der wirkenden Wärmeströme ermöglicht die Bestimmung der Wärmeströme Q˙ x , die nicht in die Wärmebilanz des zirkulierenden Öls Q˙ Öl einfließen (Gleichung 9). Die Beurteilung des Isolationsvermögens erfolgt schließlich anhand eines thermischen Nutzungsgrads η iso nach Gleichung 10. (9) (10) Eine Parameterstudie der maßgeblichen Prüfstandsanwendungsgrenzen ergab, dass der relative Einfluss des Fremdwärmestroms mit steigender Umfangsgeschwindigkeit abnahm. Die Simulationen zeigten, dass der dissipierte Fremdwärmestrom annähernd konstant ist und der thermische Nutzungsgrad primär geschwindigkeitssensitiv reagiert. Mit steigender Verlustleistung überwiegt der Wärmeanteil, der kalorimetrisch über das Schmiermittel aus dem Messaubau abgeführt wird. Insgesamt zeigten die Analysen, dass für die zielgerechte Auflösung des Messverfahrens eine möglichst große Temperaturdifferenz zwischen den Messstellen förderlich ist, um die Lastsensitivität präzise abzubilden (Bild 9). 6 Reflexion und Fazit In diesem Beitrag wurde ein Messprinzip vorgestellt, mit dem Verlustleistungsmessungen von Stirnradverzahnungen in einem schnelllaufenden Verspannungsprüfstand durchgeführt werden können. Das Messverfahren basiert auf der Kalorimetrie des zirkulierenden Schmierstoffs. Die konstruktive Umsetzung reduziert etwaige Störgrößen und konzentriert die Messung auf die Stirnradstufe. Experimentelle Messungen verdeutlichten den Drehzahleinfluss auf die Verzahnungsverlustleistung im Bereich hoher Umfangsgeschwindigkeiten. Zur Absicherung der Messgüte wurden darauf aufbauend Analysen zur Messzeit, zur Getriebethermik und zur Schmiermittelversorgung dargelegt. Insgesamt ist die Messgüte des Verfahrens hinreichend genau, um in weiteren Arbeiten Modelle zur Zahnreibung abzugleichen. Zur simulativen Beschreibung reibungssensitiver Verzahnungsschäden wie bspw. Fressen ist der Modellabgleich elementar. Die Kenntnis der Abhängigkeit der Zahnreibung von der Umfangsgeschwindigkeit ermöglicht die Erweiterung der gängigen Berechnungsnormen für zukünftige Getriebeentwicklungen. 4 L W XY( / L W (%ZY( 9 (%Z 4 / Förderung Diese Arbeit ist gemeinsam mit Rolls- Royce Deutschland als Teil des Forschungsprojekts KOVOHLG (Projektnummer: 20T1912) entstanden. Die Autoren danken Rolls-Royce Deutschland für die Möglichkeit, diese Arbeit zu veröffentlichen, sowie dem Bundesministerium für Wirtschaft und Klimaschutz (BMWK) für die Bereitstellung der finanziellen Mittel. Abkürzungen Lateinische Kleinbuchstaben a [mm] Achsabstand a,b,c [-] Regressionskonstanten b [mm] Zahnbreite c P [J/ kgK] Spezifische Wärmekapazität m n [mm] Normalmodul n [rpm] Drehzahl p H [MPa] Hertzsche Pressung t E [ms] Eingriffszeit t Mess [min] Messzeit v t [m/ s] Umfangsgeschwindigkeit v g [m/ s] Gleitgeschwindigkeit v Σ [m/ s] Hydrodyn. Geschwindigkeit y [-] Zustandsgröße z [-] Zähnezahl Lateinische Großbuchstaben F N [N] Normalkraft F R [N] Reibkraft F ax [N] Axialkraft LS [-] Laststufe N [-] Ansatzgrad N [-] Knoten Thermalnetz P hydr [W] Hydr. Verlustleistung P mech [W] Mechanische Leistung P Plansch [W] Planschverlustleistung P V [W] Verlustleistung P VB [W] Verlustleistung Lager P VD [W] Verlustleistung Dichtungen P vent [W] Ventilationsverlustleistung P VZ [W] Verzahungsverlustleistung P VZP [W] Lastab.Verlustleistung P VZ0 [W] Lastunabhängige Verlustleistung P VX [W] Fremdwärmeströme Q˙ Öl [W] Wärmeleistung Schmiermittel Q˙ x [W] Verlustwärme Ra [µm] Arith. Mittenrauheit T [Nm] Drehmoment T Verlust [Nm] Verlustmoment T Verspann [Nm] Verspannmoment V˙ Öl [l/ min] Ölvolumenstrom Aus Wissenschaft und Forschung 29 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0009 trains“, J. Phys.: Conf. Ser., Jg. 753, 2016, doi: 10.1088/ 1742-6596/ 753/ 7/ 072011. [12] K. Umezawa, T. Inoh und H. Katoh, Power loss of automotive transmission with exact measurement of total heat rejection. International symposium on gearing & power transmissions, 1981. [13] D. Prietz und R. 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Vorgerd, Modellierung und Verifikation des thermischen Verhaltens eines Hochdrehzahlprüfstandes. Unveröffentlichte Masterarbeit, Ruhr-Universität Bochum, 2022. Aus Wissenschaft und Forschung 30 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0009 Griechische Kleinbuchstaben α n [°] Normaleingriffswinkel β [°] Schrägungswinkel η M [mPas] Dynamische Viskosität η VZ [%] Verzahnungswirkungsgrad μ R [-] Reibungszahl ρ Öl [kg/ m 3 ] Öldichte τ VZ [min] Zeitkonstante Griechische Großbuchstaben ϑ aus [°C] Austrittstemperatur ϑ ein [°C] Eintrittstemperatur ϑ Öl [°C] Öltemperatur Indizes 1,2 Literatur [1] Deutsches Zentrum für Luft- und Raumfahrt (DLR), Zero emission aviation - emissionsfreie Luftfahrt, 2020. [2] C. Danzer und T. Semper, „From Mobility Demands to Future Powertrain Platforms“ (de), Der Antrieb von morgen, 2021. [3] W. Mauz, Hydraulische Verluste von Stirnradgetrieben Bei Umfangsgeschwindigkeiten Bis 60 m/ s. Dissertation TU Stuttgart. Universität Stuttgart, 1988. [4] M. Sosa, Running-in of gears - surface and efficiency transformation. Dissertation KTH Stockholm, 2017. [5] G. Niemann und H. Winter, Getriebe allgemein, Zahnradgetriebe - Grundlagen, Stirnradgetriebe, 2003. [6] C. Löpenhaus, Untersuchung und Berechnung der Wälzfestigkeit im Scheiben- und Zahnflankenkontakt. Dissertation RWTH Aachen, 2015. [7] A. Doleschel, Wirkungsgradberechnung von Zahnradgetrieben in Abhängigkeit vom Schmiertstoff. Dissertation TU München, 2003. [8] F. Prexler, Einfluss der Wälzflächenrauheit auf die Grübchenbildung vergüteter Scheiben im EHD-Kontakt. Dissertation TU München, 1990. [9] T. Jurkschat, Erweiterte Bestimmung lastabhängiger Verluste von Stirnradgetrieben. Dissertation TU München, 2021. [10] J. A. Wimmer, Lastverluste von Stirnradverzahnungen: Konstruktive Einflüsse, Wirkungsgradmaximierung, Tribologie. Dissertation TU München, 2006. [11] M. Pagitsch et al., „Feasibility of large-scale calorimetric efficiency measurement for wind turbine generator drive- Introduction With its higher efficiency than solar panels, wind power is a fast-growing worldwide industry, with over 650GW of capacity installed all over the world now. 1.9 GW of freshly installed offshore wind capacity brought the total German fleet to 56.1 GW in 2021. This makes up over 28.000 turbines for now with number rising. Aus Wissenschaft und Forschung 31 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0010 Simplified tribological approach for predesign of wind turbine bearing cases, combined with model test investigation Ivan Grozev, Sagar Dalal, Nazlim Bagcivan, Serhan Bastuerk, Christian Lueffe, Thomas Stahl* Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 63. Tribologie-Fachtagung 2022 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Mit dem Ziel, unsere Vorgehensweise des Produktentwurfs zu optimieren und durch den Übergang von verschwenderischen Feldtests zu schlanken tribologischen Modelversuchen die Nachhaltigkeit des Endprodukts zu erhöhen sowie ein wirkungsvolles und umsetzbares Systemranking für Lagergehäuse von Windkraftanlagen zu erreichen, befassten wir uns näher mit den folgenden gängigen Berechnungsansätzen: • Plint’s and Alliston-Greiner’s Energy Pulse (EP) • Matveesky’s friction power intensity (FPI) • Transmitted Energy (TE) Mit dem Konzept der übertragenen Reibenergie (Ef) erreichten wir zufriedenstellende Ergebnisse. Des Weiteren stellten wir fest, dass Zwei-Scheiben- Tribometer verwendet werden können, um einen Gleitvorgang von 100 % zu simulieren. Dies erleichtert den qualitativen und quantitativen tribologischen Vergleich von Systemen mit unterschiedlichen Schlupfraten durch die Verwendung von nur einer Maschinentype, was die Messsicherheit erhöht. Schlüsselwörter Produktentwurf, Nachhaltigkeit, Reibenergie, Reibintensität, Energiepuls, Zwei-Scheiben Tribometer, Tribometer, Tribometrie, Tribolabor, Tribologie With the purpose of improving our predesign approach and increasing the end-product sustainability by going from resource wasting field testing to slender tribological model testing, we looked closer to commonly relevant calculation approaches as • Plint’s and Alliston-Greiner’s Energy Pulse (EP) • Matveesky’s friction power intensity (FPI) • Transmitted Energy (TE) to achieve fast and feasible tribo-system ranking for wind turbine bearing cases. With the concept of transmitted friction energy (Ef), satisfactory results were reached. We learned that 2-Disc tribometer may be used to simulate 100 % sliding, making comparison of different slippage rate easier by only using one tribometer, thus reducing measurement inaccuracies caused by different type of machines (e.g., pin on disc) or operator’s influence. Keywords Product predesign, sustainability, transmitted friction energy, friction power intensity, energy pulse, twodisc machine, tribometer, tribometry Kurzfassung Abstract * Ivan Grozev 1 (federführender Autor) Sagar Dalal 2 Dr. Serhan Bastuerk 1 Dr. Nazlim Bagcivan 1 Christian Lueffe 2 Dr. Thomas Stahl 2 1 Schaeffler Technologies & Co.KG, 91074 Herzogenaurach 2 Schaeffler Technologies & Co.KG, 97421 Schweinfurt • Pin type cages that consist of two side washers and a bolt • Stees Segment Cages (SSCs) optimized for clean and easy production. Within our investigation, we looked closer at the Archard’s wear law, the Matveesky’s friction power intensity, Plint’s and Alliston-Greiner’s energy pulse approach and considered that the concept of transmitted friction energy (Ef) appears to rank the investigated cage systems in a clear and relatively precise way. Compared to a system description, mainly based on the product of load and relative velocity (p*v), the transmitted energy approach is much more accurate, quickly pinpointing possible system performance challenges and thus directing a pre-design process more precise. Additionally, we learned that the two-disc tribometer may be used to technically simulate complete sliding, making comparison of different slippage rate easier by only using one tribometer, thus reducing measurement inaccuracies caused by different type of machines (e.g., pin on disc) or operator’s influence. Simplified tribological approach for predesign of wind turbine bearing cases, combined with model test investigation At the beginning of the 20 th century, the American essayist and naturalist John Burroughs said: “The fuel in Earth will be exhausted a thousand or more years, and its mineral wealth, but man will find substitutes for these in the winds, the waves, the sun’s heat, and so forth.” Aus Wissenschaft und Forschung 32 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0010 With wind energy pros as a clean and renewable source of energy, relatively low operating costs, effectiveness and decreasing prices due to technological advancements and increased demand, there is little surprise that a global player as the Schaeffler Group concentrates in various solutions specially designed for wind energy turbines. For the blade adjustments, the Schaeffler Group offers plain bushes, spherical plain bearings, deep grove ball bearings, planet gears and output shafts. For the rotor shaft - the single bearing concept and sensor monitoring. In the gearbox there is the planet carrier, the planet gear, the hollow shaft, the intermediate output shaft. There are solutions for the generator and wind tracking. With such a product variety, there appears naturally the need of clear design vision and the possibility of prompt and effective model testing. In this work we try to answer the following questions: • Is it possible to predict, due to design qualities which bearing cage is more vulnerable to wear, this reducing the tendency of overengineering, and on the other hand, pile up on robustness for bearings that tend to need it more? • Can a two-disc model test deliver plausible answers for pure sliding contacts with the purpose of substituting materials in order to optimize and concurrently reduce costs of the production process? We concentrated on four different types of bearing cages for the latter investigation: • Inner ring guided FBP thrust ball bearing cages • JP3 type roller-guided sheet metal cages Figure 1: Overview of Schaeffler Group product applications for wind turbines This statement is as valid today as more than a hundred years ago. 1.9GW of freshly installed offshore wind capacity brought the total German fleet to 56.1GW in 2021 [1]. This makes up over 28.000 turbines for now with numbers raising. The latter message is taken from the study commissioned by the country’s wind association BWE. With wind energy pros as a clean and renewable source of power, low operating cost (1-2c per KWh), effectiveness and decreasing prices due to technological advancements and increased demand, there is little surprise that a global technology player as the Schaeffler Group concentrates on various solutions specially designed for wind energy turbines (see Figure 1 below): For the blade adjustments we offer plain bushes, spherical plain bearings, deep groove ball bearings, planet gears and output shafts. For the rotor shaft, we have the single bearing concept and sensor monitoring. In the gearbox there is the planet carrier, the planet gear, the hollow shaft, the intermediate output shaft. There are solutions for the generator and wind tracking. Additionally, the Schaeffler Group offers condition monitoring, simulation, calculation and testing. With such a product variety, there appears naturally the need of clear design vision and the possibility of prompt and effective model testing. We tried to answer, via tribological means the following questions: • Is it possible to predict, due to design qualities which bearing cage is more vulnerable to wear, thus reducing the tendency of overengineering, and on the other hand, pile up on robustness for bearings that tend to need it more? • Can a two-disc model test deliver plausible answers for pure sliding contacts that correlate with our field experience with the purpose of substituting materials in order to optimize and concurrently reduce costs of our production process? We concentrated on four different types of bearing cages for our investigation: • Inner ring guided FPB thrust ball bearing cages, which are used successfully for many years. • JP3 cages, which are roller-guided sheet metal cages for large size tapered roller bearings. Generally, the validation of the JP3-design logic is based on track record with over 150 different JP type cages and over 6.000 cages in operation. • Pin type cages that consist of two side washers and a bolt. To achieve a higher wear resistance the bolt is heat treated and additionally coated. • Steel Segment Cages, or SSCs, that are optimized for clean and easy production. The design allows a flexible scaling from midrange wind bearings up to the largest of applications. The SSC cage design is currently available for double row tapered roller bearings (TRBs). During the first part of our tribological study, we were interested if a simplified calculation, based on compressed theory may correlate our field experience. Our purpose was to give more decisiveness and clearness of a pre-design process, based on facts and numbers, simultaneously saving the time and resources needed for simulation. We looked closely at the work done, due to friction as a measure of wear, based on four different approaches: • Archard’s wear law [2] - there are some limitations, including the fact that the law takes into consideration only the softer of materials and doesn’t contain any properties characterizing adhesion: • Matveesky’s friction power intensity (FPI) [3] - here we had the problem that it defines only the rate of energy generation and doesn’t take contact time into consideration. The normal load and the apparent area of contact in the FPI-equation can be alternatively substituted with the surface pressure p[N/ mm 2 ], resulting in: Within the Schaeffler Group we have gathered empirical knowledge for functional area FPI-values of certain coating types, and we use the latter equation for model test designing purposes. The Q f value may be considered a cross-contact energy and derived from our experience correlates well with the Archard’s wear coeff. k [mm 3 / N] at the end of the model tests. • Plint’s and Alliston-Greiner’s energy pulse approach (EP) [4] - this is a revised version of the FPI that can be “regarded as an incremental contribution to wear or surface damage in contact. Sum of Eps can be used as a measure of total wear” [5]. The energy pulse is only applicable to the type of contact in which the contact point moves relative to the two surfaces, and has obtained encouraging values, which can be used to describe the teeth gear [x]. V = Q f = . = μ [W/ mm²] Q f = = μ [ / ² ] = [mm³] . Aus Wissenschaft und Forschung 33 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0010 well. Taking the compressed energy that can be converted to temperature into consideration, we have set a critical border prospectively at 1000J per minute. Still this assumption needs to be further validated. Based on discussions with the application engineering and after looking at different contributing factors, the 100 % ranking of various cage designs is relatively difficult. Still the above results and the approximate classification are plausible, and this simple ranking shows good potential in pre-design approach, pinpointing optimization possibilities and where to look for them. The next important question of our study was if a twodisc model test can deliver plausible answers for pure sliding contacts that correspond to our field experience. The reason for not choosing a pin on disc test was that Schaeffler Group has gathered a considerable experience with two-disc tribometer in the past, even accomplishing to reproduce a very similar wear mechanism close to what we are used to see in field conditions. Additionally, we had a better representation of the contact area geometry, due to the flexibility a two-disc system can offer. On top, a rolling / sliding wear tester is one of the most popular machines for investigating wear and friction of systems under rolling, sliding or a combination of both conditions. We chose a two-disc tribometer by Optimol Instruments Muenchen. The machine operates tow discs, fixed to two parallel shafts, pressed against each other. Driven by a motor through a train of gear, the specimens are rotating along with the shafts. The rotating speed can be controlled, so that when the linear speeds of the two wheels are equal at the contact point (V 1 = V 2 ), a pure Aus Wissenschaft und Forschung 34 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0010 The transit times for the contact areas are: What we understood from the above approaches is that roughly kinematics, surface pressure, contact geometry and thereof derived contact ratios, velocity, temperature inand out-flow, lubrication and its regime, running time, material and surface properties play a decisive role in the tribological performance. We assumed, that a friction coefficient is closely related to the contact energy, which is a product of the above listed initial tribological system properties and can be regarded as a resulting resistance value needed to propagate a kinematic motion. Based on the latter recognition, we decided to use, we called it, the transmitted friction energy (E f ) as a comparison guidance in order to evaluate the studied cage types (see Table 1 below) The transmitted energy approach appeared to describe and thus rank the cage-systems more precisely, based on and correlating with our field experience, and give a clearer idea about detecting possible difficulties in a predesign stage than the generally assumed and largely used (p*v) [kg/ s 3 ]. Additionally, the E f - values give a hint if there is a trigger possibility for surface tribochemical processes as Ep = . = μ [J/ mm²] = 2 and = 2 . . ( ) E f = [ ] = μ Cage type FBP JP3 Pin type SSC Load (sta c force) in N 2466.66 384.36 2991.40 1.09 1.5 Contact pressure (static load) in N/ mm² 2.9 132.7 129.3 0.1 12.4 Rela ve velocity in m/ s at n=min -1 0.05 0.046 0.017 0.05 0.05 Cage assembly Rollers inserted directly Rollers inserted via hea ng procedure Pins inserted through rollers, welded, and threaded at both ends Combined segments Circumferen al usage in % 85 92 95 92 Size of cage in mm 500 - 2250 1000 - 3500 1500 - 3500 1000 - 2500 μ 0.4 0.2 0.3 0.2 E f in J at n=min -1 2960 212 915 0,65 0,90 Table 1: Cage system ranking based on E f and rolling contact is achieved. When V 1 and V 2 are different and both wheels are rotating, a combined rolling-sliding takes place [6]. We chose discs with elliptical contact areas as follows R 1X = 40 mm, R 2X = 40 mm; R 1Y = 320 mm, R 2Y = ∞, or simply disc with crowned radius versa a cylindrical disc (see the contact simulation below). Aus Wissenschaft und Forschung 35 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0010 Table 2: Average weight loss of diff. material systems after 2-disc model test Figure 2: Hertzian pressure contact simulation We decided to apply minimum of 2 N on the machine, resulting in 150.8 N/ mm 2 surface pressure, which fits quite well with contact pressures in large size real applications [7]. The precise testing conditions and the specific materials cannot be named for apparent reasons, but the result of the study is to be seen in the graph below. logical model test approach for comparison of systems with different slippage easier, by using only one type of machine and not a combination of e.g., pin on disc and two-disc tribometers. References [1] German Wind Energy Association Report 2021 [2] Archard J.F. “Contact and Rubbing of Flat Surface”. 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For systems where a simulated slippage ratio varies, performing model testing on only one machine may prove beneficial. The rough but essential lessons learned from this study is that system tribological properties can be promptly and efficiently described via a transmitted friction energy, taking into consideration mainly the friction coefficient, the static load and the relative velocity. Compared to a system, description, mainly based on the product of load and relative velocity (p*v), the transmitted energy approach (E f ) is much more accurate, quickly pinpointing possible system performance challenges and thus directing the pre-design process more precise. Additionally, we learned that two-disc tribometer may be used to technically simulate complete sliding, making tribo- Nachrichten 37 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 Da Prof. Rienäcker nach zwei Amtsperioden als Vorsitzender des GfT- Beirates satzungsgemäß nicht wieder kandidieren konnte, wurde Prof. Bartel am 23. Februar 2023 einstimmig zu dessen Nachfolger gewählt. Der technisch-wissenschaftliche Beirat ist ein satzungsgemäßes Organ der GfT, das aus ca. 20 gewählten Mitgliedern besteht, die in etwa paritätisch die Bereiche Wissenschaft und Industrie bzw. Dienstleistung vertreten. Die Hauptaufgaben des Beirats sind die Organisation Prof. Dr.-Ing. habil. Dirk Bartel ist neuer Vorsitzender des technisch-wissenschaftlichen Beirates der GfT Nachdem Dr.-Ing. Christoph Wincierz als Vorsitzender des GfT-Vorstands satzungsgemäß nicht wieder kandidieren konnte, wurde Rolf Luther am 28. September 2022 zu dessen Nachfolger gewählt. Die Wahl fand auf der Vorstandssitzung im Rahmen der Tribologie-Fachtagung 2022 in Göttingen statt. Rolf Luther wurde 1955 in Braunschweig geboren. Er hat Physik mit Schwerpunkt Oberflächen- und Grenzflächenphysik an der Technischen Universität Clausthal studiert und mit dem Diplom abgeschlossen. Seine Diplomarbeit widmete sich der „Beugung langsamer Elektronen an Oberflächen“ (‘Low-Energy Electron Diffraction’). Seit 1991 ist er in verschiedenen Positionen beim Schmierstoffhersteller FUCHS tätig, und zwar zunächst bis 1998 im Forschungs-Projektmanagement der FUCHS Mineralölwerke GmbH in Mannheim. Danach war er bis 2004 Leiter des Konzernlabors der FUCHS Petrolub AG, anschließend bis 2011 Leiter des Prüffelds und der Vorausentwicklung der FUCHS Europe Schmierstoffe GmbH und schließlich von 2011 bis 2022 Leiter der Vorausentwicklung für die FUCHS-Gruppe bei FUCHS Schmierstoffe GmbH. Ab 2022 ist er Senior Expert in der Vorausentwicklung der FUCHS Lubricants Germany GmbH. Rolf Luther veröffentlichte zahlreiche Artikel in Fachzeitschriften und hält nach wie vor Vorträge auf Konferenzen. Bei seinem Werdegang ist es nicht verwunderlich, dass es dabei hauptsächlich um Schmierstoff-Themen geht. Neben Motoren- und Getriebeölen liegen auch Industrieschmierstoffe und Kühlschmiermittel in seinem Fokus. Immer breiteren Raum nehmen dabei die Umweltverträglichkeit von Schmierstoffen und Anwendungen in der Elektro-Mobilität ein. Weitere Themen sind Wärmemanagement, chemische Simulationen und Tribometrie, insbesondere zur Wechselwirkung von Schmierstoffen mit Oberflächen. Er arbeitete an der Encyclopedia of Lubricants and Lubrication (Springer) sowie dem Tribologie-Fachbuch “Lubricants and Lubrication” (Wiley) mit, beteiligt sich an Normungsaktivitäten und hält Patente in den Bereichen Rohstoffe und Anwendungen für Schmierstoffe, Sensorik und Prüfgeräte für Schmierstoffe und Schmierverfahren. Von 2010 bis 2022 war er Mitglied im Beirat der Forschungsvereinigung Antriebstechnik (FVA), und seit 2009 ist er Obmann der CEN-Normungsgruppe “Bio- Lubricants” (CEN TC19/ WG33). Außerdem war er in zahlreichen Organisationskomitees für Tagungen und Konferenzen aktiv. Dazu gehörten die Getlub-Konferenz der FVA, das International Colloquium Tribology der Technischen Akademie Esslingen und ganz aktuell die Nextlub, die am 18. und 19. April 2023 in Düsseldorf stattfand. Seit 2013 ist Rolf Luther Mitglied im Vorstand der Gesellschaft für Tribologie (GfT) und war von 2019 bis 2022 dessen stellvertretender Vorsitzender. Mit ihm liegt der Vorstandsvorsitz der GfT in den Händen eines der herausragendsten Experten der Schmierstoffbranche. Mitteilungen der GfT Dipl.-Phys. Rolf Luther ist neuer Vorsitzender des GfT-Vorstands von Tagungen, Workshops oder Seminaren, die Gründung von Arbeitskreisen sowie die Erarbeitung von Arbeitsblättern und Studien zu aktuellen fachlichen oder gesellschaftlichen Themen. Beispiele hierfür sind die Studien zur Tribologie in Deutschland mit dem Fokus Klimaschutz, Ressourcenschonung und Nachhaltigkeit, die auf der Webseite der GfT abgerufen werden können. Prof. Bartel studierte von 1989 bis 1994 Maschinenbau (Fachrichtung Antriebstechnik) an der Technischen Universität Magdeburg. Im Anschluss wurde er wissenschaftlicher Mitarbeiter am Lehrstuhl für Maschinen- Nachrichten 38 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 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 \ Altphilol Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikatio issenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Spra issenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Tourismus \ VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ hilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwese remdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Touris VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwiss chaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglisti auwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtsc BUCHTIPP Markus Grebe Tribometrie Anwendungsnahe tribologische Prüftechnik als Mittel zur erfolgreichen Produktentwicklung Tribologie - Schmierung, Reibung, Verschleiß 1. Auflage 2021, 252 Seiten €[D] 49,90 ISBN 978-3-8169-3521-6 eISBN 978-3-8169-8521-1 expert verlag - Ein Unternehmen der Narr Francke Attempto Verlag GmbH + Co. KG Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Germany Tel. +49 (0)7071 97 97 0 \ Fax +49 (0)7071 97 97 11 \ info@narr.de \ www.narr.de Dieses Buch soll den interessierten Lesern aufzeigen, welche Potenziale in der anwendungsnahen tribologischen Prüftechnik (Tribometrie) stecken. Basierend auf der tribologischen Systemanalyse und der darauf aufbauenden Prüfstrategie können durch den Einsatz sinnvoller Laborprüfungen die Potenziale verschiedener Optimierungsansätze in einem sowohl zeitals auch kostentechnisch akzeptablen Rahmen gefunden werden. Im Buch wird der Unterschied zwischen einfacher Modellprüftechnik (z. B. Stift-/ Scheibe-Tests) und speziell geplanten Simulationsprüfungen auf Tribometern erläutert. Es wird aufgezeigt, wie ein anwendungsnaher Tribometerversuch und eine sinnvolle tribologische Prüfkette aufbauend auf der Systemanalyse entwickelt werden können und was dabei zu beachten ist. Dr. Markus Grebe ist seit mehr als 28 Jahren in der Tribologie tätig. Am Kompetenzzentrum für Tribologie an der Hochschule Mannheim ist er wissenschaftlicher Leiter, Laborleiter und Vorsitzender des Lenkungskreises des KTM. In dieser Funktion ist er verantwortlich für ein Team von ca. 20 technischen und wissenschaftlichen Mitarbeitern, mehr als 50 Spezialprüfstände und die dazugehörige Mikroskopie und Analytik. Er ist Mitglied in zahlreichen DIN-Arbeitskreisen, im technisch-wissenschaftlichen Beirat der Gesellschaft für Tribologie (GfT) sowie Obmann des DVM-Arbeitskreises „Zuverlässigkeit tribologischer Systeme“. Sein Fachwissen gibt er unter anderem in mehreren Fachseminaren der Forschungsvereinigung Antriebstechnik (FVA), der Deutschen Gesellschaft für Tribologie (GfT) und der Technischen Akademie Esslingen (TAE) weiter. Nachrichten 39 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 der Universität Magdeburg bestellt. Seit Oktober 2016 ist Prof. Bartel außerdem Leiter des Lehrstuhls für Maschinenelemente und Tribologie und seit Juli 2018 Geschäftsführer der Tribo Technologies GmbH, einer Ausgründung der Universität Magdeburg und ein Mitgliedsunternehmen der GfT. Die Arbeitsschwerpunkte von Prof. Bartel sind die Erforschung und Entwicklung von Simulations- und Prüfmethoden für verschiedenste tribologische Anwendungen. Die Ergebnisse dieser Arbeiten haben Eingang in mehr als 200 Veröffentlichungen, die TEHD-Software Tribo-X und diverse Industriekooperationen gefunden. 1997 wurde Prof. Bartel Mitglied der GfT, seit 2018 ist er Mitglied des Beirates und seit 2019 Mitglied im Programmausschuss der Tribologie-Fachtagung. Den Schwerpunkt seiner Tätigkeit als Vorsitzender des Beirates sieht er in der Stärkung der Rolle der GfT bei der Aus- und Weiterbildung auf dem Gebiet der Tribologie und als Kommunikationsplattform zwischen Forschung und industrieller Anwendung. elemente und Tribologie der Otto-von-Guericke-Universität Magdeburg. 2000 promovierte er zum Thema „Berechnung von Festkörper- und Mischreibung bei Metallpaarungen". Diese Arbeit wurde 2001 mit dem Förderpreis der Gesellschaft für Tribologie (GfT) ausgezeichnet. 2004 wurde er Oberingenieur am Lehrstuhl für Maschinenelemente und Tribologie und forcierte in dieser Funktion den stärkeren Einsatz von Simulationsmethoden zur Bearbeitung von Forschungs- und Entwicklungsprojekten. Parallel übernahm er 2008 die Leitung des Steinbeis- Transferzentrums Konstruktion, Tribologie und Prototypenbau. 2009 habilitierte Prof. Bartel mit dem Thema „Simulation von Tribosystemen - Grundlagen und Anwendungen“ und wurde zum Privatdozenten an der Universität Magdeburg ernannt. 2014 erfolgte die Ernennung zum außerplanmäßigen Professor. Im März 2016 wurde er zum Geschäftsführenden Leiter des Institutes für Kompetenz in AutoMobilität (IKAM) unikationswissenhe Sprachwissenent \ Altphilologie Kommunikationsistorische Sprachanagement \ Alttik \ Bauwesen \ schaft \ Tourismus ie \ Kulturwissenichte \ Anglistik \ \ BWL \ Wirtschaft Max L. J. Wolf Projektarbeit bei kleineren und mittleren Vorhaben Orientierung scha昀en für die Praxis mit dem Projektmanagement-Kompass! expertverlag.de Anzeige 40 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswiss haft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwiss haft \ 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 \ ilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwissenschaften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglistik \ Bauwese emdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtschaft \ Touris VWL \ Maschinenbau \ Politikwissenschaft \ Elektrotechnik \ Mathematik & Statistik \ Management \ Altphilologie \ Sport \ Gesundheit \ Romanistik \ Theologie \ Kulturwiss haften \ Soziologie \ Theaterwissenschaft \ Geschichte \ Spracherwerb \ Philosophie \ Medien- und Kommunikationswissenschaft \ Linguistik \ Literaturgeschichte \ Anglisti auwesen \ Fremdsprachendidaktik \ DaF \ Germanistik \ Literaturwissenschaft \ Rechtswissenschaft \ Historische Sprachwissenschaft \ Slawistik \ Skandinavistik \ BWL \ Wirtsc BUCHTIPP Rüdiger Krethe Handbuch Ölanalysen 1. Auflage 2020, 284 Seiten €[D] 148,00 ISBN 978-3-8169-3499-8 eISBN 978-3-8169-8499-3 expert verlag - Ein Unternehmen der Narr Francke Attempto 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 Das Buch bietet eine praxisorien琀erte Einführung in das Thema Ölanalysen. Es vermi琀elt das nö琀ge Hintergrundwissen, von der sachgerechten Probenentnahme, den Prüfverfahren bis zum Verstehen der Analysenergebnisse. Hierdurch unterstützt es den Anwender dabei, kostspielige Ausfallzeiten der Maschinen zu verhindern. Rüdiger Krethe ist diplomierter Maschinenbauer und Tribotechniker. Er befasst sich seit mehr als 25 Jahren intensiv mit der Schmierung von Maschinen, angefangen von der Produktauswahl, der innerbetrieblichen Organisa琀on bis hin zur Überwachung von Schmierölen und Hydraulik昀üssigkeiten während des Einsatzes. Nachrichten 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 unikationswissenhe Sprachwissenent \ Altphilologie Kommunikationsistorische Sprachanagement \ Alttik \ Bauwesen \ schaft \ Tourismus ie \ Kulturwissenichte \ Anglistik \ BWL \ Wirtschaft Mitteilungen der Ö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atentumschau 42 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 DE102016208832B4 F02F 3/ 10 Hayakawa, Kunio, Shizuoka-ken, Hamamatsu-shi, JP; Suda, Naoyuki, Shizuoka-ken, Hamamatsu-shi, JP National University Corporation Shizuoka University, Shizuoka, JP; SUZUKI MOTOR CORPORATION, Shizuoka-ken, Hamamatsu-shi, JP Kolben für Verbrennungsmotoren Kolben für Verbrennungsmotoren, der umfasst: einen Kolbenkörper (9); ein Paar von Kolbenmantelabschnitten (10, 11), die von dem Kolbenkörper (9) herab hängen; ein Paar von Kolbenbolzenaugen-Abschnitten (14, 15), die von dem Kolbenkörper (9) herab hängen und so konfiguriert sind, dass sie einen Kolbenbolzen (16) halten; ein Paar von Seitenwandabschnitten (12, 13), die so konfiguriert sind, dass sie das Paar von Kolbenmantelabschnitten (10, 11) und das Paar von Kolbenbolzenaugen-Abschnitten (14, 15) miteinander verbinden; undein Harzüberzugfilm (39), der auf einem äußeren Umfang von einem Kolbenmantelabschnitt des Paars von Kolbenmantelabschnitten (10, 11) bereitgestellt ist,wobei der eine Kolbenmantelabschnitt (10, 11) umfasst: ein mittleres Kolbenmantel-Teilstück (37) mit einem Außendurchmesser, der bei einem mittleren Teilstück in Bezug auf eine Richtung maximiert ist, in der sich eine Mittelachse (C) des Kolbenkörpers (9) erstreckt; ein oberes Kolbenmantel-Teilstück ... EP000003882048A1 B60C 1/ 00 Schulte Reinhold, DE Schulte Reinhold, DE Fahrzeugrad-Drehdurchführung, Fahrzeugrad- Baugruppe, Selbstfahrende Arbeitsmaschine und Verfahren zum Betrieb einer Fahrzeugrad- Drehdurchführung Die Erfindung betrifft eine radlastfreie Fahrzeugrad- Drehdurchführung (11) für eine selbstfahrende Arbeitsmaschine. Die Fahrzeugrad-Drehdurchführung (11) verfügt über ein erstes Drehdurchführungsteil (15), das einen ersten Kanal (25) aufweist, und ein relativ zu dem ersten Drehdurchführungsteil (15) verdrehbares zweites Drehdurchführungsteil (18), das einen zweiten Kanal (26) aufweist. Zwischen den Drehdurchführungsteilen (15, 18) wird eine über über Dichteinheiten (45, 46) abgedichteter Übertrittsbereich (27) ausgebildet. In eine Dichtwirkungs-Steuerkammer (33; 34) mündet ein Dichtungs-Steuerkanal (75; 76), über den die Dichtwirkungs-Steuerkammer (33; 34) mit einem Dichtungs- Steuerdruck beaufschlagt werden kann. Die Dichtwirkungs-Steuerkammer (33; 34) ist durch die Dichteinheit (45, 46) in der Art eines verschieblichen Kolbens geschlossen. Die Dichtwirkung der Dichteinheit (45, 46) ist in Abhängigkeit von dem Dichtungs-Steuerdruck in der Dichtwirkungs-Steuerkammer (33; 34) veränderbar. Die Dichtwirkungs-Steuerkammer (33; 34) ist (bis auf die Verbindung mit dem Dichtungs-Steuerkanal (75; 76)) geschlossen, so dass diese nicht durchströmt wird. DE112013001631B4 F04C 29/ 02 Kato, Taro, c/ o Mitsubishi Electric Corporatio, Tokyo, JP; Maeyama, Hideaki, c/ o Mitsubishi Electric Corpora, Tokyo, JP; Moroe, Shogo, c/ o Mitsubishi Electric Corporati, Tokyo, JP; Nagasawa, Hiroki, c/ o Mitsubishi Electric Corporat, Tokyo, JP; Nishiki, Teruhiko, c/ o Mitsubishi Electric Corpor, Tokyo, JP; Shingu, Keisuke, c/ o Mitsubishi Electric Corpora, Tokyo, JP; Shirafuji, Yoshinori, c/ o Mitsubishi Electric Corpo, Tokyo, JP; Yokoyama, Tetsuhide, c/ o Mitsubishi Electric Corpo, Tokyo, JP Mitsubishi Electric Corporation, Tokyo, JP Abgedichteter Kompressor und Dampfkompressions-Kältekreislaufvorrichtung, die den abgedichteten Kompressor aufweist Abgedichteter Kompressor, der Folgendes aufweist: einen abgedichteten Behälter (1), der Schmieröl an dessen Boden (2a) speichert; einen Motor (8), der in dem abgedichteten Behälter (1) angeordnet ist und einen Stator (7) und einen Rotor (6) aufweist; eine Antriebswelle (3), die an dem Rotor (6) angebracht ist; einen Kompressionsmechanismus, der innerhalb des abgedichteten Behälters (1) angeordnet ist und dazu ausgebildet ist, ein Kältemittel bei der Rotation der Antriebswelle (3) zu komprimieren; ein zentrifugales Laufrad (40), das oberhalb des Rotors (6) angeordnet ist und dazu ausgebildet ist, synchron mit dem Rotor (6) zu rotieren; eine den Rotor (6) in Aufwärts-Abwärts-Richtung durchdringende Rotor-Luftöffnung (26); und ein Austrittsrohr (22), das dazu ausgebildet ist, das Kältemittel beim Strömen in einen unteren Raum des Motors (8), Aufsteigen durch die Rotor-Luftöffnung (26) und Strömen in einen oberen Raum (9) des Motors (8) hinein, dazu zu veranlassen, aus dem oberen Raum (9) zu einem externen Kreislauf des abgedichteten Behälters (1) zu strömen, wobei das zentrifugale Laufrad (40) Folgendes aufweist: ... 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 43 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen E DIN EN ISO 3104: 2022-11 Print: 125,60 EUR/ Download: 103,80 EUR Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität (ISO/ DIS 3104: 2022); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 3104: 2022 Petroleum products - Transparent and opaque liquids - Determination of kinematic viscosity and calculation of dynamic viscosity (ISO/ DIS 3104: 2022); German and English version prEN ISO 3104: 2022 Vorgesehen als Ersatz für DIN EN ISO 3104: 2021-01 Erscheinungsdatum: 2022-10-21 Einsprüche bis 2022-12-14 Gegenüber DIN EN ISO 3104: 2021-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Präzisionsdaten aktualisiert auf alle Kraftstoffe, die aktuell am Markt sind; b) Biodiesel(FAME)-Mischungen und paraffinischen Dieselkraftstoff in den Anwendungsbereich aufgenommen; c) Prozessbeschreibung und Erlaubnis automatischer Methoden eingefügt. Dieses Dokument beschreibt die Bestimmung der kinematischen Viskosität transparenter und undurchsichtiger flüssiger Mineralölprodukte durch Messung der Zeit, die ein bestimmtes Volumen einer Flüssigkeit benötigt, um unter Schwerkrafteinfluss durch ein kalibriertes Glas- Viskosimeter zu fließen. E DIN EN ISO 4259-5: 2022-11 Print: 182,50 EUR/ Download: 151,10 EUR Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 5: Statistische Bewertung der Übereinstimmung zweier verschiedener Messverfahren die vorgeben, dieselbe Eigenschaft zu messen (ISO/ DIS 4259-5: 2022); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 4259-5: 2022 Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 5: Statistical assessment of agreement between two different measurement methods that claim to measure the same property (ISO/ DIS 4259-5: 2022); German and English version prEN ISO 4259-5: 2022 Erscheinungsdatum: 2022-10-28 Einsprüche bis 2022-12-21 Dieses Dokument legt die statistische Bewertung der Übereinstimmung zweier verschiedener Messverfahren die vorgeben, dieselbe Eigenschaft zu messen im Bereich der Mineralölerzeugnisse fest. Z DIN EN ISO 13736: 2021-07 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel (ISO 13736: 2021); Deutsche Fassung EN ISO 13736: 2021 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 13736: 2022- 12 ZE DIN EN ISO 13736/ A1: 2022-03 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel - Änderung 1: Aktualisierung der Erklärung für systematische Messabweichungen (ISO 13736: 2021/ DAM 1: 2022); Deutsche und Englische Fassung EN ISO 13736: 2021/ prA1: 2022 DIN EN ISO 13736: 2022-12 Print: 118,80 EUR/ Download: 98,30 EUR Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel (ISO 13736: 2021 + Amd 1: 2022); Deutsche Fassung EN ISO 13736: 2021 + A1: 2022 Determination of flash point - Abel closed-cup method (ISO 13736: 2021 + Amd 1: 2022); German version EN ISO 13736: 2021 + A1: 2022 Ersatz für DIN EN ISO 13736: 2021-07 Gegenüber DIN EN ISO 13736: 2021-07 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Überarbeitung von Unterabschnitt 13.1; b) Streichung von Literaturhinweis [14] und Neunummerierung aller nachfolgenden Literaturhinweise im Text und in den Literaturhinweisen; c) redaktionelle Überarbeitung des Dokuments. Dieses Dokument legt ein Verfahren für die manuelle und automatische Bestimmung des Flammpunktes von brennbaren Flüssigkeiten im geschlossenen Tiegel fest, deren Flammpunkt zwischen -30,0 °C und mindestens 75,0 °C liegt. Z DIN 51390-2: 1997-11 Prüfung von Mineralölerzeugnissen - Bestimmung des Siliciumgehaltes - Teil 2: Wellenlängendispersive Röntgenfluoreszenz-Analyse (RFA) Historisch; kein Bedarf mehr. Z DIN 51454: 2022-06 Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung von Kraftstoffanteilen in gebrauchten Motorenölen - Gaschromatographisches Verfahren Zurückgezogen, ersetzt durch DIN 51454: 2022-11 DIN 51454: 2022-11 Print: 86,90 EUR/ Download: 72,00 EUR Normen Normen 44 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung von Kraftstoffanteilen in gebrauchten Motorenölen - Gaschromatographisches Verfahren Testing of lubricants - Determination of fuel content in used engine oils - Gas chromatography method Ersatz für DIN 51454: 2022-06 Gegenüber DIN 51454: 2015-10 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Anwendungsbereich um B10, B20 und B30 sowie paraffinischen Dieselkraftstoff erweitert; b) Begriffe „Dieselkraftstoff-Anteil“ und „FAME-Anteil“ aktualisiert; c) Begriffe „Hochsieder-Anteil“ und „Integrationsende“ neu aufgenommen; d) Octan dem Beispiel einer Kalibrierlösung hinzugefügt; e) Beispiel-Chromatogramme aktualisiert; f) Prüfbericht ergänzt; g) Verweisungen aktualisiert und Dokument redaktionell überarbeitet. Gegenüber DIN 51454: 2022-06 wurden folgende Korrekturen vorgenommen: a) Korrektur der Gleichungen in 12.3 Vergleichbarkeit in Tabelle 2. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung von Kraftstoffanteilen in gebrauchten Motorenölen fest. E DIN 51531: 2022-12 Print: 86,90 EUR/ Download: 72,00 EUR Mineralölparaffine - Bestimmung des Ölgehaltes Petroleum waxes - Determination of oil content Vorgesehen als Ersatz für DIN 51531: 2012-12 Erscheinungsdatum: 2022-11-18 Einsprüche bis 2023-01-11 Gegenüber DIN 51531: 2012-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) aufgrund des Verbots von Quecksilber wurde der Verweis und die Darstellung des Quecksilber-Luftdruckreglers in 6.5 entfernt; b) der Text in 6.8 wurde geändert, um das Verdampfungsgerät anzupassen. Da die ehemals verwendete Lampe nicht mehr käuflich zu erwerben ist, erfolgt die Temperierung mittels eines beheizbaren Wasserbades; c) Bild 3 wurde entsprechend des Textes geändert und alle Verweise auf eine Lampe wurden entfernt; d) das Dokument wurde redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung von Öl in Mineralölparrafinen mit einem Erstarrungspunkt von 30 °C oder höher und mit einem Massenanteil an Öl bis 15 % fest. E DIN 51750-3: 2022-12 Print: 47,10 EUR/ Download: 38,90 EUR Prüfung von Mineralölen - Probenahme - Salbenartigkonsistente und feste Stoffe Testing of mineral oils - Sampling - Pasty and solid materials Vorgesehen als Ersatz für DIN 51750-3: 1991-02 Erscheinungsdatum: 2022-11-11 Einsprüche bis 2023-01-04 Gegenüber DIN 51750-3: 1991-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Streichung von Vaseline und Paraffinen aus dem Anwendungsbereich und aus der Durchführung; b) Streichung der Verweisung auf die Allgemeintoleranzen nach DIN 7168 - g; c) Erweiterung der Aufnahmegefäße bei der Probenahme auf Becher aus Kunststoff und ähnlich beständigem Material; d) Erweiterung der Durchführung des Probenahmeprozesses auf eine Einzelprobe während des Auslaufvorgangs; e) Ergänzung der Entnahme einer repräsentativen Probe während des Auslaufvorgangs; f) Dokument redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt die Probenahme für salbenartigkonsistente und feste Mineralölerzeugnisse, z. B. Schmierfette, Vaseline und Paraffine, fest. Dieses Dokument ist nicht anwendbar für Prüfgut, das durch Erwärmen ohne Änderung der Zusammensetzung in eine Flüssigkeit umwandelbar ist. In diesem Fall muss DIN 51750 2 angewendet werden. ZE DIN 51828-1: 2020-07 Prüfung von Schmierstoffen und verwandten Erzeugnissen - Bestimmung der biologischen Abbaubarkeit - Teil 1: Allgemeines Historisch; kein Bedarf mehr. 1.1.1.1 Übersetzugen DIN EN ISO 4259-4: 2022-09 Print: 172,40 EUR/ Download: 142,50 EUR 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) 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) 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen E prEN ISO 3104: 2022-10 Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität (ISO/ DIS 3104: 2022) Petroleum products - Transparent and opaque liquids - Determination of kinematic viscosity and calculation of dynamic viscosity (ISO/ DIS 3104: 2022) Normen 45 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 Vorgesehen als Ersatz für EN ISO 3104: 2020-09 Einsprüche bis 2023-01-13 E prEN ISO 4259-5: 2022-10 Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 5: Statistische Bewertung der Übereinstimmung zweier verschiedener Messverfahren die vorgeben, dieselbe Eigenschaft zu messen (ISO/ DIS 4259-5: 2022) Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 5: Statistical assessment of agreement between two different measurement methods that claim to measure the same property (ISO/ DIS 4259-5: 2022) Einsprüche bis 2023-01-11 ZE EN ISO 13736/ prA1: 2022-02 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel - Änderung 1: Aktualisierung der Erklärung für systematische Messabweichungen (ISO 13736: 2021/ DAM 1: 2022) EN ISO 13736/ A1: 2022-09 Bestimmung des Flammpunktes - Verfahren mit geschlossenem Tiegel nach Abel - Änderung 1: Aktualisierung der Erklärung für systematische Messabweichungen (ISO 13736: 2021/ Amd 1: 2022) Determination of flash point - Abel closed-cup method - Amendment 1: Bias statement update (ISO 13736: 2021/ Amd 1: 2022) Änderung von EN ISO 13736: 2021-04 1.2.2 ISO-Normen E ISO/ DIS 3104: 2022-10 72,00 EUR Mineralölerzeugnisse - Durchsichtige und undurchsichtige Flüssigkeiten - Bestimmung der kinematischen Viskosität und Berechnung der dynamischen Viskosität Petroleum products - Transparent and opaque liquids - Determination of kinematic viscosity and calculation of dynamic viscosity Vorgesehen als Ersatz für ISO 3104: 2020-09 Einsprüche bis 2023-01-13 E ISO/ DIS 4259-5: 2022-10 72,00 EUR Mineralölerzeugnisse - Präzision von Messverfahren und Ergebnissen - Teil 5: Statistische Bewertung der Übereinstimmung zweier verschiedener Messverfahren die vorgeben, dieselbe Eigenschaft zu messen Petroleum and related products - Precision of measurement methods and results - Part 5: Statistical assessment of agreement between two different measurement methods that claim to measure the same property Einsprüche bis 2023-01-11 E ISO/ DTS 11007-2: 2022-10 72,00 EUR Petroleum products and lubricants - Determination of rust-prevention characteristics of lubricating greases - Part 2: Method with water wash-out Vorgesehen als Ersatz für ISO/ TS 11007-2: 2021-07 E ISO/ DIS 12185: 2022-10 72,00 EUR Rohöl und Mineralölerzeugnisse - Bestimmung der Dichte - U-Rohr-Oszillationsverfahren Crude petroleum, petroleum products and related products - Determination of density - Laboratory density meter with an oscillating U tube sensor Vorgesehen als Ersatz für ISO 12185: 1996-06 und ISO 12185 Technical Corrigendum 1: 2001-08 Einsprüche bis 2023-01-16 E ISO/ DIS 15380: 2022-10 72,00 EUR Schmierstoffe, Industrieöle und verwandte Produkte (Klasse L) - Familie H (Hydraulische Systeme) - Anforderungen für Hydraulikflüssigkeiten der Kategorien HETG, HEPG, HEES und HEPR Lubricants, industrial oils and related products (class L) - Family H (Hydraulic systems) - Specifications for hydraulic fluids in categories HETG, HEPG, HEES and HEPR Vorgesehen als Ersatz für ISO 15380: 2016-12 Einsprüche bis 2023-01-16 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen ZF DIN SPEC 1281-1: 2010-05 Wälzlager - Erläuternde Anmerkungen zur ISO 281 - Teil 1: Dynamische Tragzahlen und nominelle Lebensdauer (ISO/ TR 1281-1: 2008 + Cor. 1: 2009) Zurückgezogen, ersetzt durch DIN ISO/ TR 1281- 1: 2022-11 E DIN ISO 3547-1: 2022-11 Print: 86,90 EUR/ Download: 72,00 EUR Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 1: Maße (ISO 3547- 1: 2018); Text Deutsch und Englisch Plain bearings - Wrapped bushes - Part 1: Dimensions (ISO 3547-1: 2018); Text in German and English Vorgesehen als Ersatz für DIN ISO 3547-1: 2015-12 Erscheinungsdatum: 2022-10-28 Einsprüche bis 2022-12-21 Gegenüber DIN ISO 3547-1: 2015-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Normative Verweisungen überarbeitet; b) Gleichungen für Mindest- und Maximal-Innendurchmesser der Buchse hinzugefügt; c) Gleichung für Aufweitung der Gehäuse-Aufnahmebohrung hinzugefügt. Dieses Dokument legt die Maße und Bezeichnung von gerollten Buchsen aus Einstoff- und Mehrschichtwerkstoffen zur Verwendung als Gleitlager fest. Normen 46 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 E DIN ISO 6525: 2022-11 Print: 63,20 EUR/ Download: 52,30 EUR Gleitlager - Dünnwandige aus Band hergestellte Axiallager-Ringe - Maße und Toleranzen (ISO 6525: 2018); Text Deutsch und Englisch Plain bearings - Ring type thrust washers made from strip - Dimensions and tolerances (ISO 6525: 2018); Text in German and English Vorgesehen als Ersatz für DIN ISO 6525: 1986-05 Erscheinungsdatum: 2022-10-28 Einsprüche bis 2022-12-21 Gegenüber DIN ISO 6525: 1986-05 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Normative Verweisungen wurden aktualisiert; b) Die Darstellung der Vertiefung in Bild 1 wurde verbessert; c) Norm redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt eine Reihe von Axiallager-Ringen für die allgemeine Verwendung zusammen mit gerollten Buchsen fest, wie in ISO 3547 (alle Teile) festgelegt. Es gilt für Druckscheiben mit Innendurchmessern von 6 mm bis 80 mm E DIN ISO 6526: 2022-11 Gleitlager - Dünnwandige aus Band hergestellte Axiallager-Halbscheiben - Merkmale und Toleranzen (ISO 6526: 2017); Text Deutsch und Englisch Plain bearings - Pressed bimetallic half thrust washers - Features and tolerances (ISO 6526: 2017); Text in German and English Vorgesehen als Ersatz für DIN ISO 6526: 1986-05 Erscheinungsdatum: 2022-10-28 Einsprüche bis 2022-12-21 Gegenüber DIN ISO 6526: 1986-05 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Anpassung an die ISO 6526: 2017; b) Norm redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt die Hauptmerkmale und Toleranzen für gepresste Bimetall-Halbscheiben mit einem Außendurchmesser von bis zu 160 mm fest. Z DIN EN 12080: 2017-11 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Wälzlager; Deutsche Fassung EN 12080: 2017 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 12080: 2022-11 ZE DIN EN 12080/ A1: 2021-04 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Wälzlager; Deutsche und Englische Fassung EN 12080: 2017/ prA1: 2021 DIN ISO/ TR 1281-1: 2022-11 Print: 115,60 EUR/ Download: 95,60 EUR Wälzlager - Erläuternde Anmerkungen zur ISO 281 - Teil 1: Dynamische Tragzahlen und nominelle Lebensdauer (ISO/ TR 1281-1: 2021) Rolling bearings - Explanatory notes on ISO 281 - Part 1: Basic dynamic load rating and basic rating life (ISO/ TR 1281-1: 2021) Ersatz für DIN SPEC 1281-1 (DIN-Fachbericht ISO/ TR 1281-1): 2010-05 Gegenüber DIN SPEC 1281-1 (DIN-Fachbericht ISO/ TR 1281-1): 2010-05 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitt 7 wurde entfernt; b) Herleitung der früheren Gleichung (29) und Gleichung (46) [Gleichung (28) und Gleichung (45) in dieser Ausgabe] wurde korrigiert; c) Tippfehler wurden in Gleichung (30) und Gleichung (31) sowie in der Ableitung des Faktors Y3 korrigiert; d) Dokument wurde redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument gibt ergänzende Hintergrundinformationen bezüglich der Herleitung von Formeln und Faktoren, die in ISO 281: 2007 angegeben sind. DIN EN 12080: 2022-11 Print: 157,70 EUR/ Download: 130,60 EUR Bahnanwendungen - Radsatzlager - Wälzlager; Deutsche Fassung EN 12080: 2017+A1: 2022 Railway applications - Axleboxes - Rolling bearings; German version EN 12080: 2017+A1: 2022 Ersatz für DIN EN 12080: 2017-11 Gegenüber DIN EN 12080: 2017-11 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Überarbeitung des europäischen Vorworts; b) Hinzufügen einer normativen Verweisung; c) Überarbeitung von 4.2, 6.3, Abschnitt 11, 12.1, Anhang C und Anhang D; d) Überarbeitung von Anhang ZA; e) redaktionelle Überarbeitung der Norm. Diese Europäische Norm legt die Qualitätsanforderungen für Wälzlager von Radsatzlagern fest, die die Primärlast des Fahrzeugs tragen und für einen zuverlässigen Zugbetrieb auf den europäischen Schienennetzen erforderlich sind. Sie beschreibt metallurgische Eigenschaften und Werkstoffeigenschaften und legt die Maß- und Formgenauigkeit fest. Darüber hinaus legt sie Verfahren der Qualitätssicherung und Freigabebedingungen fest. 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 Vorgesehen als Änderung von DIN EN 13749: 2021-05 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 Normen 47 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 Anwendung dieses Dokumentes beinhalten diese Begriffe alle funktionellen Zusatzeinrichtungen, z. B. Dämpferhalter. E DIN ISO 21250-1: 2022-12 Print: 86,90 EUR/ Download: 72,00 EUR Wälzlager - Geräuschprüfung von Wälzlagerfetten - Teil 1: Grundlagen, Prüfanordnung, Prüfmaschine (ISO 21250-1: 2020); Text Deutsch und Englisch Rolling bearings - Noise testing of rolling bearing greases - Part 1: Basic principles, testing assembly and test machine (ISO 21250-1: 2020); Text in German and English Erscheinungsdatum: 2022-11-04 Einsprüche bis 2022-12-28 Dieses Dokument wurde vom Technischen Komitee ISO/ TC 4, Wälzlager, erstellt. Dieses Dokument behandelt Grundlagen, Anforderungen an den Prüfaufbau und die Prüfmaschine zur Bestimmung und Bewertung des Geräuschverhaltens von Lagerfetten zusammen mit ISO 21250-2, ISO 21250-3 und ISO 21250-4. Dieses Dokument legt fest: - die Grundlagen, den Prüfaufbau und die Prüfmaschine für die Geräuschprüfung von Wälzlagerfetten; - die in den Prüfverfahren BQ+, MQ und NQ verwendeten Symbole. Dieses Dokument ist anwendbar für die Prüfung von Wälzlagerfetten, insbesondere von ungebrauchtem Schmierfett. ANMERKUNG Geeignete Fette sind Fette der NLGI-Klassen 1 bis 3 nach DIN 51818. Geeignete Fette für die Schmierung von Wälzlagern sind insbesondere Fette nach ISO 12924. Das Prüfverfahren nach diesem Dokument liefert aussagekräftige Ergebnisse für Wälzlager, kann aber auch für Fette in ähnlichen Anwendungen angewendet werden. E DIN ISO 21250-2: 2022-12 Print: 102,80 EUR/ Download: 84,90 EUR Wälzlager - Geräuschprüfung von Wälzlagerfetten - Teil 2: Prüf- und Bewertungsverfahren BQ+ (ISO 21250-2: 2020); Text Deutsch und Englisch Rolling bearings - Noise testing of rolling bearing greases - Part 2: Test and evaluation method BQ+ (ISO 21250-2: 2020); Text in German and English Erscheinungsdatum: 2022-11-04 Einsprüche bis 2022-12-28 Dieses Dokument wurde vom Technischen Komitee ISO/ TC 4, Wälzlager, erarbeitet. Dieses Dokument enthält Anforderungen an die Prüfanordnung und die Prüfmaschine der Methode BQ+ zur Bestimmung und Bewertung der Geräuschcharakteristik von Wälzlagerfetten zusammen mit ISO 21250-1, ISO 21250-3 und ISO 21250-4. Dieses Dokument spezifiziert die Prüf- und Bewertungsmethode für Wälzlagerfettgeräusche nach dem Verfahren BQ+. E DIN ISO 21250-3: 2022-12 Print: 110,80 EUR/ Download: 91,60 EUR Wälzlager - Geräuschprüfung von Wälzlagerfetten - Teil 3: Prüf- und Bewertungsverfahren MQ (ISO 21250-3: 2020); Text Deutsch und Englisch Rolling bearings - Noise testing of rolling bearing greases - Part 3: Test and evaluation method MQ (ISO 21250-3: 2020); Text in German and English Erscheinungsdatum: 2022-11-04 Einsprüche bis 2022-12-28 Dieses Dokument wurde vom Technischen Komitee ISO/ TC 4, Wälzlager, erarbeitet. Dieses Dokument enthält Anforderungen an die Prüfanordnung und die Prüfmaschine der Methode MQ zur Bestimmung und Bewertung der Geräuschcharakteristik von Wälzlagerfett zusammen mit ISO 21250-1, ISO 21250-2 und ISO 21250-4. Dieses Dokument legt das Prüf- und Bewertungsverfahren für Wälzlagerfettgeräusche in Übereinstimmung mit dem Verfahren MQ fest. E DIN ISO 21250-4: 2022-12 Print: 79,00 EUR/ Download: 65,20 EUR Wälzlager - Geräuschprüfung von Wälzlagerfetten - Teil 4: Prüf- und Bewertungsverfahren NQ (ISO 21250- 4: 2020); Text Deutsch und Englisch Rolling bearings - Noise testing of rolling bearing greases - Part 4: Test and evaluation method NQ (ISO 21250-4: 2020); Text in German and English Erscheinungsdatum: 2022-11-04 Einsprüche bis 2022-12-28 Dieses Dokument wurde vom Technischen Komitee ISO/ TC 4, Wälzlager, erstellt. Das zuständige nationale Normungsgremium ist der Arbeitsausschuss NA 118-01- 04 AA „Toleranzen, Prüf- und Messverfahren“ im DIN- Normenausschuss Wälz- und Gleitlager (NAWGL). Dieses Dokument enthält Anforderungen für die Prüfanordnung und die Prüfmaschine des Verfahrens NQ zur Bestimmung und Bewertung des Geräuschverhaltens von Wälzlagerfett in Übereinstimmung mit ISO 21250-1, ISO 21250-2 und ISO 21250-3. Dieses Dokument spezifiziert die Prüf- und Bewertungsmethode von Wälzlagerfettgeräuschen in Übereinstimmung mit der Methode NQ. E DIN 32711-1: 2023-01 Print: 63,20 EUR/ Download: 52,30 EUR Welle-Nabe-Verbindung - Polygonprofil P3G - Teil 1: Allgemeines und Geometrie Shaft-hub-connection - Polygon profile P3G - Part 1: Generalities and geometry Erscheinungsdatum: 2022- 12-02 Einsprüche bis 2023-03-25 Gegenüber DIN 32711-1: 2009-03 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitt 2 „Normative Verweisungen“ wurde aktualisiert; b) in Abschnitt 7 wurden die Radiusangaben von 5,5e1 bzw. 5,5e2 in 7,5e1 bzw. 7,5e2 geändert; c) in Tabelle 1 wurde zu Nenngröße d1 eine Fußnote eingefügt; d) die Literaturhinweise wurden aktualisiert; Normen 48 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 e) Norm wurde redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt Abmessungen und Geometriedefinitionen von Polygonverbindungen P3G fest. Der Anwendungsbereich dieser Norm erstreckt sich auf technische Erzeugnisse, z. B. des allgemeinen Maschinenbaus, des Werkzeugmaschinen-, Kraftfahrzeug- und Flugzeugbaus sowie der Elektronikindustrie E DIN 32711-2: 2023-01 Print: 54,90 EUR/ Download: 45,50 EUR Welle-Nabe-Verbindung - Polygonprofil P3G - Teil 2: Berechnung und Dimensionierung Shaft-hub-connection - Polygon profile P3G - Part 2: Calculation and dimensioning Erscheinungsdatum: 2022-12-02 Einsprüche bis 2023-03-25 Gegenüber DIN 32711-2: 2009-03 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitt 2 „Normative Verweisungen“ wurde aktualisiert; b) in Anhang A, Berechnungsbeispiel für Kleinste Nabenwanddicke, wurde Gleichung (9) korrigiert; c) Literaturhinweise wurden aktualisiert; d) Norm wurde redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt die Dimensionierung und Berechnung der Tragfähigkeit sowie die Fertigung von Polygon-verbindungen P3G fest. Dieses Dokument ist anzuwenden für technische Erzeugnisse, z. B. des allgemeinen Maschinenbaus, des Werkzeugmaschinen-, Kraftfahrzeug- und Flugzeugbaus sowie der Elektronikindustrie. 2.1.1.1 Übersetzungen DIN ISO 15: 2022-10 Print: 148,80 EUR/ Download: 122,90 EUR Rolling bearings - Radial bearings - Boundary dimensions, general plan (ISO 15: 2017) Wälzlager - Radiallager - Hauptmaße, Maßplan (ISO 15: 2017) DIN 3689-1: 2021-11 Print: 180,40 EUR/ Download: 149,30 EUR Shaft to collar connection - Hypotrochoidal H-profiles - Part 1: Geometry and dimensions Welle-Nabe-Verbindung - Hypotrochoidische H-Profile - Teil 1: Geometrie und Maße DIN 6885-1: 2021-11 Print: 108,90 EUR/ Download: 90,10 EUR Drive type fastenings without taper action, parallel keys, keyways - Deep pattern - Part 1: Dimensions, tolerances, mass Mitnehmerverbindungen ohne Anzug, Passfedern, Nuten - Hohe Form - Teil 1: Maße, Toleranzen, Masse DIN 6885-2: 2021-06 Print: 98,60 EUR/ Download: 81,60 EUR Drive type fastenings without taper action, parallel keys, keyways - Deep pattern for machine tools - Part 2: Dimensions, tolerances, mass Mitnehmerverbindungen ohne Anzug, Passfedern, Nuten - Hohe Form für Werkzeugmaschinen - Teil 2: Maße, Toleranzen, Masse DIN 6885-3: 2021-06 Print: 88,80 EUR/ Download: 73,70 EUR Drive type fastenings without taper action, parallel keys, keyways - Low pattern - Part 3: Dimensions, tolerances, mass Mitnehmerverbindungen ohne Anzug, Passfedern, Nuten - Niedrige Form - Teil 3: Maße, Toleranzen, Masse DIN 6888: 2022-03 Print: 79,20 EUR/ Download: 65,40 EUR Drive type fastenings without taper action - Woodruff keys - Dimensions and application Mitnehmerverbindungen ohne Anzug - Scheibenfedern - Maße und Anwendung DIN 8150: 2022-03 Print: 79,20 EUR/ Download: 65,40 EUR Galle chains Gallketten DIN EN 12080: 2022-11 Print: 197,30 EUR/ Download: 163,20 EUR Railway applications - Axleboxes - Rolling bearings (includes Amendment : 2022) Bahnanwendungen - Radsatzlager - Wälzlager (enthält Änderung : 2022) 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen Z EN ISO 5755: 2012-09 Sintermetalle - Anforderungen (ISO 5755: 2012) Zurückgezogen, ersetzt durch EN ISO 5755: 2022-10 ZE prEN ISO 5755: 2022-01 Sintermetallwerkstoffe - Anforderungen (ISO/ DIS 5755: 2022) EN ISO 5755: 2022-10 Sintermetallwerkstoffe - Anforderungen (ISO 5755: 2022) Sintered metal material - Specifications (ISO 5755: 2022) Ersatz für EN ISO 5755: 2012-09 2.2.2 ISO-Normen E ISO/ FDIS 1206: 2022-10 146,50 EUR Wälzlager - Spanend gefertigte Nadellager - Maße, Geometrische Produktspezifikationen (GPS) und Toleranzen Rolling bearings - Needle roller bearings with machined Normen 49 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 rings - Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für ISO 1206: 2018-02 E ISO/ FDIS 3245: 2022-10 109,30 EUR Wälzlager - Nadellager, Nadelhülsen, Nadelbüchsen - Maße, Geometrische Produktspezifikationen (GPS) und Toleranzen Rolling bearings - Needle roller bearings with drawn cup and without inner ring - Boundary dimensions, geometrical product specifications (GPS) and tolerance values Vorgesehen als Ersatz für ISO 3245: 2015-12 ZE ISO/ DIS 5593: 2021-01 Wälzlager - Begriffe und Definitionen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 5593: 2022-10 E ISO/ FDIS 5593: 2022-10 47,30 EUR Wälzlager - Begriffe und Definitionen Rolling bearings - Vocabulary Vorgesehen als Ersatz für ISO 5593: 2019-04; Ersatz für ISO/ DIS 5593: 2021-01 Z ISO 5755: 2012-09 Sintermetalle - Anforderungen Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 5755: 2022-10 ISO 5755: 2022-10 221,00 EUR Sintermetallwerkstoffe - Anforderungen Sintered metal material - Specifications Ersatz für ISO 5755: 2012-09 ZE ISO/ FDIS 6834: 2022-07 Gleitlager - Thermohydrodynamische Schmierungsauslegungsdiagramme für kreisförmige Zylinderlager unter stationären Bedingungen ISO 6834: 2022-10 146,50 EUR Gleitlager - Thermohydrodynamische Schmierungsauslegungsdiagramme für kreisförmige Zylinderlager unter stationären Bedingungen Plain bearings - Thermo-hydrodynamic lubrication design charts for circular cylindrical bearings under steadystate conditions Z ISO 10825: 1995-08 Zahnräder - Verschleiß und Schäden an Zahnradzähnen - Terminologie Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 10825-1: 2022-05 ISO/ TR 10825-2: 2022-10 196,20 EUR Zahnräder - Verschleiß und Schäden an Zahnradzähnen - Teil 2: Ergänzende Informationen Gears - Wear and damage to gear teeth - Part 2: Supplementary information Mit ISO 10825-1: 2022-05 Ersatz für ISO 10825: 1995- 08 E ISO/ DIS 12131-2: 2022-09 72,00 EUR Gleitlager - Hydrodynamische Axial-Gleitlager im stationären Betrieb - Teil 2: Funktionen für die Berechnung von Axialsegmentlagern Plain bearings - Hydrodynamic plain thrust pad bearings under steady-state conditions - Part 2: Functions for the calculation of thrust pad bearings Vorgesehen als Ersatz für ISO 12131-2: 2016-09 Einsprüche bis 2022-12-08 E ISO/ DIS 12167-1: 2022-09 72,00 EUR Gleitlager - Hydrostatische Radial-Gleitlager mit Zwischennuten im stationären Betrieb - Teil 1: Berechnung von ölgeschmierten Gleitlagern mit Zwischennuten Plain bearings - Hydrostatic plain journal bearings with drainage grooves under steady-state conditions - Part 1: Calculation of oil-lubricated plain journal bearings with drainage grooves Vorgesehen als Ersatz für ISO 12167-1: 2016-09 Einsprüche bis 2022-12-07 ZV ISO/ TS 23768-1: 2011-12 Wälzlager - Teilebibliothek - Teil 1: Merkmallexikon Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ TS 23768: 2022-09 V ISO/ TS 23768: 2022-09 245,90 EUR Rolling bearings - Parts library - Reference dictionary for rolling bearings Ersatz für ISO/ TS 23768-1: 2011-12 3 Vorhaben 3.1 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung des Gehaltes an Additivelementen - Wellenlängendispersive Röntgenfluoreszenz-Analyse (RFA); (DIN 51391-2: 1994- 03); NA 062-06-12 AA <06235224> Dieses Dokument legt die Bestimmung des Gehaltes an Additivelementen in Schmierstoffen mittels wellenlängendispersiver Röntgenfluoreszenz-Analyse (RFA) fest. Prüfung von Schmierölen - Bestimmung der Elementgehalte aus Additiven, Abrieb und sonstigen Verunreinigungen - Teil 2: Wellenlängendispersive Röntgenfluoreszenz-Analyse (RFA); (DIN 51399-2: 2010-01); NA 062-06-12 AA <06235225> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Ermittlung des Gehaltes von Elementen in Schmierölen, die aus dem Additivanteil, aus dem Abrieb oder aus Verunreinigungen stammen können fest. Die Bestimmung erfolgt mittels RFA. Prüfung von Schmierstoffen und verwandten Erzeugnissen - Bestimmung des Wasserabscheidevermögens nach Dampfbehandlung von Schmierölen und schwerent- Normen 50 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 flammbaren Flüssigkeiten; (DIN 51589-1: 1991-03); NA 062-06-61 AA <06236206> Dieses Dokument legt die Bestimmung des Wasserabscheidevermögens nach Dampfbehandlung von Schmierölen und schwerentflammbaren Flüssigkeiten fest. Schmierstoffe - Schmierfette K - Einteilung und Anforderungen; (DIN 51825: 2004-06); NA 062-06-52 AA <06236374> In diesem Dokument sind die Bezeichnungen, die Einteilung und die Anforderungen der Schmierfette der NLGI-Klassen 1 bis 4 nach DIN 51818 sowie die Prüfverfahren festgelegt. Prüfung von Mineralölerzeugnissen - Bestimmung des Verdampfungsverlustes - Teil 2: Gaschromatographisches Verfahren; (DIN 51581-2: 1997-05); NA 062-06- 14 AA <06236381> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Verdampfungsverlustes von Mineralölerzeugnissen mittels gaschromatographischem Verfahren fest. 3. 2 DIN-Normenausschuss Wälz- und Gleitlager (NAWGL) Gleitlager - Gleitlager-Ermüdung - Teil 1: Gleitlager auf Lager-Prüfständen und in Lager-Anwendungen unter hydrodynamischer Schmierung (ISO 7905-1: 2021); (DIN ISO 7905-1: 1998-09); NA 118-02-02 AA <11800585> Das Dokument beschreibt ein Verfahren, mit dem die Vergleichbarkeit von Prüfergebnissen dadurch verbessert wird, daß die Gleitlager-Ermüdung ursächlich Spannungen in den Lagerwerkstoffschichten bewertet werden. Gleitlager - Gleitlager-Ermüdung - Teil 2: Prüfung mit zylindrischem Probestab aus metallischem Lagerwerkstoff (ISO 7905-2: 2021); (DIN ISO 7905-2: 1998-09); NA 118-02-02 AA <11800586> Das Dokument legt ein Verfahren zur Ermittlung der Ermüdungsfestigkeit von einzelnen Lagerwerkstoffen fest, die nicht mit dem Stahlstützkörper verbunden sind. Gleitlager - Gleitlager-Ermüdung - Teil 3: Prüfung an ebenen Streifen aus metallischem Verbund-Lagerwerkstoff (ISO 7905-3: 2019); (DIN ISO 7905-3: 1998-09); NA 118-02-02 AA <11800587> Das Dokument legt ein Verfahren zur Ermittlung der Ermüdungsfestigkeit von ebenen Streifen aus Verbund-Lagerwerkstoffen fest. Zusätzlich kann auch der Einfluß von hydraulischem Druck und veränderlichen Temperatur auf die Streifen untersucht werden. Gleitlager - Gleitlager-Ermüdung - Teil 4: Prüfung an Lagerschalen aus metallischem Verbund-Lagerwerkstoff (ISO 7905-4: 2022); (DIN ISO 7905-4: 1998-09); NA 118-02-02 AA <11800588> Das Dokument legt ein Verfahren zur Ermittlung der Ermüdungsgrenze von Lagerschalen aus Verbund-Lagerwerkstoffen fest. Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 5: Prüfung des Außendurchmessers (ISO 3547-5: 2020); (DIN ISO 3547- 5: 2015-12); NA 118-02-05 AA <11800589> Das Dokument enthält entsprechend ISO 12301 Festlegungen für die Prüfung des Außendurchmessers von gerollten Buchsen (ISO 3547-2: 2017, Verfahren A, B und D) und beschreibt die erforderlichen Prüfverfahren sowie die Messeinrichtung. Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 6: Prüfung des Innendurchmessers (ISO 3547-6: 2020); (DIN ISO 3547- 6: 2015-12); NA 118-02-05 AA <11800590> Dieses Dokument legt in Übereinstimmung mit ISO 12301 die Prüfung des Innendurchmessers von gerollten Buchsen fest (Prüfverfahren C nach ISO 3547-2: 2017) und beschreibt die dazu erforderlichen Prüfverfahren und Messeinrichtungen. Gleitlager - Gerollte Buchsen - Teil 7: Messung der Wanddicke von dünnwandigen Lagerbuchsen (ISO 3547-7: 2020); (DIN ISO 3547-7: 2015-12); NA 118-02- 05 AA <11800591> Das Dokument beschreibt in Übereinstimmung mit ISO 12301 die Prüfverfahren und Prüfeinrichtungen für die Messung der Gesamtwanddicke von dünnwandigen Lagerschalen und dünnwandigen Buchsen im Fertigzustand. 3. 3 DIN-Normenausschuss Fahrweg und Schienenfahrzeuge (FSF) Bahnanwendungen - Radsatzlager - Wälzlager; (DIN EN 12080: 2022-11); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087-00-02-04 UA <08701570> Diese Europäische Norm legt die Qualitätsanforderungen für Wälzlager von Radsatzlagern fest, die für einen zuverlässigen Zugbetrieb auf den europäischen Schienennetzen erforderlich sind. Sie beschreibt metallurgische Eigenschaften und Werkstoffeigenschaften und legt die Maß- und Formgenauigkeit fest. Darüber hinaus legt sie Verfahren der Qualitätssicherung und Freigabebedingungen fest. Bahnanwendungen - Radsatzlager - Schmierfette; (DIN EN 12081: 2017-11); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087-00-02-04 UA <08701571> Diese Europäische Norm legt die Qualitätsanforderungen an Schmierfette für Wälzlager in Radsatzlagern nach prEN 12080 fest, die für einen zuverlässigen Zugbetrieb auf den europäischen Schienennetzen erforderlich sind. Sie beschreibt das Freigabeverfahren für ein noch nicht zugelassenes Schmierfett, das Änderungsmanagement für ein zugelassenes Schmierfett und das Verfahren der Qualitätsprüfung des Schmierfett-Loses. Die Anforderungen an die Schmierfette sind für zwei Lagergeschwindigkeitsklassen angegeben. Normen 51 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 Bahnanwendungen - Radsatzlager - Prüfung des Leistungsvermögens; (DIN EN 12082: 2021-09); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 087-00-02-04 UA <08701575> Diese Europäische Norm legt die Grundlagen und Verfahren für die Prüfung des Leistungsvermögens auf dem Prüfstand der Baugruppe Radsatzlager, bestehend aus Wälzlager(n), Lagergehäuse, Dichtung(en) und Schmierfett, fest. Für Fahrzeuge im Betrieb auf Vollbahnen sind die Prüfbedingungen und Mindestleistungsanforderungen spezifiziert. Für Fahrzeuge im Betrieb auf anderen Schienennetzen dürfen davon abweichende Prüfbedingungen und Leistungsanforderungen gewählt werden (z. B. städtische Schienenbahnen). Diese Norm wurde ursprünglich für Außenlagerungen entwickelt, gilt jedoch auch für Fahrzeuge mit anderen Lageranordnungen (z. B. Innenlagerungen oder Einzelräder). Sie enthält mögliche Beispiele, in denen eine „sequentielle Leistungsprüfung“ die breite Vielfalt von verschiedenen Betriebsbedingungen innerhalb einer spezifischen Anwendung oder einer Fahrzeugplattform berücksichtigt. Sie beschreibt detailliert eine Wasserdichtheitsprüfung und die Grundlagen und Mindestanforderungen einer Betriebserprobung. Diese Europäische Norm gilt nur für Radsatzlager, die mit Wälzlagern und Schmierfetten nach EN 12080 und EN 12081 ausgestattet sind. 3.4 DIN-Normenausschuss Werkstofftechnologie (NWT) Sintermetalle, ausgenommen Hartmetalle - Ermittlung der Biegebruchfestigkeit; (DIN EN ISO 3325: 2002-06); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 145-01-03 AA <14500218> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Ermittlung der Biegebruchfestigkeit von Sintermetallen, ausgenommen Hartmetalle, fest. Dieses Verfahren ist speziell für den Vergleich der Sinterfestigkeit eines Metallpulver-Loses mit einem Referenz-Pulver oder -Festigkeitswert geeignet. Dieses Verfahren ist anwendbar bei Sintermetallen, ausgenommen bei Hartmetallen, gleichgültig, ob sie nach dem Sintern einer Wärmebehandlung unterzogen wurden oder nicht, sowie bei Werkstoffen, die nach dem Sintern kalibriert wurden. 3.1.1 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Zurückziehung Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung des Tieftemperatur-Drehmomentverhaltens von Schmierfetten; NA 062-06-52 AA <06236276> 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. Normen 52 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 2/ 2023 Der Druck der vom Europäischen Komitee für Elektrotechnische Normung (CENELEC) angenommenen EN und HD als DIN-ENbzw. DIN-EN-Norm mit VDE- Klassifizierung ist in Vorbereitung. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript bei der DKE Deutsche Kommission Elektrotechnik Elektronik Informationstechnik im DIN und VDE, Stresemannallee 15, 60596 Frankfurt, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Die Übernahme der vom Europäischen Institut für Telekommunikationsnormen (ETSI) angenommenen EN in das Deutsche Normenwerk ist in Vorbereitung. Bis zur Übernahme als DIN-Norm kann das Vormanuskript bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. 4.1.2 Europäische Norm-Entwürfe Die spätere Übernahme der von CEN und CENELEC veröffentlichten Norm-Entwürfe (prEN) und der von CENELEC herausgegebenen HD-Entwürfe (prHD) in das Deutsche Normenwerk ist vorgesehen. Hinsichtlich der Schlussentwürfe (prEN) von CEN, die ohne Einspruchsfristen angezeigt werden, können Vormanuskripte in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) zu den angegebenen Preisen bezogen werden. Bei Dokumenten, die im Parallelen Umfrageverfahren bei IEC und CENELEC erschienen sind, ist in Klammern die Nummer des IEC-Dokumentes angegeben. Diese Entwürfe können bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Stellungnahmen sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. Die vom ETSI veröffentlichten Entwürfe für Europäische Normen (prEN) sollen später in das Deutsche Normenwerk übernommen werden. Diese Entwürfe (überwiegend in englischer Sprache) können bei der DKE gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Stellungnahmen sind bis zum angegebenen Termin an die DKE zu richten. 4.1.3 Internationale Normen und Norm-Entwürfe Die Ergebnisse der Arbeit der Internationalen Organisation für Normung (ISO) und der Internationalen Elektrotechnischen Kommission (IEC) sowie der ISO/ IEC- Arbeit können im DIN Deutsches Institut für Normung e. V., Burggrafenstraße 6, 10787 Berlin, IEC-Normen und IEC-Entwürfe zusätzlich bei der DKE eingesehen werden. Die Ergebnisse der ISO- und IEC-Arbeit sind in Englisch und/ oder Französisch erhältlich. Sie liegen in deutscher Übersetzung vor, wenn sie gleichzeitig als Europäische Normen oder DIN-ISO- oder DIN-IEC-Normen übernommen werden. Kopien der ISO-Norm-Entwürfe können beim DIN Deutsches Institut für Normung e. V. (AuslandsNormen- Service), 10772 Berlin, bezogen werden. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen (TS) und Berichte (TR) sowie Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden herausgegeben, wenn ein Norm-Entwurf keine ausreichende Zustimmung zur Veröffentlichung als Norm erreichen konnte oder wenn sich ein zu normender Gegenstand noch in der Entwicklungs- oder Erprobungsphase befindet. Europäische und Internationale Technische Berichte dienen zur Bekanntmachung bestimmter Daten, die für die europäische bzw. internationale Normungsarbeit von Nutzen sind. Europäische Technische Spezifikationen werden in der Regel als DIN SPEC (Vornorm) übernommen. Europäische und Internationale Technische Spezifikationen werden spätestens drei Jahre nach ihrer Veröffentlichung mit dem Ziel überprüft, die für die Herausgabe einer Norm erforderliche Einigung anzustreben. Europäische Technische Berichte können bei Bedarf als DIN SPEC (Fachbericht) übernommen werden. Internationale öffentlich verfügbare Spezifikationen (PAS) können von der ISO herausgegeben werden, wenn sich ein Thema noch in der Entwicklung befindet oder wenn aus einem anderen Grund derzeit noch keine Internationale Norm veröffentlicht werden kann. Eine PAS kann auch ein in Zusammenarbeit mit einer externen Organisation erarbeitetes Dokument sein, das nicht den Anforderungen einer Internationalen Norm entspricht. Europäische und Internationale Workshop Agreements (CWA und IWA) Diese Dokumente sind Ergebnisse von Arbeiten europäischer oder internationaler Expertengruppen (Workshops) im Rahmen von CEN/ CENELEC und ISO/ IEC, jedoch außerhalb der Technischen Komitees. Sie liegen, falls nicht anders angegeben, in englischer Fassung vor. 5 Herausgeber und Bezugsquellen 5.1 Deutsche Normen Herausgeber: DIN Deutsches Institut für Normung e. V., 10772 Berlin Bezug: Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin 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 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 Martin Neumann, Tobias Gleim, Thomas Gradt Friction coefficients for wood-wood and wood-steel high pressure contact under temperatures between -40°C and 90°C Tristan Brückner, Hanno Paschke, Peter Kaestner, Isabel Hahn, Sabine Siebert, Sebastian Weber Untersuchungen zur wirtschaftlichen Nutzung von Niedertemperatur-Nitrierprozessen durch Übertragung auf Behandlungen im industriellen Maßstab [POSEIDON (II)] Jaacob Vorgerd, Peter Tenberge, Alexander Thomas, Nadja Aufderstroth Kalorimetrische Messung der Verzahnungsverlustleistung im Bereich hoher Umfangsgeschwindigkeiten Ivan Grozev, Sagar Dalal, Nazlim Bagcivan, Serhan Bastuerk, Christian Lueffe, Thomas Stahl Simplified tribological approach for predesign of wind turbine bearing cases, combined with model test investigation