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Tribologie und Schmierungstechnik HERAUSGEGEBEN VON ADRIAN RIENÄCKER UND MANFRED JUNGK 3 _ 23 70. JAHRGANG Organ der Gesellschaft für Tribologie Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft Organ der Swiss Tribology Heft 3 | August 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 978-3-381-10051-4 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 · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0011 Liebe Leserinnen und Leser, das Thema Energiewende ist allgegenwärtig, jedoch sehe ich noch kein wirklich einleuchtendes Gesamtbild. Zwar verabschiedeten die Vereinten Nationen 17 Strategische Entwicklungsziele für Nachhaltigkeit und die Europäische Union gibt mit dem „Green Deal“ vor, bis 2050 klimaneutral zu sein. Ob eine Absichtserklärung und eine auf EU-Mitgliedsstaaten beschränkte Vorgabe für die Energiewende genügen werden, wird ja zuletzt auch von den „Klebe- und Abseilaktivisten“ stark bezweifelt. Die Herkunft der Primärenergie (Stand 2019 von 606 EJ weltweit, IEA) verteilt sich zu 26,9 % auf Kohle, 30,9 % auf Öl, 23,2 % auf Gas, 5,0 % auf Kernspaltung, 2,5 % auf Wasser, 9,4 % auf Biomasse und 2,2 % auf andere erneuerbare Quellen. Der fossile Anteil lässt sich nicht allein durch eine CO 2 -Bepreisung eliminieren, sondern nur wenn am fossilen Anteil beteiligte Firmen neue Geschäftsfelder erschlossen haben. Die Kernspaltung durch Kernfusion zu ersetzen, bedarf noch intensiver Forschung und Entwicklung. Die Fluktuation von erneuerbaren Quellen wie Solar und Wind zu regeln ist sicherlich mit Informationstechnologie und der Entwicklung neuer variabler Produktionsprozesse möglich. Emanuele Moioli zeigte im Trendbericht Technische Chemie (Nachrichten aus der Chemie - Juni 2023) verschiedene Möglichkeiten auf, um lastflexible Reaktoren und Prozesse zu optimieren, die sich an die Verfügbarkeit von Ressourcen anpassen. Für die Herstellung der Grundchemikalien Wasserstoff, Synthesegas, Methanol, Methan und Ammoniak können die gebräuchlichen Elektrolyseverfahren, wie die alkalische und die Protonenaustauschmembranelektrolyse, weiterentwickelt werden. Diese reagieren innerhalb von Sekunden auf Lastwechsel und gehen nach wenigen Minuten wieder in Betrieb. Ferner beschreibt Moioli die Möglichkeit der Umstellung von Flachbettauf Wirbelstromreaktoren. Diese erlauben zusammen mit dem Einsatz veränderter Katalysatoren die chemische Synthese besser steuern zu können. Die Verringerung des Energieverbrauches durch Effizienzsteigerung birgt ein sehr großes Potential. Energieeffiziente Wohngebäudesanierung und Elektromobilität werden ja ausführlich in den Medien diskutiert. Der Einfluss tribologischer Maßnahmen wurde schon durch Peter Jost in den 60er Jahren beschrieben. Die GfT hat in jüngster Zeit drei Studien mit den Themen „Querschnittstechnologie zur Minderung von CO 2 -Emissionen und zur Ressourcenschonung“, „Verschleißschutz und Nachhaltigkeit als Querschnittsherausforderungen“ und „Wirkungen der Tribologie auf die CO 2 -Emissionen in der Nutzungsphase von Produkten“ erarbeitet. Um das eingangs genannte Gesamtbild einer Energiewende zu skizzieren, wird die Tribologie ihren Beitrag leisten. Das Forschungsfeld Tribologie innerhalb des Forschungsnetzwerkes Industrie und Gewerbe des Bundesministeriums für Wirtschaft und Klimaschutz wird der Tribologie helfen, die notwendige Außenwirkung zu erhalten. Die Implementierung der tribologischen Maßnahmen können Tribologen nicht allein durchführen. Hier bedarf es, dass Kollegen der angrenzenden Disziplinen der Tribologie gewogen bleiben, Ihr Manfred Jungk Herausgeber Mission Energiewende - (im)possible? Veranstaltungen 2 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 Veranstaltungen Datum Ort Veranstaltung ► 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 ► 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 ► 22.11. - 24.11.23 Zagreb, Croatia Hotel Esplanade The 54 th GOMA Lubricants & Base Oils Symposium lubricants.goma.hr/ ► 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/ ► 23.01. - 25.01.24 Esslingen 24 th International Colloquium Tribology, Industrial and Automotive Lubrication https: / / www.tae.de/ weiterbildung/ tribologie-reibung-verschleiss-schmierung/ reibung-verschleiss-schmierung/ international-colloquium-tribology/ TuS PLUS: Tribologie und Schmierungstechnik jetzt mit noch mehr Fachinformation online Ab diesem Jahr erscheinen von der „Tribologie und Schmierungstechnik“ zwei zusätzliche Ausgaben jährlich. Dieses PLUS an Inhalt wird exklusiv digital verfügbar sein, so dass die Printausgabe weiterhin sechs Ausgaben, die Online-Ausgabe zukünftig acht Ausgaben jährlich umfasst. Der Zugriff auf die Online-Inhalte ist über unsere verlagseigene eLibrary möglich, die Ihnen einen qualitativ hochwertigen und benutzerfreundlichen Zugang zu allen digitalen Publikationen unserer Verlagsgruppe bietet. Stellen Sie jetzt Ihr Printabonnement um auf ein Abonnement mit Onlineanteil - eOnly oder print+online - und profitieren Sie von noch mehr Fachinformation. Abo-Service: Tel: +49 (0)7071 97 97 10 eMail: abo@narr.de Inhalt 3 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 5 Martin Wittmaack, Markus André, Katharina Schmitz Untersuchung des Einflusses der Oberflächentopografie auf EHD-Kontakte mittels FE- Simulation Investigation on the influence of surface topography on EHD contacts using FE simulation 14 Andreas Winkler, Marcel Bartz, Sandro Wartzack Experimentelle Ermittlung von Verschleißkoeffizienten ölgeschmierter Kontakte an einem Zwei-Scheiben-Tribometer Experimental determination of wear coefficients of oil-lubricated contacts by means of a two-disc-tribometer 22 Igor Velkavrh, Katharina Dimovski, Fevzi Kafexhiu, Thomas Wright Enhanced Efficiency in Coefficient of Friction Evaluation through Automated Data Processing 27 Florian Reinle, Dominic Linsler Reibungsoptimierung durch Gleitschleifen: Das Einlauf- und Reibverhalten über Topographie einstellen Friction Optimization through Mass Finishing: Adjusting Run-in and Friction Behavior via Topography 1 Editorial Mission Energiewende - (im)possible? 2 Veranstaltungen Aus Wissenschaft und Forschung 36 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 3 August 2023 Veröffentlichungen Die Autoren wissenschaftlicher Beiträge werden gebeten, ihre Manuskripte direkt an den Herausgeber, Dr. Jungk, zu senden (Checkliste und Formatvorgaben siehe Umschlagseite hinten). Authors of scientific contributions are requested to submit their manuscripts directly to the editor, Dr. Jungk (see inside back cover for formatting guidelines). IHR ONLINE-ABONNEMENT DER TuS Ab dem Jahrgang 2019 können Sie die aktuellen Hefte der Tribologie und Schmierungstechnik im Online-Abonnement beziehen. Die Hefte der vergangenen Jahrgänge werden kontinuierlich integriert. Unsere eLibrary bietet Ihnen einen qualitativ hochwertigen und benutzerfreundlichen Zugang zum digitalen Buch- und Zeitschriftenprogramm der Verlage expert, Narr Francke Attempto und UVK. Nutzen Sie mit uns die Chancen der Digitalisierung: https: / / elibrary.narr.digital/ journal/ tus Der Online-Zugang ist in Kombination mit dem Print-Abo oder als e-only-Abo erhältlich. Abo-Service: Tel: +49 (0)7071 97 97 10 Fax: +49 (0)7071 97 97 11 eMail: abo@narr.de Anzeige 4 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 BUCHTIPP expert verlag - Ein Unternehmen der Narr Francke Attempto Verlag GmbH + Co. KG Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Germany Tel. +49 (0)7071 97 97 0 \ Fax +49 (0)7071 97 97 11 \ info@narr.de \ www.narr.de Dieter Brendt, Olaf Mackowiak Führung in der Technik 1. Auflage 2021, 177 Seiten €[D] 34,90 ISBN 978-3-8169-3467-7 eISBN 978-3-8169-8467-2 Mitarbeitende zielgerichtet und effektiv führen zu können, ist ein Schlüssel für nachhaltigen Unternehmenserfolg. In diesem Buch werden den Leser: innen durch die direkte Ansprache und die Praxisbeispiele von Kolleg: innen in vergleichbaren Situationen Denkanstöße und Tipps geboten, um ihren Führungsstil zu analysieren und darauf aufbauend zu optimieren. Es werden bewährte Maßnahmen und Techniken zur effizienten Gestaltung und Beherrschung der vielfältigen Anforderungen im sich schnell verändernden technischen wie gesellschaftlichen Umfeld vorgeschlagen, die praxisgerecht im Führungsalltag eingesetzt werden können. Dieter Brendt: Vielseitige Berufserfahrungen als Techniker in leitenden Positionen, Studium der Arbeits-, Betriebs- und Organisationspsychologie, Supervisor BDP, seit 1989 freiberuflicher Trainer, Berater und Coach Olaf Mackowiak: Betriebsleitung in der Metallverarbeitenden Industrie, Führungsverantwortung für 170 Mitarbeiter: innen, 25 Jahre Führungserfahrung auf unterschiedlichen Hierarchieebenen Einleitung Das Reibverhalten in geschmierten Dichtungskontakten ist komplex und wird insbesondere im Mischreibungsbereich stark von der Oberflächentopografie der beiden Körper (Stahlgegen Elastomerkörper) beeinflusst. Hierbei werden durch die Rauheit unter anderem die reale Kontaktfläche (Traganteil) und die Hydrodynamik im Schmierspalt bestimmt. Eine gezielte Optimierung der Oberflächentopografie führt somit zu einer Verbesserung der hydrodynamischen Schmierfilmbildung und trägt zur Reduzierung von Reibung und Verschleiß bei. Dies erfordert eine genaue Beschreibung der Oberflächentopografie im Kontaktmodell. In der Simulation eines gesamten Bauteils, zum Beispiel auf Basis der Finite- Elemente-Methode, schließt sich die detaillierte Beschreibung der Oberflächentopographie auf Grund der unterschiedlichen Größenskalen praktisch aus. Daher werden die Kontakte in der Regel durch vereinfachende Ansätze modelliert, welche die Oberfläche auf Basis statistischer Größen beschreiben. Beispiele hierfür sind das Greenwood-Williamson (GW)-Kontaktmodell [1] oder das Kontaktmodell von Persson [2]. Ein ausführlicher Vergleich der zahlreichen Kontaktmodelle ist [3] zu entnehmen. In der vorliegenden Arbeit wird hingegen ein Kontaktmodell auf Basis einer FE-Simulation von real vermessenen Oberflächentopografien präsentiert und mit dem in der Praxis häufig verwendeten GW- Kontaktmodell verglichen. Anschließend dient die, in der FE-Simulation berechnete, Schmierspaltgeometrie der Bestimmung von Flussfaktoren für die Berechnung der Hydrodynamik im Rahmen von EHD-Simulationen. Ein ähnlicher Ansatz wird von Bartel [4] verfolgt, der ebenfalls den mikroskopischen Kontakt auf Basis real Aus Wissenschaft und Forschung 5 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0012 Untersuchung des Einflusses der Oberflächentopografie auf EHD-Kontakte mittels FE-Simulation Martin Wittmaack, Markus André, Katharina Schmitz* Eingereicht: 22.09.2022 Nach Begutachtung angenommen: 25.05.2023 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 63. Tribologie-Fachtagung 2022 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Die Oberflächentopografie hat einen starken Einfluss auf die Reibung in geschmierten Dichtungskontakten. In diesem Kontext werden FE-Kontaktsimulationen für gemessene repräsentative Flächenausschnitte vorgestellt und mit dem gängigen Greenwood-Williamson-Kontaktmodell verglichen. Aufbauend auf den FE-Simulationen werden die Flussfaktoren für die deformierte Spalttopografie berechnet. Dies ermöglicht die Berücksichtigung der realen Oberflächentopografie in EHD-Bauteilsimulationen. Schlüsselwörter Kontaktmodellierung, FE-Simulation, Flussfaktoren, Oberflächentopografie, Dichtungskontakt Investigation on the influence of surface topography on EHD contacts using FE simulation Surface topography has a strong influence on friction in lubricated sealing contacts. In this context, FE contact simulations of measured representative surface sections are presented and compared with the wellknown Greenwood-Williamson contact model. Based on the FE simulation, the flow factors for the deformed gap topography are determined. This enables the consideration of real surface topography in EHD simulations of engineering parts. Keywords Contact modeling, FE-simulation, flow factors, surface topography, Sealing contact Kurzfassung Abstract * Martin Wittmaack, M.Eng (federführender Autor) Prof. Dr.-Ing. Markus André Hochschule Hannover, Ricklinger Stadtweg 120 30459 Hannover Univ.-Prof. Dr.-Ing. Katharina Schmitz RWTH Aachen, Institut für fluidtechnische Antriebe und Systeme (ifas), Campus Boulevard 30, 52074 Aachen Matrixfilter geglättet. Die untersuchten unverformten Oberflächen z 0,1 (x,y) und z 0,2 (x,y) sind in Bild 1 dargestellt. Bei der Stahl-Oberfläche ist die anisotrope Oberflächenstruktur auf Grund des Fertigungsvorgangs zu erkennen, wohingegen die EPDM-Oberfläche eine nahezu isotrope Oberflächenstruktur aufweist. Definition der Spalthöhe Die tatsächliche Spalthöhe h (x,y) (siehe Bild 2)) berechnet sich aus der Differenz der z-Koordinaten der beiden Oberflächen 1 und 2 zu (1) Zu beachten ist hierbei, dass die beiden Oberflächen im Kontakt einer mechanischen Deformation unterliegen, so dass z 1 (x,y) und z 2 (x,y) die deformierten Oberflächen beschreiben. Liegen die Elementknoten der beiden Oberflächen nicht übereinander, wird zwischen den Knoten mit einem kubischen- Spline interpoliert. In makroskopischen Bauteilsimulationen werden die Oberflächen der Bauteile in der Re- ( , ) = ( , ) ( , ). Aus Wissenschaft und Forschung 6 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0012 vermessener Oberflächen berechnet. Jedoch wird dort die Kontaktberechnung unter Verwendung eines Halbraummodells durchführt. Untersuchte Oberfläche Im Rahmen dieser Arbeit wird der mikroskopische Kontakt des Dichtsystems einer ABS/ ESP-Pumpe aus dem Automotive-Bereich untersucht. Der Pumpenkolben ist hierbei aus Stahl gefertigt. Die Dichtung besteht aus einem Ethylen-Propylen-Dien-Kautschuk (EPDM). Die Größe des untersuchten Flächenausschnitts im Dichtkontakt beträgt 100.26 × 100.26 µm 2 und wird mit einem konfokalen Laserscanning-Mikroskop (Keyence VK-100) gemessen. Der Abstand zwischen den einzelnen Messpunkten beträgt in beiden Richtungen ∆x = ∆y = 0.682 μm. Nach der Messung werden die Krümmung sowie die Neigung der gemessenen Oberfläche mit einem Polynom 2. Ordnung korrigiert. Außerdem werden die Messdaten mit einem 7 × 7-Gauss- Bild 1: Gemessene Oberfläche Bild 2: Schmierspalt [ m] [ ] [ ] [ ] [ ] Stahl 0.879 1.14 9.90 3.90 6.00 EPDM 1.18 1.52 12.13 5.26 6.87 Tabelle 1: Oberflächenkennwerte der untersuchten Oberflächen gel als ideal glatte Oberflächen modelliert. Diese ideal glatte Fläche kann als Mittelebene der Rauheit interpretiert werden. In diesem Sinne berücksichtigt die deformierte Spalthöhe h def die mechanischen Deformationen durch den lokalen Kontakt der beiden Oberflächen. Sie berechnet sich durch die Mittelung über den untersuchten Flächenausschnitt Ω wie folgt (2) Im unverformten Zustand entspricht die deformierte Spalthöhe h def der nominellen Spalthöhe h nom . Die lokale Rauheit r(x,y) ist so definiert, dass ein positiver Wert einer Aufweitung des Schmierspaltes entspricht und berechnet sich aus dem Abstand der lokalen z-Koordinate und der mittleren Rauheitsebene zu (3) Im Rahmen dieser Arbeit werden die Ergebnisse in Abhängigkeit der normierten deformierten Spalthöhe h def ⁄ σ aufgetragen. Die Standardabweichung σ berechnet sich aus dem quadratischen Mittenrauwert [4] zu (4) Greenwood-Williamson Kontaktmodell Das Greenwood-Williamson-Kontaktmodell [1] ist eines der gängigen Modelle zur Beschreibung des Festkörperkontaktes zwischen rauen Oberflächen. Die Rauheitsspitzen werden bei diesem Modell als normalverteilte Halbkugeln mit gleichem Radius R (GW) angenommen. Aus den gemessenen Oberflächenprofil z 0,2 (x,y) der EPDM-Oberfläche werden nun die Rauheitsspitzen identifiziert. Eine Rauheitsspitze z s,i liegt vor, wenn der jeweilige Messpunkt größer ist, als die umliegenden Punkte. N (GW) ist die Anzahl der identifizierten Rauheitsspitzen des untersuchten Oberflächenausschnitts Ω. Für diese Punkte werden der Mittelwert μ s sowie die Standardabweichung σ s der Rauheitsspitzen berechnet. Aus den umliegenden Messpunkten berechnet sich der Halbkugelradius über die mittlere Krümmung [5] zu (5) Die Wahrscheinlichkeit, dass eine Rauheitsspitze bei einem nominellen Abstand der Flächen h nom im Kontakt ist, beträgt = 1 ( , ) ( ) . ( , ) = ( , ) 1 ( , ) ( ) = , + , . ( , ) = 1 ( , ) ( ) ( , ). ( ) = 1 ( ) 2 + ( ) . (6) Unter der Annahme, dass sich die Einzelkontakte nicht gegenseitig beeinflussen sowie der Gültigkeit der Hertzschen Kontakttheorie berechnet sich die reale Kontaktfläche A (GW) in Abhängigkeit des Halbkugelradius R (GW) , der Anzahl der Rauheitsspitzen N (GW) und der Normalverteilungsfunktion der Rauheitsspitzen Φ(z) zu (7) Auf Basis der Hertzschen Kontakttheorie berechnet sich der mittlere Kontaktdruck p m(GW) , bezogen auf die nominelle Kontaktfläche A nom wie folgt (8) Das GW-Kontaktmodell berechnet die Kontaktfläche sowie den Kontaktdruck für den nominellen unverformten Spalt h nom . Für den späteren Vergleich mit der FE- Simulation ist es daher erforderlich, auch für das GW- Kontaktmodell den deformierten Spalt h def zu berechnen. Hierfür wird im GW-Modell angenommen, dass auf Grund einer mechanischen Verformung kein Punkt eine z-Koordinate annehmen kann, die größer als die nominelle Spalthöhe h nom ist. Auf dieser Annahme wird mit Hilfe der gemessenen Oberflächen z 0,2 (x,y) eine deformierte Mittelfläche bestimmt. Die Differenz zu h nom liefert die deformierte Spalthöhe h def (GW) . Finite-Elemente-Kontaktmodell Als Alternative zum GW-Kontaktmodell wird in dieser Arbeit eine Kontaktsimulation real vermessener Oberflächen auf mikroskopischer Skala mittels der Finite- Elemente-Methode (FEM) durchgeführt. Für repräsentative Flächenausschnitte erfolgt die Bestimmung der elastischen Verformungen im Festkörperkontakt sowie der Normalkräfte in Abhängigkeit des Abstands der beiden Flächen. Durch Abbildung der mikroskopischen Oberflächentopografie wird im Kontaktmodell die Interaktion der vollständigen Oberflächentopografien berücksichtigt. So wird zum Beispiel durch dieses Kontaktmodell der Einfluss der Verformung von Rauheitsspitzen auf die umliegende Oberflächentopografie beschrieben. Dies ermöglicht die Untersuchung von Einflussgrößen, wie der mikroskopischen Struktur der Oberfläche, auf den tribologischen Kontakt. Ferner liefert die Auswertung des mikroskopischen Kontaktes wertvolle Hinweise zur Optimierung der Oberflächentopografie. ( ) = ( ) = 1 2 . ( ) = ( ) ( ) ( ) ( ) . ( ) = 1 4 3 ( ) 1 ( ) ( ) ( ) . Aus Wissenschaft und Forschung 7 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0012 verhaltens wird eine weiche Normalkontaktformulierung verwendet, bei der ein exponentieller Zusammenhang [6] zwischen dem lokalen Kontaktdruck p und dem lokalen Abstand h der beiden Oberflächen angenommen wird (Gleichung 10). Ist die lokale Spalthöhe h > h 0 ergibt sich der lokale Kontaktdruck zu p = 0. Ist die lokale Spalthöhe h kleiner als h 0 , wird der lokale Kontaktdruck p gemäß Gleichung (10) berechnet. Der Parameter p 0 = 10 MPa ist so gewählt, dass sich die Oberflächen bei den auftretenden Kontaktdrücken nur geringfügig durchdringen. Der Parameter h 0 = 40 nm ist so gewählt, dass dieser im Vergleich zu den Oberflächenkennwerten (Tabelle 1) klein ist, jedoch die Konvergenz des Kontaktalgorithmus positiv beeinflusst. Für den Tangentialkontakt wird Coulombsche Reibung mit einem Reibkoeffizienten von μ = 0.3 angenommen. Dieser Wert ist für diese exemplarische Simulation willkürlich gewählt, entspricht aber typischen Haftreibungskoeffizienten für, mit Bremsflüssigkeit, geschmierte Stahl/ EPDM Kontakte [7,8]. Die deformierte Spalthöhe h def berechnet sich in der FE-Simulation gemäß Gleichung (2). Vergleich der Kontaktmodelle Im Folgenden wird das GW-Kontaktmodell mit dem vorgestellten FEM-Kontaktmodell verglichen. Hierzu wird das FEM-Modell in Hinblick auf die Annahmen des GW-Kontaktmodells vereinfacht, in dem die Stahlgegenfläche als ideal glatt modelliert wird. In Bild 4 sind die reale Kontaktfläche A sowie der mittlere Kontaktdruck p m in Abhängigkeit des Verhältnisses h def ⁄σ aus der deformierten Spaltweite h def und der Standardabweichung der Rauheit σ aufgetragen. Da bei diesem Vergleich nur eine raue Oberfläche berücksichtigt wird entspricht die Standardabweichung der quadratischen ( ) = 0, < 1 1 1 , . Aus Wissenschaft und Forschung 8 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0012 Für die FE-Kontaktsimulation wird die kommerzielle Simulationssoftware ABAQUS/ standard verwendet. Im Rahmen einer statischen Simulation wird die Stahl- Oberfläche (Bild 3 - Körper 1) über eine Verschiebungsrandbedingung gegen die EPDM-Oberfläche (Bild 3 - Körper 2) gedrückt. Der EPDM-Körper ist an der unteren Begrenzung fixiert. An den übrigen Begrenzungen werden keine Verschiebungen in Normalen-Richtung der Fläche zugelassen. Da im Vergleich zur EPDM-Oberfläche die Verformung der Stahl-Oberfläche als vernachlässigbar klein angenommen werden kann, wird diese als starr angenommen. Die Vernetzung der Stahloberfläche erfolgt auf Basis der gemessenen Oberflächentopografie mit R3D4 Elementen. Die Berechnung der Verformung der EPDM-Oberfläche erfordert einen elastischen Unterbau. Der Unterbau hat ausgehend von der Mittelebene der EPDM-Oberfläche im unverformten Zustand eine Höhe von 30 μm und ist mit zehn Elementen über die Höhe diskretisiert. Die Vernetzung erfolgt mit linearen Hexaeder Elementen (C3D8RH). Das elastische Verhalten des EPDM-Materials wird mit einem hyperelastischen Neo-Hooke-Materialmodell beschrieben. Die Formänderungsenergiedichte W [6] des kompressiblen Neo-Hooke-Materialmodells berechnet sich aus dem Neo-Hooke-Parameter C 10 , der ersten Invariante des Cauchy-Green Tensors Î 1 , dem Kompressibilitätsparameter D 1 sowie der Determinanten des Deformationsgradienten J el zu (9) Die Anpassung an einen Stufenzugversuch ergibt einen Neo-Hooke-Parameter C 10 = 1.1612 MPa [7]. Außerdem wird eine moderate Kompressibilität von D = 0.1 MPa -1 angenommen. Für die Kontaktberechnung wird die surface-to-surface- Methode verwendet. Zur Verbesserung des Konvergenz- = Î 3 + 1 ( 1) . Bild 3: Aufbau des Simulationsmodells (10) Mittenrauheit der EPDM-Oberflächen σ = S q,2 = 1.52 μm. Für den untersuchten EPDM-Flächenausschnitt wurden N (GW) = 208 Rauheitsspitzen identifiziert. Der mittlere Halbkugelradius berechnet sich gemäß Gleichung (5) zu R (GW) = 2.55 μm. In Bild 4 ist zu erkennen, dass bei kleinen Verformungen der Oberfläche, also bei schwachen Kontaktdrücken, das GW-Kontaktmodell recht gut mit der FE-Simulation übereinstimmt. Bei großen Verformungen der Oberflächenstrukturen liefert jedoch die Hertzsche Kontakttheorie, auf der das GW-Kontaktmodell basiert, ungenaue Ergebnisse, da diese nur für kleine Verformungen gültig ist. Ferner wird bei dem GW-Kontaktmodell keine Interaktion zwischen benachbarten Asperitäten berücksichtigt. Simulation zweier rauen Oberflächen Im Folgendem wird die FE-Kontaktsimulation am Beispiel des Dichtysystems der ABS/ ESP-Pumpe (Bild 1, Tabelle 1) für zwei raue Oberflächen durchgeführt. Die berechnete Kontaktfläche sowie der Kontaktdruck sind in Bild 5 in Abhängigkeit der normierten deformierten Spalthöhe h def ⁄ σ aufgetragen. Gemäß der Gleichung (4) ergibt sich für die beiden untersuchten Oberflächen die Standardabweichung σ = 1.90 μm. Im Vergleich zu der Kontaktsimulation einer rauen Oberfläche gegen glatte Oberfläche (Bild 4) fällt auf, dass auch bei der FE-Simulation zweier rauer Oberflächen eine Kontakt-fläche berechnet wird, die etwas größer als die nominelle Kontaktfläche ist. Die Ursache hierfür ist, dass sich die EPDM-Oberfläche an die Stahloberfläche anlegt, welche aufgrund der Rauheit größer ist als ihre Projektion. Der qualitative Verlauf des mittleren Kontaktdruckes p m in Abhängigkeit der normierten Spaltweite h def / σ ist näherungsweise identisch mit dem mittleren Kontaktdruckverlauf zwischen einer rauen und einer glatten Fläche. Jedoch wird für den Kontakt zwischen zwei rauen Oberflächen ein höherer mittlerer Kontaktdruck p m berechnet. Eine Ursache hierfür ist, dass die Rauheitsspitzen beider Oberflächen bei einer Annäherung bereits früher in Kontakt treten. In Bild 6 ist die lokale Rauheit r 2 (x,y) der EPDM-Oberfläche für verschiedene Spaltweiten dargestellt. Bei einer normierten Spaltweite h def / σ = 5.80 ist die EPDM-Oberfläche nicht im Kontakt und entspricht der EPDM-Oberfläche in Bild 1. Werden die beiden untersuchten Oberflächen stark aneinandergepresst, nimmt die EPDM-Oberfläche die inverse Kontur der Stahloberfläche an. Aus Wissenschaft und Forschung 9 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0012 Bild 5: FE-Kontaktsimulation für zwei raue Oberflächen Bild 4: Vergleich GW-Kontaktmodell mit FE-Kontaktsimulation scher Skala bestimmt. Im Rahmen dieser Arbeit wird die transiente Reynolds-Gleichung (Gleichung (11)) mittels Finite-Differenzen-Methode (FDM) unter der Verwendung des zentralen Finite-Differenzen-Schemas gemäß Gleichung (13) gelöst. Die Ableitungen in y-Richtung bilden sich entsprechend. Für die Umsetzung wird das kommerzielle Mathematik Programm MATLAB verwendet. (13) Die zuvor durchgeführte FE-Kontaktsimulation liefert die deformierte Spalttopografie für die Strömungssimulation. Es wird eine Viskosität von η = 10 mPa · s angenommen. Dies entspricht einem typischen Wert von Bremsflüssigkeiten bei einer Temperatur von T = 23 °C [8]. Für die Berechnung der Druckflussfaktoren wird am Einlaufrand der Druck p ein = 0.2 MPa sowie am Auslaufrand der Druck p aus = 0.1 MPa über eine Dirichlet- Randbedingung vorgegeben. Die Geschwindigkeit der beiden Oberflächen u̇ und v̇ wird zu null vorgegeben. An den Seitenrändern wird durch die Vorgabe der Druckgradienten zu null der seitliche Ablauf des Fluids unterbunden. Der Druckflussfaktor Φ p gibt das Verhältnis der mittleren spezifischen Volumensströme der Druckströmung im rauen Spalt q̅ rau und der Druckströmung im ideal glatten Spalt q̅ glatt an (14) Bei einem Druckflussfaktor Φ p = 1 wird die Strömung im Spalt durch Oberflächentopografie nicht beeinflusst. Ist der Druckflussfaktor Φ p < 1, wird die Strömung im Schmierspalt durch die Oberflächentopografie behindert, sodass der hydrodynamische Druckaufbau sowie der Schmierfilmaufbau begünstigt wird. Ist der Druckflussfaktor Φ p > 1 wird die Strömung im Spalt begüns- , = , , 2 ; , = , 2 , + , = . Aus Wissenschaft und Forschung 10 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0012 Aus dem Zusammenhang zwischen dem mittleren Kontaktdruck p m und der deformierten Spaltweite h def kann nun ein makroskopisches Kontaktmodell zur Verwendung in einer Bauteilsimulation abgeleitet werden. Flussfaktorberechnung Die Beschreibung der Schmierfilmdynamik im Schmierspalt (Bild 2) erfolgt über die instationäre Reynolds- Gleichung [4]. Unter der Annahme eines inkompressiblen Newtonschen Fluids (Dichte ρ = konst, Viskosität η = konst) ergibt sich diese zu (11) Durch die Methode der Flussfaktoren nach Patir und Cheng [9] kann der Einfluss der Oberflächentopografie auf die Schmierfilmdynamik berücksichtigt werden. Bei dieser Methode werden die Poiseuille-Terme der Reynolds- Gleichung mit dem Druckflussfaktor Φ p versehen (Gleichung (12)), die den Einfluss der Oberflächentopografie auf die Druckströmung beschreiben. Zwei zusätzliche Couette-Terme, die den Scherflussfaktor Φ s enthalten, berücksichtigen den zusätzlichen Transport bzw. die Verdrängung des Fluids im Schmierspalt auf Grund der Relativbewegung der Rauheitsspitzen. (12) Die Flussfaktoren werden im Vorfeld einer Bauteilsimulation durch Strömungssimulationen auf mikroskopi- 12 + 12 = + 2 + + 2 + . 12 + 12 = + 2 + 2 + + 2 + 2 + Bild 6: Deformation der EPDM-Oberfläche tigt, was zu einer Reduzierung des hydrodynamischen Druckaufbaus führt. Durch das Einsetzen der Randbedingungen für die Druckströmung in die Reynolds-Gleichung (10), bleiben nur die Poiseuille-Terme erhalten. Die spezifischen Volumenströme in x- und y-Richtung berechnen sich somit wie folgt (15) Aus den Richtungskomponenten des spezifischen Volumenstromes (Gleichung (15)) lässt sich der spezifische Volumenstrom berechnen (16) Da die Flussfaktor-Methode nach Patir und Cheng mit den mittleren Volumenströmen arbeitet, werden die Volumenströme über den untersuchten Flächenausschnitt Ω gemittelt (17) Der mittlere spezifische Volumenstrom zwischen zwei glatten Oberflächen berechnet sich aus der deformierten Spalthöhe h def , der Viskosität η, den vorgegebenen Drücken auf der Ein- und Auslaufseite p ein und p aus sowie aus der Länge L des untersuchten Flächenausschnittes in Strömungsrichtung wie folgt (18) In Bild 7 sind die Druckflussfaktoren Φ xp und Φ yp in Abhängigkeit der normierten deformierten Spalthöhe h def ⁄ σ aufgetragen. Sowohl in xals auch in y-Richtung ist der Druckflussfaktor Φ p kleiner als eins. Der Volumenstrom wird also im Vergleich zu einer glatten Oberfläche be- = 12 ; = 12 . = + . , = 1 12 ( ) . , = 12 = 12 . hindert und somit der hydrodynamische Schmierfilmaufbau begünstigt. Bei h def ⁄ σ < 1 unterscheiden sich die Druckflussfaktoren. Bei der Betrachtung der lokalen Spalthöhe bei h def ⁄ σ = 0.525 ist zu erkennen, dass in y-Richtung bei x = 60 μm weiterhin ein nahezu gerader Strömungskanal vorhanden ist, in x-Richtung jedoch nur kleiner verzweigte Strömungskanäle. Die Strömung in x-Richtung ist daher stärker behindert, was sich auch in den Druckflussfaktoren wiederspiegelt. Im Folgenden werden die spezifischen Volumenströme exemplarisch für die normierten deformierte Spalthöhe h def ⁄ σ = 0.525 ausgewertet. Gemäß Gleichung (18) berechnet sich der mittlere spezifische Volumenstrom für die oben definierten Randbedingungen und die Strömung zwischen zwei glatten Flächen zu q̅ glatt = 0.00822 mm 2 ⁄ s. In Bild 8 sind die spezifischen Volumenströme für die Druckströmung in x- und y-Richtung aufgetragen. Bei dem Vergleich der spezifischen Volumenströme ist auf die unterschiedliche Farbskala zu achten. Der maximale spezifische Volumenstrom in x-Richtung beträgt q = 0.08 mm 2 ⁄ s und der mittlere spezifische Volumenstrom beträgt q̅ x = 0.0013 mm 2 ⁄ s. Es ist zu erkennen, dass das Fluid bei y ≈ 20 μm und y ≈ 90 μm in den untersuchten Flächenausschnitt einströmt. Auf Grund der Festkörperkontakte, fließt das Fluid durch verzweigte Strömungskanäle zur Mitte des untersuchten Flächenausschnitts und teilt sich anschließend in zwei Strömungspfade auf. Bei der Druckströmung in y-Richtung (Bild 8) ist, wie auch in Bild 7 der Strömungskanal bei x = 60 μm zu erkennen, durch den das Fluid mit einem maximalen spezifischen Volumenstrom q = 0.2 mm 2 ⁄ s fließt. Der mittlere spezifische Volumenstrom für die Druckströmung in y-Richtung beträgt q̅ y = 0.00397 mm 2 ⁄ s. Eine Umlenkung des Fluids, wie bei der Druckströmung in Bild 8 findet nicht statt, weshalb der spezifischen Volumenstrom im Vergleich zu der Druckströmung in x-Richtung größer ist. Aus Wissenschaft und Forschung 11 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0012 Bild 7: Druckflussfaktoren kroskopischer Oberflächentopografien auf die Kontaktmechanik und Schmierfilmausbildung in geschmierten Dichtungskontakten. Durch die Verwendung von FE- Modellen, die auf real vermessenen Oberflächentopografien beruhen, werden die vereinfachenden Annahmen des GW-Modells vermieden. Literatur [1] Greenwood, J. A.; Williamson, J. B. P.: Contact of nominally flat surfaces. Proceedings of the Royal Society of London. Series A. Mathematical and Physical Sciences Vol 295, No 1442, S. 300-319, 1966 [2] Persson, B. N. J.: Theory of rubber friction and contact mechanics. The Journal of Chemical Physics, Vol 115, No 8, S. 3840-3861, 2001 [3] Müser, M.H., et al.: Meeting the Contact Mechanics Challenge. Tribology Letters Vol 85, No 4 (2017) [4] Bartel, D.: Simulation von Tribosystemen. Grundlagen und Anwendungen. Vieweg+Teubner Wiesbaden, 2010 [5] Nayak, P.R.: Random Process Model of Rough Surfaces. Journal of Lubrication Technology Vol 93, No 3, S. 398- 407, 1971 [6] Dassault Systems: ABAQUS 2019 Documentation; 2019 [7] Wittmaack, M.; André, M.; Molter, J.: Analyse von Einflussparametern auf den Stick-Slip-Effekt mittels Tribometerversuchen und FE-Simulation. 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Die Ergebnisse wurden für eine gemessene Oberflächentopografie mit dem gängigen Greenwood-Williamson-Kontaktmodell verglichen. Der Vergleich der beiden Kontaktmodelle zeigt, dass diese bei kleinen Verformungen gut übereinstimmen. Auf Grund der begrenzten Gültigkeit der Hertzschen Kontakttheorie liefert das GW-Kontaktmodell bei großen Verformungen falsche Ergebnisse. Die FE-Kontaktsimulation liefert hingegen auch für große Verformungen einen sinnvollen Zusammenhang zwischen dem mittleren Kontaktdruck und der deformierten Spalthöhe und veranschaulicht die Interaktion der Oberflächentopografie auf mikroskopischer Skala. Aufbauend auf der Kontaktsimulation wurden die Druckflussfaktoren für die deformierte Oberflächentopografie berechnet. Die Auswertungen des deformierten Spaltes sowie des Volumenstromes zeigen, wie einzelne Strömungskanäle die Berechnung der Flussfaktoren beeinflussen und erlauben ein vertieftes Verständnis der Elastohydrodynamik unter Berücksichtigung der Oberflächentopografie. Die vorliegende Arbeit leistet somit einen Beitrag zur Untersuchung und Quantifizierung des Einflusses mi- Bild 8: Spezifischer Volumenstrom für die Druckströmungen in x- und y-Richtung Aus Wissenschaft und Forschung 13 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 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 setzung von Verschleißteilen verursacht. Vor dem Hintergrund beschränkter Ressourcen ist es erstrebenswert die Reibung zu minimieren und damit den Energieverbrauch zu senken. Eine Möglichkeit dies umzusetzen ist der Einsatz niedrigviskoser Schmierstoffe im Maschinenbau. Ein Einsatz niedrigviskoser Schmierstoffe führt jedoch zu geringeren Schmierfilmdicken und damit zu einem vermehrten Betrieb von Maschinenelementen im Misch- oder Grenzreibungsgebiet, was wiederum in einer Zunahme des Verschleißes in tribologisch hoch beanspruchten Systemen führt. Da Verschleiß zu katastrophalen Ausfällen und Betriebsstörungen führen kann, die sich sowohl negativ auf die Produktivität und Kosten als auch die Nachhaltigkeit auswirken, bietet die zuver- Aus Wissenschaft und Forschung 14 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0013 1 Einleitung Etwa 20 % des weltweiten Energieverbrauchs lässt sich nach Untersuchungen von H OLMBERG et al. [1] auf die Überwindung von Reibung zurückführen. Weitere drei Prozent werden durch den Austausch oder die Instand- Experimentelle Ermittlung von Verschleißkoeffizienten ölgeschmierter Kontakte an einem Zwei-Scheiben- Tribometer Andreas Winkler, Marcel Bartz, Sandro Wartzack* Eingereicht: 27.03.2023 Nach Begutachtung angenommen: 20.06.2023 Im Rahmen dieses Beitrags wird ein Vorgehensmodell zur experimentellen Bestimmung von Verschleißkoeffizienten mittels eines Zwei-Scheiben- Tribometers vorgestellt. Mithilfe dieses Vorgehensmodells lassen sich beliebige Slide-to-Roll Ratios (SRR) einstellen, um somit neben reinen Gleitkontakten auch Wälzkontakte abbilden zu können. Die Verschleißkoeffizienten wurden zum einen mittels taktiler Oberflächenmessung und zum anderen mittels gravimetrischer Messung berechnet. Beide Methoden weisen eine sehr gute Übereinstimmung auf. Die vorgestellten Tribometerversuche orientieren sich an einem Anwendungsbeispiel aus dem Bereich der Wälzlagertechnik. Abschließend wird die experimentell gemessene Verschleißtiefe der Prüfscheiben mit einer numerischen Verschleißsimulation abgeglichen. Schlüsselwörter Tribologie, Mischreibung, Grenzreibung, Zwei-Scheiben-Tribometer, Verschleißkoeffizient, Verschleißmodellierung Experimental determination of wear coefficients of oil-lubricated contacts by means of a two-disc-tribometer This paper presents a procedure model for the experimental determination of wear coefficients by means of a two-disk tribometer. The approach presented allows any slide-to-roll ratios (SRR) to be set in order to be able to reproduce rolling-sliding contacts in addition to pure sliding contacts. The wear coefficients were calculated by means of tactile surface measurement on the one hand and gravimetric measurement on the other. Both methods show very good agreement. The tribometer tests presented are based on an application example from the field of roller bearing technology. Finally, the experimentally measured wear depths of the test discs are compared with a numerical wear simulation. Keywords tribology, mixed lubrication, boundary lubrication, two-disc-tribometer, wear coefficient, wear modelling Kurzfassung Abstract * Andreas Winkler, M.Sc. (federführender Autor) ORCID-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-8346-3566 Dr.-Ing. Marcel Bartz ORCID-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-9894-600X Prof. Dr.-Ing. Sandro Wartzack ORCID-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-0244-5033 Friedrich-Alexander-Universität Erlangen-Nürnberg Lehrstuhl für Konstruktionstechnik (KTmfk) Martensstraße 9, 91058 Erlangen lässige Vorhersage und Berechnung von Verschleiß ein großes Potenzial hinsichtlich der ressourcen- und energieeffizienten Auslegung von Maschinenelementen. Der vorliegende Beitrag stellt ein Vorgehensmodell zur experimentellen Bestimmung von Verschleißkoeffizienten am Zwei-Scheiben-Tribometer vor, um das Verschleißverhalten von Maschinenelementen untersuchen und optimieren zu können und damit einen Beitrag zu einer nachhaltigeren Auslegung von Maschinenelementen leisten zu können. Der Vorteil der Bestimmung von Verschleißkoeffizienten mit einem Zwei-Scheiben-Tribometer liegt in der Variabilität der kinematischen Verhältnisse. Dadurch lassen sich eine Vielzahl technischer Systeme besser abbilden als es beispielsweise Stift-Scheibe-Tribometer ermöglichen, welche lediglich eine reine Gleitbewegung zwischen Grund- und Gegenkörper erlauben. 2 Stand der Forschung Zur Berechnung des Verschleißes gibt es unterschiedliche Berechnungsmodelle, die sich hinsichtlich der zugrundeliegenden Verschleißmechanismen und Eingangsgrößen unterscheiden. Das wohl aufgrund seiner einfach zu bestimmenden Parameter am meisten angewendete Verschleißmodell geht auf A RCHARD [2, 3] zurück und setzt eine direkte Proportionalität des Verschleißvolumens von der Normalkraft F N und dem Gleitweg s voraus: (1) Der Proportionalitätsfaktor k wird in diesem Zusammen- = ∙ ∙ hang als Verschleißkoeffizient bzw. Verschleißrate bezeichnet und ist eine Systemgröße, welche nicht allein von der Materialpaarung abhängig ist, sondern vielmehr als eine Funktion der gesamten Systemstruktur und des Belastungskollektivs aufzufassen ist [4]. Auch weitere in der Literatur verbreitete Verschleißmodelle, wie jenes von Fleischer [5] oder Kragelski [6] benötigen empirische Parameter, welche experimentell zu bestimmen sind. Aufgrund eines fehlenden standardisierten Vorgehens zur experimentellen Bestimmung von Verschleißkoeffizienten durch Modellversuche, können diese allerdings je nach gewähltem experimentellen Verfahren und Versuchsaufbau bedingt durch unrealistische Kontaktgeometrien oder kinematische Verhältnisse um mehrere Größenordnungen von der eigentlich zu untersuchenden Anwendung abweichen [7]. Oftmals wird der Verschleißkoeffizient aufgrund der Verfügbarkeit und Universalität an Modellprüfständen ermittelt. Viele der Prüfstände und Tribometer weisen dabei ein reines Gleiten auf, wie ein Stift-Scheibe-Tribometer, ein Vier-Kugel- Apparat oder ein Block-auf-Ring-Tribometer [8]. Die Kontaktgeometrien und insbesondere auch die kinematischen Verhältnisse lassen sich damit jedoch zum Beispiel für Wälzkontakte nicht variabel bzw. realitätsnah genug abbilden. Mit der Definition des Schlupfs bzw. des Slide-to-Roll Ratio (SRR) [9]: (2) folgt mit u 1 als Geschwindigkeit des Grund- und u 2 als Geschwindigkeit des Gegenkörpers bei reinem Gleiten damit stets ein Wert von |SRR| = 200 %. = 2 ∙ − + Aus Wissenschaft und Forschung 15 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0013 Bild 1: S TRIBECK -Kurve mit Verschleißspektrum und Reibungsanteilen nach [4] tert, welches sich durch eine große Variabilität hinsichtlich der Kinematik auszeichnet. 3 Experimentelles Vorgehen zur Bestimmung von Verschleißkoeffizienten Um das Vorliegen reinen Gleitens zu umgehen und damit ein beliebiges Slide-to-Roll Ratio einstellen zu können, wird als Versuchsaufbau zur Bestimmung von Verschleißkoeffizienten im Rahmen dieses Beitrags ein Zwei-Scheiben-Tribometer der Fa. Optimol gewählt, siehe Bild 2. Dieses verfügt über zwei unabhängig voneinander angetriebene Spindeln mit einem Drehzahlbereich von 0 - 3000 min -1 , welche mit einer Normalkraft zwischen 10 - 5000 N aneinandergepresst werden können. Damit sind Flächenpressungen bis ca. 5 GPa realisierbar. Die Schmierung kann in Form einer Ölumlaufschmierung oder eines Öltauchbads umgesetzt werden, wobei das Öl auf bis zu 130 °C erwärmt werden kann. Weiterhin kann anhand der vorhandenen Sensorik das Reibungsmoment aufgezeichnet werden. Eine elektrische Widerstandsmessung ermöglicht Rückschlüsse auf den Schmierungszustand. Zudem verfügt das Tribometer über eine kapazitive Schmierfilmhöhenmessung und eine in-situ Verschleißmessung mittels Radionuklidtechnik. Die Auswertung des Verschleißvolumens nach Beendigung des Testlaufs zur Berechnung eines Verschleißkoeffizienten nach Gl. (1) wird anhand von zwei Methoden er- Aus Wissenschaft und Forschung 16 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0013 Neben dem Schlupf bzw. den kinematischen Verhältnissen hat auch der Schmierungszustand, wie in Bild 1 anhand der S TRIBECK -Kurve verdeutlicht, einen großen Einfluss auf den auftretenden Verschleiß eines tribologischen Systems. Dabei wird der Schmierfilmhöhenparameter λ verwendet, um den Schmierungszustand zu charakterisieren und ist definiert als das Verhältnis der minimalen Schmierfilmhöhe h min zum äquivalenten Mittenrauwert σ eq [10]: (3) Mit zunehmendem Schmierfilmhöhenparameter λ nimmt der Anteil der Festkörperreibung ab, bis schließlich bei einem Wert von etwa λ = 3 reine Fluidreibung und damit auch kein mechanischer Verschleiß mehr vorliegt. In Abhängigkeit des Schmierungszustands, der Kinematik und einer Vielzahl weiterer Systemeigenschaften sowie des Beanspruchungskollektivs kann der Verschleißkoeffizient Größenordnungen zwischen 10 -10 mm 3 / Nm und 10 -2 mm 3 / Nm umspannen [4, 11]. Demzufolge ist es von entscheidender Bedeutung in Modellversuchen sowohl den Schmierungszustand, als auch die kinematischen Verhältnisse möglichst anwendungsnah abbilden zu können. In dem folgenden Abschnitt wird daher ein Vorgehensmodell zur Bestimmung von Verschleißkoeffizienten an einem Zwei-Scheiben-Tribometers erläu- = ℎ = ℎ + EHD Bild 2: (a) Aufbau des Zwei-Scheiben-Tribometers; (b) Schematische Illustration des Kontakts zweier Prüfscheiben Parameter Wert Scheiben-Werkstoff 100Cr6 Geometrie Scheibe 1 Ø 45 mm; Balligkeit: 50 mm Geometrie Scheibe 2 Ø 45 mm; Balligkeit: ∞ mm Schmierstoff PAO 6 (rein + additiviert) Öltemperatur 80 °C mittlet: Zum einen wird das Oberflächenprofil der Scheiben an vier gleichmäßig über dem Umfang verteilten Positionen vor und nach der Prüfung mit dem Tastschnittmessgerät Form Talysurf ® PGI NOVUS gemessen. Durch die Erstellung eines Differenzprofils kann die Verschleißquerschnittsfläche A w,i der i-ten Messung bestimmt werden. Anschließend wird der Mittelwert aller gemessenen Verschleißquerschnittsflächen gebildet: (4) Somit kann aus der mittleren Verschleißquerschnittsfläche A w , dem Durchmesser der Prüfscheiben D disc , der Normalkraft F N und dem Gleitweg s das Verschleißvolumen W V sowie der Verschleißkoeffizient k berechnet werden: (5) Zum anderen wird das Verschleißvolumen gravimetrisch bestimmt, indem die Scheiben vor und nach dem Test mit der Analysewaage Kern ® ALJ 500-4A gewogen werden und der Mittelwert über alle drei Wiederholversuche gebildet wird: (6) (7) Auf diese Weise kann der Verschleißkoeffizient ebenfalls aus der Massendifferenz und der Dichte des Scheibenmaterials ρ berechnet werden: (8) 4 Exemplarische Verschleißuntersuchungen In dem vorliegenden Abschnitt werden exemplarisch Verschleißuntersuchungen am Zwei-Scheiben-Tribometer sowohl mit einem unadditivierten als auch einem additivierten Schmierstoff erläutert. 4.1 Versuchsparameter Die experimentellen Verschleißuntersuchungen des vorliegenden Abschnitts orientieren sich an einem Anwendungsbeispiel aus dem Bereich der Wälzlagertech- = 1 ∙ , = ∙ = ∙ ∙ ! " ∙ # ! $%&$ = 1 ∙ # ! $%&$, # = 1 ∙ # , = ∙ = # ! $%&$ − # ' ∙ ∙ nik mit dem Ziel einen Verschleißkoeffizienten für die numerische Verschleißsimulation eines Axial-Zylinderrollenlagers nach W INKLER et al. [12 - 14] durchzuführen. Die Prüfscheiben wurden aus dem Wälzlagerstahl 100Cr6 hergestellt und hatten die in Tabelle 1 aufgeführten Eigenschaften. Eine Scheibe war zylindrisch, die andere Scheibe war ballig mit einem Radius von 50 mm. Als Schmierstoff wurde ein PAO 6 sowohl in reiner als auch additivierter Form verwendet, welches während der Versuche auf 80 °C temperiert wurde. 4.2 Testläufe mit reinem PAO 6 Zunächst wurden drei Wiederholversuche mit einem reinen PAO 6 durchgeführt, welche jeweils eine Versuchsdauer von 72 Stunden aufwiesen. Die Scheiben wiesen einen quadratischen Mittenrauwert R q zwischen 0,029 μm und 0,032 μm auf. Die Normalkraft betrug 500 N und die Drehzahlen der Master- und Slave-Spindel wurden auf 30 min -1 bzw. 10 min -1 eingestellt. Dies resultiert in einer maximalen HERTZschen Pressung von etwa 1,4 GPa und einem relativ hohen Slide-to- Roll Ratio von SRR = 100 %, um den Verschleißprozess zu beschleunigen. Außerdem betrug der Schmierfilmhöhenparameter λ = 0,18, wobei die minimale Schmierfilmhöhe h min nach H AMROCK [10] für elliptische Kontakte abgeschätzt wurde. Der Mittenrauwert der Mantelflächen der Prüfscheiben wurde zur Berechnung des Schmierfilmhöhenparameters mithilfe des Tastschnittmessgeräts Form Talysurf ® PGI NOVUS gemessen. Nach Beendigung der drei Prüfläufe zeigten sich jeweils die in Bild 3 und Bild 4 exemplarisch für eine ballige und eine zylindrische Scheibe dargestellten Differenzprofile nach der Auswertung mittels Tastschnittgerät. Nach Gl. (4) und Gl. (5) kann damit direkt der Verschleißkoeffizient berechnet und über die drei Wiederholversuche gemittelt werden. Nach Auswertung und Mittelung der Verschleißflächen resultierte nach der taktilen Methode ein Verschleißkoeffizient von k = 1,21 · 10 -7 mm 3 / Nm. Nach der gravimetrischen Methode auf Grundlage von Gl. (6) - Gl. (8) ergab sich ein Verschleißkoeffizient von k = 1,22 · 10 -7 mm 3 / Nm Dies entspricht einer Abweichung von unter 0,7 %. Somit konnte gezeigt werden, dass beide Berechnungsverfahren eine sehr gute Übereinstimmung aufweisen. Aus Wissenschaft und Forschung 17 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0013 Tabelle 1: Versuchsparameter der Zwei-Scheiben-Testläufe treten von Verschleiß im hochbelasteten Kontaktzentrum verhindern konnte. Lediglich in den Randbereichen ist in Übereinstimmung mit den oben dargestellten Differenzprofilen Verschleiß zu erkennen. Ein Erklärungsansatz für dieses Verhalten liegt darin begründet, dass die dem Schmierstoff zugesetzten EP- und AW-Additive insbesondere unter hohen Drücken und Kontakttempertaturen an der Metalloberfläche tribochemische Schichten ausbilden [15 - 17]. Hingegen führten die niedrigeren Drücke am Rand des Kontaktbereichs in Kombination mit der hier vorliegenden geringen Schmierfilmhöhe zu mechanischem Verschleiß. Aufgrund des vorliegenden stark nichtlinearen Verhaltens kann jedoch in diesem Fall kein konstanter Verschleißkoeffizient berechnet werden. Vielmehr ist dieser nun als eine nichtlineare Funktion des Kontaktdrucks, der Kinematik, der zugesetzten Additive sowie einer Vielzahl weiterer Parameter zu verstehen, sodass umfangreiche weitere experimentelle Untersuchungen für das Verständnis des Verschleißverhaltens notwendig sind. Weiterhin können keine Aussagen über die tatsächlich vorhandene Temperaturverteilung im Kontaktbereich sowie die erforderliche Aktivierungstemperatur oder -energie zur Ausbildung eines schützenden Tribofilms getroffen werden. Aus Wissenschaft und Forschung 18 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0013 4.3 Testläufe mit additiviertem PAO 6 Neben der Versuchsreihe mit reinem PAO 6 wurden ebenfalls Untersuchungen mit einem vollständig additivierten PAO 6 bei einer Versuchsdauer von 96 Stunden durchgeführt. Dieses beinhaltete neben Entschäumern, Emulgatoren und Antioxidantien auch Hochdruck-Zusätze (EP: extreme pressure) auf Basis von Stickstoff- Verbindungen sowie verschleißmindernde Zusätze (AW: anti wear) auf Basis von Phosphor-Verbindungen. Die Prüfscheiben wiesen diesmal einen quadratischen Mittenrauwert R q zwischen 0,016 μm und 0,018 μm auf. Erst durch eine Reduktion der Drehzahlen auf 9 min -1 und 3 min -1 an der Masterbzw. Slave-Spindel sowie eine Erhöhung der Normalkraft auf 2000 N bei ansonsten gleichbleibenden Verhältnissen konnte Verschleiß bei einem Schmierfilmhöhenparameter von λ = 0,12 erzeugt werden. Bild 6 und Bild 7 zeigen exemplarisch das Differenzprofil an jeweils einer gemessenen Position der balligen bzw. zylindrischen Scheibe. Gut zu erkennen ist der verschleißfreie Bereich im Kontaktzentrum und die Verschleißzone am Rand des Kontaktbereichs. Anhand der in Bild 7 dargestellten Fotoaufnahmen beider Prüfscheiben wird deutlich, dass sich im Kontaktzentrum eine Triboschicht gebildet hat, welche ein Auf- Bild 3: Exemplarisches Differenzprofil einer balligen Scheibe Bild 4: Exemplarisches Differenzprofil einer zylindrischen Scheibe 5 Potential experimentell ermittelter Verschleißkoeffizienten für die numerische Verschleißsimulation Neben der reinen Beurteilung des Verschleißverhaltens von Tribosystemen auf Basis des Verschleißkoeffizienten bzw. der Verschleißrate, kann letzterer auch dazu verwendet werden Verschleiß und davon abgeleitet die Lebensdauer von Maschinenelementen vorherzusagen. In eigenen durchgeführten Vorarbeiten [14] wurde bereits die Übertragung des experimentell am Zwei-Scheiben-Tribometer ermittelten Verschleißkoeffizienten auf die Verschleißsimulation eines im Misch- und Grenzreibungsgebiet betriebenes Axial-Zylinderrollenlagers aufgezeigt. Im Folgenden soll ein Vergleich zwischen den Modellversuchen mit reinem PAO 6 (siehe Abschnitt 4.2) und den Ergebnissen einer FEM-basierten numerischen Verschleißsimulation mit dem Verschleißmodell nach A RCHARD [2, 3] präsentiert werden. Detaillierte Informationen zu dem Aufbau und dem Ablauf der nume- Aus Wissenschaft und Forschung 19 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0013 Bild 5: Exemplarisches Differenzprofil einer balligen Scheibe Bild 6: Exemplarisches Differenzprofil einer zylindrischen Scheibe Bild 7: Fotos der Prüfscheiben des Testlaufs mit additiviertem PAO 6: (a) ballig; (b) zylindrisch Neben reinem Rollen mit SRR = 0 ist ebenso reines Gleiten mit |SRR| = 2 und eine Wälzbewegung mit gleichsinniger Rotationsbewegung bei 0 < |SRR| < 2 sowie eine Wälzbewegung mit gegenläufiger Rotationsbewegung bei 2 < |SRR| < ∞ möglich. Im Rahmen dieses Beitrags wurden Tribometerversuche mit gleichsinniger Drehbewegung bei einem Slide-to-Roll Ratio von |SRR| = 100 % durchgeführt. Zur Reduktion der Laufzeiten von Tribometerversuchen können nach F AN et al. [8] gegenläufige Rotationsbewegung dazu beitragen, den Verschleißprozess im Modellversuch bei moderaten Summengeschwindigkeiten weiter zu beschleunigen. Aufgrund der verschwindenden Summengeschwindigkeit bei |SRR| = ∞ und der daraus resultierenden Schmierfilmhöhe von Null, sollte bei geschmierten metallischen Kontakten jedoch stets eine von Null abweichende Summengeschwindigkeit gewählt werden, um ein Fressen der Scheiben durch adhäsive Kaltverschweißungen zu verhindern. Darüber hinaus weisen beide aufgezeigten Methoden zur Messung des Verschleißkoeffizienten eine sehr gute Übereinstimmung auf. Sowohl anhand der taktilen Oberflächenmessung vor und nach dem Tribometerversuch mit anschließender Bestimmung von Differenzprofilen als auch anhand der gravimetrischen Wiegung der Scheiben vor und nach dem Tribometerversuch konnte das Aus Wissenschaft und Forschung 20 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0013 rischen Verschleißsimulation können [12 - 14] (Open Access) entnommen werden. Bild 8 und Bild 9 zeigen jeweils anhand des blauen Graphen für die ballige bzw. zylindrische Scheibe den Verlauf des Verschleißprofils nach der taktilen Profilmessung gemittelt über vier am Umfang verteilte Messungen pro Prüfscheibe sowie alle drei Wiederholversuche. Der rote Graph stellt das Ergebnis der numerischen Verschleißsimulation dar, in welcher das Verschleißmodell nach A RCHARD [2, 3] implementiert wurde. Als Eingangsgröße wurde der experimentell ermittelte Verschleißkoeffizient für das reine PAO 6 aus Abschnitt 4.2 übergeben. Es zeigt sich insgesamt eine sehr gute Übereinstimmung sowohl hinsichtlich des qualitativen Profilverlaufs als auch hinsichtlich der quantitativen Werte der Verschleißtiefen. 6 Zusammenfassung und Ausblick Zusammenfassend lässt sich festhalten, dass die im Rahmen dieses Beitrags aufgezeigte Methode zur experimentellen Bestimmung von Verschleißkoeffizienten mittels eines Zwei-Scheiben-Tribometers geeignet ist kinematische Verhältnisse sehr variabel abzubilden und dabei ein beliebiges Slide-to-Roll Ratio einzustellen. Bild 8: Vergleich der Verschleißprofile von Experiment und Simulation (ballige Scheibe) Bild 9: Vergleich der Verschleißprofile von Experiment und Simulation (zylindrische Scheibe) Verschleißvolumen zuverlässig und übereinstimmend berechnet werden. Das Vorgehensmodell zur experimentellen Bestimmung von Verschleißkoeffizienten erweist sich demzufolge als gut geeignet, um den Verschleiß in Maschinenelementen auf Modellebene zu untersuchen und den ermittelten Verschleißkoeffizienten in der numerischen Verschleißsimulation zu nutzen. Damit kann vor dem Hintergrund der Ressourcen- und Energieeffizienz dazu beigetragen werden verschleißärmere Maschinenelemente auszulegen. Literatur [1] HOLMBERG, K.; ERDEMIR, A.: Influence of tribology on global energy consumption, costs and emissions. Friction. Bd. 5 (2017) Nr. 3, S. 263-284. [2] ARCHARD, J. F.: Contact and Rubbing of Flat Surfaces. Journal of Applied Physics. Bd. 24 (1953) Nr. 8, S. 981- 988. [3] ARCHARD, J. F.; HIRST, W.: The wear of metals under unlubricated conditions. Proceedings of the Royal Society of London. Series A. Mathematical, Physical and Engineering Sciences. Bd. 236 (1956) Nr. 1206, S. 397-410. [4] CZICHOS, H.; HABIG, K.-H.: Tribologie-Handbuch. 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Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0013 lies in using data-driven technologies to automate the data processing and evaluation of static and kinematic coefficients of friction, by combining tribological knowledge and experience with the best data science practices, minimizing this way the data evaluation errors. The present paper is structured as follows: Section 2 analyses literature regarding the automated evaluation of coefficients of friction and reviews applications of data science methods in tribology. Section 3 presents the methodologies applied for data acquisition and signal processing. Section 4 discusses the results obtained with the applied automated methodology and outlines future work. Finally, the paper presents concluding remarks in Section 5. 2 State of the art In recent years, the use of artificial intelligence in various case studies in tribology has been increasingly appraised and considered beneficial [5-8]. Furthermore, the practice of applying semi-automated and statistical methods, such as planning the experimental matrices by Aus Wissenschaft und Forschung 22 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0014 1 Introduction The complexity of tribological interactions and various boundary conditions make tribology a highly experimental field. The evaluation of experimentally measured friction data can be a challenging task due to the large volume of data that must be processed to extract relevant signals. This is often done manually or semi-automatically, especially when it comes to extracting static and kinematic coefficients of friction measured on an oscillating test rig, a common test type in tribology. Since for the separate evaluation of static and kinematic coefficients of friction, high-frequency data acquisition is needed (large file size) and the data processing often requires significant computational power, this is often not performed by researchers, but rather an average out of raw data points per stroke or per unit time (e.g., an average value per second) is calculated by the software of the testing rig. However, the separate evaluation of the static and kinematic coefficients of friction provides additional insight into the system of interest and can often carry crucial information for the understanding of the relevant tribological mechanisms and their correlations with the properties of the tested materials [1,2]. With the development of measuring equipment and computational power, the possibility to introduce this option as a standard evaluation procedure in tribological testing is now closer and more relevant than ever before. Applying data science methods to tribological problems for enabling automated workflows and practices has already been reported [3,4]. In this respect, Bitrus et al. [3] presented an adapted data mining methodology that applied existing procedures to account for the specifics of the field of tribology. The key focus of the present study Enhanced Efficiency in Coefficient of Friction Evaluation through Automated Data Processing Igor Velkavrh, Katharina Dimovski, Fevzi Kafexhiu, Thomas Wright* In this work, an approach towards automated extraction and evaluation of static and kinematic coefficients of friction is presented. By replacing manual evaluation with an automated process, this approach yields promising results, simplifies data handling, and saves significant time. The methodology shows potential for application to a wide range of experimental data and provides advanced processing capabilities using the extracted and mathematically evaluated data points. However, for data with high signal-tonoise ratios, automatic detection still requires further optimization to improve accuracy. Keywords Automated Data Processing, Coefficient of Friction, Zero Detection, Savitzky-Golay Filter, Data Evaluation, Data Presentation Abstract * DI Dr. Igor Velkavrh (federführender Autor) Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-4293-9978 Katharina Dimovski, BSc, MSc Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-3107-6791 DI Dr. Fevzi Kafexhiu Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-6848-9293 Dr. Thomas Wright: Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-3475-0016 V-Research GmbH, Stadtstrasse 33, 6850 Dornbirn, Austria using the design of experiments (DoE) has been increasing [9]. Although digitization has a significant advantage over the current (mainly) manual approach in tribology [10-13], the possibility of digitizing laboratories is still very rudimentary. Both the in-laboratory and cross-institute data collection is not yet designed for efficient collaboration. The main problem with the processes lies in the connection between the heterogeneous measuring equipment and their partially non-digitized interfaces. In addition, cross-institute collaboration also requires flexibility in the execution of experiments [14]. The data evaluation methods are however specific to individual experimental setups as well as laboratories, and if a distributed test is carried out, there is no systematic approach that can, for example, directly compare the friction data evaluated in different laboratories. A distant goal in tribology is to unify the data processing procedures as for example in the field of medical analytics solutions the automated acquisition of standardized tests already exist [15]. 3 Methodology 3.1 Experimental setup and measurements Measurement data for the present study were generated on a modular friction and wear test rig RVM 1000 (Werner Stehr Tribologie GmbH, Germany). Tests were performed in oscillating sliding motion where the lower specimen is fixed, and the upper specimen is moving with a defined oscillating frequency. To generate exemplary data files for the evaluation, load step tests were carried out. In these tests, the normal load (force) is successively adjusted to several levels starting with the highest value. Between normal load levels, there is a pause time of 60 seconds to allow for the adjustment of the normal load. After the pause, the samples are set in motion for a short time, to reach 10 oscillating cycles, as shown in Figure 1. Such tests provide frictional forces for each load level and allow for the determination of the contact pressure dependency of the friction in tribological pairings. During the test, the normal load, the tangential force and other parameters such as temperature, oscillating frequency, etc., are continuously recorded. The data acquisition frequency is 1 kHz. The duration of the load step test is around 10 minutes. 3.2 Data understanding and pre-processing 3.2.1 Data understanding from a tribology perspective Friction and wear tests performed in the form of oscillating (reciprocating) sliding motion are used to replicate the nature of engineering component contacts such as the piston-cylinder contact in the crank-slider mechanism, fretting vibrations in drilling machines, etc. At the laboratory scale, the reciprocating sliding tests are performed using carefully controlled parameters such as normal load depending on the desired contact pressure between the bodies in the sliding contact, sliding velocity, stroke (displacement amplitude), temperature, contact interface (dry or lubricated), etc. The most important parameter that is derived from these tests is the coefficient of friction (CoF), which is the ratio between the tangential (friction) force in the sliding contact and the applied normal load. The high acquisition rate (1 kHz) of the tests in the present work provides detailed friction signals such as those presented with red and green dashed lines in Figure 2. In the CoF signal shown with a turquoise dashed line (Figure 2), the periodic minimum values represent the points where the oscillating body changes the sliding direction, i.e., from left to right or vice-versa. In these points, the sliding velocity equals zero, and the threshold friction value that must be overcome to re-initiate the sliding is called static CoF. Typically, it is characterised by the first peak (maximum) Aus Wissenschaft und Forschung 23 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0014 Figure 1: Schematic representation of the normal force and friction force signals during the load step test. In the third step, the semi-cycle length (defined using the extracted starting points) is utilized to determine the intervals in which the coefficients of friction reside. As shown in Figure 3 the definition of the intervals requires determining the points a, b, and c, where: - a represents the starting point minus 10 % of the previous semi-cycle length, - b represents the starting point plus 10 % of the current semi-cycle length, - c represents the starting point plus 90 % of the current semi-cycle length. The percentages can vary depending on the tested materials; the intervals are defined relative to the minimum values within each semi-cycle as well. Note that this method is sensitive to the sliding velocity (v) as the number of points per semi-cycle varies with v for a constant data acquisition rate. Aus Wissenschaft und Forschung 24 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0014 value after each minimum value. As soon as the sliding begins, the resistance created between the surfaces in sliding contact is known as sliding friction represented by the kinematic CoF. The kinematic CoF changes with the sliding velocity, which has a sinusoidal profile (simple harmonic motion) and is evaluated as a mean value between the recorded data points in a chosen range. 3.2.2 Pre-processing from a data science perspective To automatically extract static and kinematic CoF values from the turquoise dashed curve in Figure 2, the following algorithm was applied: in the first step, the recorded friction forces (red dotted line in Figure 2) were smoothed with a Savitzky-Golay filter (red solid line in Figure 2) to roughly define the position of the semi-cycles (inflexion points of the oscillating friction force). In the second step, starting points of the semi-cycles, defined as the consecutive minima of the measured friction force were extracted. Figure 3: Insight into a semi-cycle: the static CoF is located in the interval a: b (blue area), while the kinematic CoF represents the average of the interval b: c (grey area). Figure 2: Cutout of the data acquired in the load step test: the measured friction force (red dotted line), the friction force smoothed using the Savitzky-Golay filter (red solid line) and the measured CoF (green dashed line). The inflexion point of the smoothed friction force curve shows the beginning of a semi-cycle. In the fourth step, static and kinematic CoF values are extracted for each semi-cycle. The maximum value within the region a: b (blue area) is defined as the static CoF, while the average value of points in the region b: c (grey area) is defined as the kinematic CoF. In the fifth step, the average values and standard deviations for each load step are calculated. Since there are multiple data points per semi-cycle from which the kinematic CoF is derived and there are multiple cycles in a single experiment, the combined mean and standard deviation method [16] is applied. First, using Equations (1) the mean (x̅ ) and the standard deviation (σ) are calculated for each semi-cycle (subgroup) consisting of n points: (1) Next, the parameters from Equations (2), are calculated for the entire data set consisting of m semi-cycles (subgroups). These are the overall number of analysed points (N), the sum of products of averages and the number of points per subgroup (δ s ), and the sum of variances per subgroup (∆ s ): (2) Finally, using Equations (3) the combined mean (X¯) and overall standard deviation (σ s ) are calculated: (3) * - / 5 6 7 869 : 7 >? - @ 6 A * - B CD E F G E H E - B G E H E I * - B E JG E K LM N CD E H E - O P7 B JC E K CD M P E7 CD - P B C E P E For the static CoF, only a single point per each semi cycle is obtained, therefore the mean and standard deviation values from a single experiment, can be calculated using Equations (1), where n represents the number of semi-cycles. 4 Results and discussion The algorithm results in a series of extracted CoF values for each measurement separately, which can be further analysed using visual representations, such as the one shown in Figure 4. The static and kinematic CoF values are also available as a separate table, allowing for comparison between experiments or for further use in correlative analyses, related to the relevant material parameters such as the chemical composition, physical properties (hardness, roughness), etc. This provides a comprehensive and convenient way to analyse the results and gain valuable insights into the experiments. The algorithm has shown to work well for most of the experiments, especially when the friction signals have a distinct maximum at the beginning of motion. However, there are limitations with visco-elastic materials such as rubbers and foams where the static CoF does not appear as a typical peak at the beginning of motion, but rather the frictional force gradually increases and reaches its peak during the sliding motion. In these cases, the algorithm may not be able to detect static CoF accurately. Additionally, integrating machine learning methods or neural networks has the potential to yield a more detailed insight into the experiments by being trained with the frictional behaviour of each material and experimental setup. By taking into account the material properties and tribological system information, a more extensive analysis can be accomplished. Aus Wissenschaft und Forschung 25 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0014 Figure 4: Static and kinematic CoF values for a lubricated and dry contact in dependence of the applied contact pressure. Data was evaluated using the developed algorithm. Überwachung und optimierung tribologischer systeme. In: Tribologie in Industrie und Forschung: Effizienter durch Kooperation: Vortragsunterlagen Symposium 2020 der Österreichischen tribologischen Gesellschaft. pp. 40- 41. Österreichische tribologische Gesellschaft (2020) [5] Ciulli, E.: Tribology and industry: from the origins to 4.0. 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Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0014 5 Conclusions The present study demonstrates that the developed algorithm provides researchers with a notable reduction in time by enabling the automated evaluation of static and kinematic CoF from large data sets, paving the way for broader-scale analyses and machine learning implementation. Additionally, this research underscores the continued prevalence of manual evaluations in scientific research, while the industry has already embraced digitalization. Nevertheless, it is important to recognize that data science is a distinct field, encompassing essential process steps of data understanding and preparation before any implementation of machine learning or artificial intelligence methods. Therefore, only through accurate data interpretation, valuable information can be gleaned from research. Acknowledgements The work presented was funded by the Austrian Cooperative Research (Project SlipIT, no. SP-2021-05) and carried out in collaboration between V-Research GmbH, Austrian Research Institute for Chemistry and Technology (OFI) and Graz Centre for Electron Microscopy (ZFE). Parts of the work presented were funded by the Austrian COMET Program (Project InTribology, no. 872176) and carried out at the “Excellence Centre of Tribology” (AC2T research GmbH) in collaboration with V-Research GmbH. References [1] Voyer, J., Klien, S., Velkavrh, I., Ausserer, F., Diem, A.: Static and dynamic friction of pure and friction-modified PA6 polymers in contact with steel surfaces: influence of surface roughness and environmental conditions. Lubricants 7(2), 17 (2019) [2] Llavori, I., Zabala, A., Aginagalde, A., Tato, W., Ayerdi, J., Gómez, X.: Critical analysis of coefficient of friction derivation methods for fretting under gross slip regime. 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Im niedrigsten Verschleißratenregime, in dem Maschinenbauanwendungen typischerweise operieren, spielen diese Größen für eine unter tribologischen Aspekten leistungsfähige Oberfläche eine zentrale Rolle [2,3,4]. In der Veröffentlichung wird insbesondere die Beeinflussung der Topographie durch eine Gleitschleifbehandlung adressiert. Geschliffene Oberflächen dienen hier als Referenz. Neben der Betrachtung klassischer höhenbzw. amplitudenbasierten Rauheitsparameter (z.B. Ra, Rz, Rpk) werden auch die Streulichtmethode und REM-Bilder eingesetzt. Streamfinish (SF) - das optimierte Tauchgleitschleifen Tauchgleitschleifen basiert auf einem mit meist abrasivem Schleif- oder Poliergranulat gefüllten drehenden Arbeitsbehälter, in den ein fixiertes Werkstück eingetaucht wird (Bild 1). Die Firma OTEC Präzisionsfinish GmbH (OTEC) hat dieses Verfahren zum Streamfinish (SF) weiterentwickelt. Mit der präzisen Rotation des Werkstückhalters Aus Wissenschaft und Forschung 27 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0015 Reibungsoptimierung durch Gleitschleifen: Das Einlauf- und Reibverhalten über Topographie einstellen Florian Reinle, Dominic Linsler* Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 63. Tribologie-Fachtagung 2022 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Gleitschleifen ist in der Lage, eine tribologische Oberflächenoptimierung durch verbesserte Oberflächentopographie und ein verändertes Randzonengefüge zu erreichen. Das Einlaufverhalten beinhaltet sowohl topographische Aspekte als auch Aspekte der Ausbildung eines dritten Körpers. Mittels Oberflächenfinish auf unterschiedliche Rauheitsniveaus kann sowohl der topographische Einlauf verkürzt als auch die Ausbildung des dritten Körpers beeinflusst werden. Ein günstiges Einlaufverhalten wird durch Konditionierungseffekte, etwa im Gefüge, durch ein Finish-Verfahren mit geeignetem Reibungsenergieeintrag ermöglicht. Schlüsselwörter Gleitschleifen, Oberflächenoptimierung, Einlaufverhalten, Oberflächenfinish Friction Optimization through Mass Finishing: Adjusting Run-in and Friction Behavior via Topography Mass finishing is able to achieve tribological surface optimization through improved surface topography and a modified surface zone structure. The runningin behavior includes both topographical aspects and aspects of the formation of a third body. By means of surface finishing to different levels of roughness, the topographical run-in can be shortened and the formation of the third body can be influenced. Favorable running-in behavior is made possible by conditioning effects, for example in the structure, by a finishing process with a suitable input of frictional energy. Keywords Mass finishing, surface optimization, running-in behavior, surface finishing Kurzfassung Abstract * M.Sc. Florian Reinle OTEC Präzisionsfinish GmbH, Straubenhardt Dr. Dominic Linsler MikroTribologie Centrum μTC Fraunhofer IWM, Karlsruhe dieser Arbeiten besteht hauptsächlich (> 90 %) aus Al 2 O 3 , ist minimal abrasiv und hat eine mittlere Korngröße von 1,6 mm. OTEC intern wird es mit KXMA16 bezeichnet. Prototypisches Druckfinish - nicht abrasiv Neben dem Streamfinish wird ein in Entwicklung befindliches prototypisches Druckfinish zur Bearbeitung der Proben verwendet. Das Verfahren besteht aus der Kombination einer Granulatanpressung und einer Rotationsbewegung wie in Bild 2 dargestellt. Das Werkstück wird in einen Behälter eingeführt, dieser wird mit einem Deckel verschlossen. Darauf wird mittels Fluiddruck und einer Membrane das Granulat gegen Aus Wissenschaft und Forschung 28 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0015 um die eigene Achse werden die Bearbeitungsmöglichkeiten erweitert. Es werden viele Kombinationen der Rotation um die Achsen ermöglicht. Der Werkstückhalter kann zudem um die Längsachse gepulst, hochdynamisch alternierend, gedreht werden. Die Eintauchtiefe und der Eintauchwinkel bzw. der daraus resultierende Wand- und Bodenabstand sind zentrale Parameter, um die Leistungsfähigkeit des Prozesses zu variieren. Mittels der Prozessparameter kann die Strömung sehr flexibel an die Anforderungen der spezifischen Werkstücke angepasst werden. Die Reibenergie entsteht aus dem Druck und der Bewegung des Granulats relativ zum Werkstück. Dieser Energieeintrag des Streamfinish ist günstig für die Oberflächen-Konditionierung [5] und ermöglicht eine durch Scherbeanspruchung induzierte Gefüge-Veränderung. Das eingesetzte Granulat des Streamfinish im Rahmen Bild 2: Druckfinish, schematische Darstellung, Start der Bearbeitung (l.), währenddessen (r.) 1 Granulat im Behälter 2 Werkstückhalter 3 Werkstück (WS) 4 Behälterdrehung 5 WS-Halter Drehung 6 Eintauchtiefe 7 Eintauchwinkel 8 Wandabstand 9 Bodenabstand Bild 1: Tauchgleitschleifen - SF vereinfacht/ Schema, (l.) Behälter, (m.) partieller Radialschnitt. Darstellung der obersten Schicht der Füllung im transparenten, drehenden Behälter. das Werkstück gepresst und dieses wird rotiert. Prozesswasser führt Schmutz während der Bearbeitung ab und kühl das Werkstück. Die druckdominante Bearbeitungskomponente erlaubt einen hohen, verdichtenden Bearbeitungseffekt auch im Falle der Nutzung von Granulat ohne für das Gleitschleifen typischen abrasiven Anteil. Das verendete Granulat besteht mehrheitlich aus Al 2 O 3 und zusätzlich aus ZrO 2 , ist kugelförmig mit einem Durchmesser von etwa 0,9 mm. Die Granulatoberfläche ist im Vergleich zum KXMA16 glatter und geschlossen, damit ist das Granulat nicht abrasiv und der erzeugte Abtrag ist minimal: In wirtschaftlich relevanten Bearbeitungszeiten kann gravimetrisch mittels einer Feinwaage kein Gewichtsverlust nachgewiesen werden. Dieser spezielle Ansatz einer Bearbeitungsmethode wurde im Rahmen dieser Untersuchungen eingesetzt. Oberflächenbearbeitung der Proben Als Werkstücke wurden Prüfscheiben für gezielte Gleitreibungsuntersuchungen im Stift-Scheibe-Tribometer (SST) sowie Wälzreibungsuntersuchungen in einem 2-Scheiben-Prüfstand (Amsler) ausgewählt. Die SST Scheiben sind initial plangeschliffen und bestehen aus nicht gehärtetem 42CrMo4. Die Amsler-Proben sind aus einsatzgehärtetem, umfangsgeschliffenen 16MnCr5 in der Paarung jeweils in zylindrischer und balliger Form. Die umfangreicheren Analysen wurden rund um die Amsler Proben durchgeführt. Es wurde für die Prüfläufe mit diesen Varianten gemäß Tabelle 1 gearbeitet: Für die Bearbeitungszeit des Oberflächenfinish wurden für die SST-Scheiben 60 s (SF) und 90 s (p-PT) verwendet, für die Amsler-Proben jeweils 90 s (SF, p-PT). Prüfstandergebnisse SST - Superlubricity? Die SST-Scheiben wurden auf einem Stift-Scheibe- Tribometer des Fraunhofer IWM bezüglich des Reibungsverhaltens untersucht. Ein flacher, plangeschliffener Stift aus 100Cr6 und einem Durchmesser von 5 mm stellt den Gleit-Reibpartner der Scheibe dar. Der Kontakt wird mit einem mineralischen Grundöl der Viskositätsklasse ISO VG 32 voll beölt. Bei allen Scheiben wurden vor dem Einlauf drei Stribeckkurven aufgenommen (Bild 3, links) und nach einem Einlaufprogramm von insgesamt 16 h wurden die finalen drei Stribeckkurven ermittelt. Die Stribeckkurven werden mit einer Stift-Anpresskraft von 300 N gefahren, dies entspricht einer rechnerischen Flächenpressung von 15,3 MPa. Vor dem Einlauf ergibt sich eine Rangfolge im Reibwert von der geschliffenen Referenz (REF) über die mit Streamfinsih (SF) bearbeiteten Scheiben hin zu dem Druckfinish Proben (p PT). Im Bereich unter 1 m/ s Gleitgeschwindigkeit zeigt das Streamfinish die niedrigsten Werte vor dem Einlauf. Aus Wissenschaft und Forschung 29 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0015 Bild 3: SST-Stribeckkurven, (l.) vor dem Einlauf, (r.) nach dem Einlauf Oberflächenbearbeitung Abkürzung Proben-Typ Werkstoff Geschliffen, Ausgangsqualität REF SST 42CrMo4, weich Amsler 16MnCr5, 60 + 4 HRC Gleitgeschliffen mit Streamfinish SF SST 42CrMo4, weich Amsler 16MnCr5, 60 + 4 HRC Gleitgeschliffen mit Druckfinish p-PT SST 42CrMo4, weich Amsler 16MnCr5, 60 + 4 HRC Tabelle 1: Zustandsübersicht der Proben Scheibe, in Testrichtung, liegen die Werte bei Ra = 0,09, Rz = 0,7 und Rpk = 0,08. Die Oberflächenstruktur nach den verschiedenen Finish-Varianten stellt sich wie in Bild 4 zu sehen ein. Links ist eine typische Streamfinish (SF) Struktur mit einer sich an der Ausgangs-Schleifstruktur orientierter Restwelligkeit in der horizontalen Richtung (quer) erkennbar. Das Druckfinish (p-PT) zeigt eine geringere Restwelligkeit und einige tiefe Schleifriefen wurden nicht vollständig umgeformt. In der umfänglichen Orientierung der Rotation hat das verwendete Granulat überwiegend feine parallele Riefen hinterlassen. Um die Auswirkung der Oberflächenstruktur auf das Reibungsergebnis besser nachvollziehen zu können, wurden Streulichtmessungen nach VDA 2009 [6] gewählt und bei der Firma OptoSurf GmbH durchgeführt. Rdq ist ein Profil-Rauheitsparameter, der für seine hohe Relevanz in Bezug auf Reibung bekannt ist. Er wird aus einem quadratischen Mittel der örtlichen Steigungen des Rauheitsprofils ermittelt. Aufgrund des hohen Einflusses von Oberflächengradienten auf den Messparameter, welche der Parameter bei idealer Messung abbildet, hat man damit eine wichtige Komponente, um die statistischen mittleren Krümmungsradien im Kontakt zu ermitteln [7]. Eine Verringerung der Oberflächengradienten hilft in der Regel, die Kontaktspannungen zu reduzieren und den rein elastisch übertragenen Lastanteil im Reibkontakt zu steigern. Rdq oder Sdq (Rdq als 3D Parameter) sind jedoch Größen, bei denen sowohl die praktische Nutzbarkeit - der Vergleich zwischen Geräten - als auch die Präzision aufgrund z.B. Messrauschen, Filterung und Ableitung begrenzt sind. Streulicht basiert auf Winkelmessungen nach dem Spiegelfacettenmodell und kann daher die Analyse von Gradienten unmittelbar und detaillierter vornehmen. Die SST-Scheiben wurden quer- und längs zur Vorzugsrichtung gemäß des initialen Planschliffs vermessen. Dafür wird die Orientierung des Auswertungsarray verwendet, welches definiert, welche Strukturrichtungen breitbandiger aufgelöst werden kön- Aus Wissenschaft und Forschung 30 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0015 Interessant ist, dass die mit Druckfinish bearbeitete Probe (p-PT) bereits zu Beginn ab 1,5 m/ s Gleitgeschwindigkeit im reibungsarmen Bereich der technischen Superlubricity optiert. Nur bei dieser Probe war der Einlauf derart, dass bei p-PT hier keine Mittelung der drei Stribeckkurven sondern die Punkte der ersten und der dritten Kurve dargestellt sind. Man erkennt, dass das Fahren von 3 Stribeckkurven bereits einen erkennbaren Einlauf zeigt, mit verminderten Reibwerten z.B. bei 1 m/ s. Es zeigt sich ein Reibwert von unter 0,01 bei 1 m/ s bei der dritten Stribeckkurve. Insgesamt sehen wir mit Streamfinish (SF) im Mittel etwa 50 % geringere Reibwerte. Mit dem Druckfinish (p-PT) eine teils hohe Reduktion um bis zu Faktor 25 und Faktor 13 im Mittel. Nach dem Einlauf bleiben die Differenzen mehrheitlich erhalten (Bild 3, rechts). Das Druckfinish (p-PT) operiert nun von 0,5 - 3 m/ s bei einem Reibungskoeffizient von etwa 0,005. Bei der niedrigsten Gleitgeschwindigkeit wird die Versuchsreihe hinsichtlich Reibung von dem Streamfinish (SF) angeführt. Insgesamt sehen wir mit Streamfinish weiterhin 50 % geringere Reibwerte und mit Druckfinish eine hohe Reduktion in Spitze von Faktor 23 und im Mittel von Faktor 13. Eine Größenordnung Unterschied im Reibwert kann als bemerkenswert bezeichnet werden. SST - Veränderung der Topographie: Rauheitscharakterisierung Messungen an einem Weißlichtinterferometer (WLI) mit Auswertung durch Lc = 800 µm ergeben eine Rauheit von Ra = 0,5 µm, Rz = 3,7 µm sowie Rpk = 0,43 µm für die Ausgangsqualität. Im Vergleich dazu Ra = 0,15 µm, Rz = 1,1 µm und Rpk = 0,1 µm für die Streamfinish SST- Scheiben. Entsprechend dazu liegt das Druckfinish bei Ra = 0,07, Rz = 1,1 und Rpk = 0,09 radial bzw. senkrecht zur Finish-Struktur. In tangentialer Richtung der SST- Bild 4: WLI Aufnahme 50 x, 1 mm x 1mm, SST Oberflächenstruktur, (l.) SF, (r.) p-PT nen. Dabei wurde jeweils ein Messfeld von 5 x 23 mm mittels eines 30 µm Messflecks abgedeckt, womit sich 150.000 Einzelmessungen ergeben. Der Aq Wert stellt die Varianz der Profilwinkelverteilung der reflektieren Oberflächenwinkel dar. Er stellt ein Maß für Rauheit dar, mit Fokus auf die laterale Dimension, weniger die der Amplitude wie bei gängigeren Messverfahren. Aqm ist der arithmetische Mittelwert und Aqs ist die Standardabweichung in Bezug auf eine Vielzahl einzelner Aq-Messwerte. Die Aqm-Werte sind in einer Häufigkeitsverteilung dargestellt (Bild 5). Dabei zeigt sich insbesondere in der Richtung quer zu den Schleifriefen eine deutliche Reduzierung der Oberflächenrauheit in Bezug auf Aqm. Dies bedeutet eine erhebliche Reduktion der Rauheitsgradienten bei beiden Finish-Varianten. Das Resultat quer zu den ursprünglichen Schleifriefen ist nicht vollständig auf dem erreichten Niveau längs zu den Riefen. Damit ist eine signifikante Verbesserung erzielt und mittels der gewählten Bearbeitungsparameter noch keine umfassende Isotropie erreicht. Beim Druckfinish (p-PT) treten sehr niedrige Aq-Werte besonders häufig auf. Der Aq-Wert einer ideal glatten Oberfläche liegt bei 1,6. Je näher die Oberflächen einer erreichbaren minimalen Grenzrauheit kommen desto schiefer wird die Verteilung. Die Streamfinish (SF) Bearbeitung erreicht einen gemittelten Aqm von 6,13 quer und 5,24 längs zu den Riefen. Das sind erheblich niedriger Werte als im Vergleich zur Ausgangsqualität 88,9 quer und 10,25 längs zu den Riefen. Das Druckfinish (p-PT) erreicht quer einen Aqm von 6,76 und längs einen außergewöhnlich niedrigen Aqm von 3,39. Interessant ist auch der Blick auf die Standardabweichung: Aqs der Referenz ist 16,7 quer und 6,1 längs. Das Streamfinish erreicht nahezu gleichmäßige Werte von Aqs 3,7 quer und 4,1 längs. Das Druckfinish liegt quer bei Aqs 7,3 und längs bei einem sehr guten Aqs von 2,2. Eine geringere Standardabweichung deutet auf eine über die Oberfläche gleichmäßiger verteile Rauheit hin. Die besonders geringen Oberflächengradienten des Druckfinishs p-PT sind eine mögliche Erklärung für die beobachteten Reibungsergebnisse im Bereich der technischen Superlubricity. Die Auswirkungen dieser Topographie ermöglichten im Prüflauf eine plateauartige Rauheitsreduktion am harten 100Cr6 Stift durch die weiche 42CrMo4 Scheibe. Damit hat am Stift der topographische Anteil des Einlaufs stattgefunden, die Topographie der Scheibe bleibt stabil. Prüfstandergebnisse Amsler Die Amsler-Proben wurden auf einem 2-Scheiben Amsler-Wälzprüfstand am Fraunhofer IWM bezüglich des Reibungsverhaltens untersucht. Der Kontakt wird mit einem mineralischen Öl mit Getriebe-Vollformulierung und der Viskositätsklasse ISO VG 32 beölt. Die Öltemperatur beträgt bei Zuführung 50 °C. Es folgt ein Prüfprogramm von 70 h Belastung unter 2 GPa Pressung und einen auf 10 % einstellten Schlupf. Die Summengeschwindigkeit beträgt dabei 1,26 m/ s. Vor, mitten im und nach dem 70 h Dauerlauf wurden Stribeckkurven unter 1,75 GPa Pressung ermittelt. Der Einstiegsreibwert als obere Balkengrenze sowie der Endreibwert als untere Balkengrenze dieses Dauerlaufs sind in Bild 6 dargestellt. Die geschliffene Oberfläche gegen eine zweite geschliffene Probe (REF vs REF) ergibt den höchsten initialen Reibwert. Die hohe Pressung in Kombination mit der Aus Wissenschaft und Forschung 31 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0015 Bild 5: Häufigkeitsverteilung SST-Scheibe; Varianten: REF, SF, p-PT; 0,1 Aqm pro Klasse Referenzpaarung erst mit Einlauf erreicht. Aufgrund der vergleichsweisen hohen Rauheit erfolgt eine geringe Reibungsreduktion, womit nach dem Dauerlauf geringfügig niedrigere Reibwerte im Vergleich zu Referenz erzielt werden können. Die Druckfinish-Paarung p-PT2 wurde vor dem nicht abrasiven Druckfinish auf ein niedrigeres Rauheitsniveau geglättet. Damit wird die spezielle Mikro-Topographie des Druckfinish auf einem geringen Rauheitsniveau ermöglicht. Im Prüflauf haben sich die niedrigsten Reibwerte auf eine sehr stabile Weise ergeben. Dies entspricht etwa 60 % bzw. 40 % weniger Reibung vor bzw. nach dem langen Einlauf der Referenzpaarung. Außergewöhnlich ist die zusätzliche Gleitgeschwindigkeitsstabilität, denn die Stribeckkurve ist nahezu eine Gerade. Im Vergleich zu den SST-Ergebnissen war, bei 2 GPa Pressung mit einem Reibwert un- Aus Wissenschaft und Forschung 32 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0015 moderaten Gleitgeschwindigkeit ermöglicht über den Verlauf der 70 h einen vergleichsweisen guten Einlauf. Damit wird ein niedrigerer Wert erreicht als die Probenpaarung REF vs SF, obwohl jene zunächst geringere Reibwerte ergibt. Eine wahrscheinliche Erklärung hierfür ist, dass der einseitig gefinishte Partner die maximale oberflächennahe Kontaktpressung der Paarung reduziert, womit der Einlauf des geschliffenen und gehärteten Partners etwas weniger umfangreich gelingt. Dieses hiermit als Einlauf-Teilstabilisierung bezeichnete Verhalten ist eine Beobachtung unter diesen Bedingungen und nicht unbedingt allgemein übertragbar. Eine Druckfinish Paarung p-PT1 hat bereits nach der Bearbeitung ein Rauheitsniveau, das mit dem der Referenz nach dem Einlauf vergleichbar ist. Diese p-PT1-Paarung erreicht bereits zum Beginn des Prüflaufes Reibwerte, die die 0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,1 0,11 0,12 0,2 0,4 0,6 0,8 1 1,2 1,4 Reibungskoeffizient μ Summengeschwindigkeit in m/ s REF 0h REF 70h p-PT1 0h p-PT1 70h SF 0h SF 70h p-PT2 0h p-PT2 70h Bild 7: Stribeckkurven vor und nach dem 70 h Amsler Prüfprogramm Bild 6: Reibwertspanne im Amsler 70 h 2 GPa Prüfprogramm. Alle Versuche zeigten ein kontinuierlich fallendes Reibungsverhalten ter 0,01 nicht zu rechnen. Die Paarung SF vs SF erzielt ebenfalls etwa 35 % niedrige Reibwerte als die Referenzpaarung, die über den Verlauf der 70 h nahezu keine Veränderung aufweisen. Hier ist sind die Stribeckkurven vor (gestrichelt) und nach dem Dauerlastprogramm eingezeichnet. Man sieht den deutlichen Einlauf der geschliffen Referenzvariante. Die raue Druckfinish-Probe p-PT1 zeigt einen wesentlich weniger ausgeprägten Einlauf. Allerding war dieser Umstand in den Messungen unter Dauerlast noch deutlicher zu erkennen. Die Veränderungen durch den Einlauf der Varianten SF und p-PT2 sind sehr gering. Interessant ist die Beobachtung der geringen Geschwindigkeitsabhängigkeit über den verwendeten Drehzahlbereich vor dem Einlauf der glatten Druckfinishvariante p-PT2. Die verbesserten Reibwerte durch die Finish- Varianten stellen sich in einem ähnlichen Ausmaß wie bereits erwähnt dar. Amsler - Veränderung der Topographie: Rauheitscharakterisierung Die gleitgeschliffenen Proben haben sich in Bezug auf die amplitudenbasierten Parameter Ra und Rz nicht eindeutig unterscheidbar verändert*. Dies ist ein Zeichen für die topographische Einlaufstabilität. Zur Veranschaulichung ist die Oberflächenstruktur exemplarisch bei REF und SF in Tabelle 2 zu sehen: Der in Bild 8 dargestellte Vergleich einer WLI-Messung zeigt den deutlichen topografischen Einlauf der geschliffenen Proben (REF) in der Reibspur auf. Die mit Streamfinish bearbeitete Probe (SF), hat sich in Bezug auf die Topographie nur minimal verändert. Die Bewegungsrichtung des Reibkontakts im Versuch ist parallel zur den initialen, umfänglichen Schleifriefen und ist mit einem blauen Pfeil gekennzeichnet. Amsler - Veränderung der Topographie: REM Ein weiteres Bild zur beobachteten Einlaufstabilität ist in den REM-Aufnahmen Bild 9 und 10 zu finden: Die geschliffene Referenzoberfläche lässt vor der Reibbelastung sehr deutlich von der druckgefinishten Oberfläche unterscheiden. Die Bewegungsrichtung der Belastung ist mit einem blauen Pfeil gekennzeichnet. Nach der Reibbelastung mit Einglättungseffekten der geschliffenen Referenzprobe können lokal Gemeinsamkeiten erkannt werden. Die Oberfläche des Druckfinish p-PT2 hat sich nur minimal verändert. Aus Wissenschaft und Forschung 33 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0015 Bild 8: WLI 50 x, 170 x 1000 µm, von o. nach u.: REF vorher, REF nachher, SF vorher, SF nachher Probenbeschreibung Abk. Zustand Ra [μm] Rz [μm] Rpk [μm] Geschliffen, Ausgangsqualität REF vorher 0,29 2,1 0,33 nachher 0,23 1,7 0,16 Gleitgeschliffen mit Streamfinish SF vorher* 0,10 0,65 0,07 Gleitgeschliffen mit Druckfinish, „rauer“ p-PT1 vorher* 0,23 1,6 0,18 Gleitgeschliffen mit Druckfinish, „glatter“ p-PT2 vorher* 0,06 0,35 0,04 Tabelle 2: Zustandsübersicht der Proben, Rauheit bei Lc = 800 µm [3] D. Linsler, F. Schröckert, M. Scherge, Influence of subsurface plastic deformation on the running-in behavior of a hypoeutectic Al-Si alloy; Tribology International 100, 2016, pp 224 - 230 [4] X. Chen, Z. Han, X. Li, K. Lu, Lowering coefficient of friction in Cu alloys with stable gradient nanostructures, Science Advances, 2, 2016 [5] A. Kacaras, J. Gibmeier, F. Zanger, V. Schulze, Influence of rotational speed on surface states after stream finishing, 4 th CIRP Conference on Surface Integrity (CSI 2018) [6] VDA2009, Geometrische Produktspezifikation, Winkelaufgelöste Streulichtmethode, Definition, Kenngrößen und Anwendung. 2010/ 01 [7] Brodmann R and Allgauer M, Comparison of light scattering from rough surfaces with optical and mechanical profilometry Proc. SPIE 1009, Surface Measurement and Characterization, 111 ed J M Bennett pp 111-8, 1989 Danksagung Wir danken Boris Brodmann von der Firma OptoSurf für die kompetente und tatkräftige Unterstützung rund um Fragen der Oberflächenmessung. Die vorgestellten Arbeiten von OTEC und Fraunhofer IWM sind teilweise durch das BMEL im Rahmen des Projekts „TriboKon“ FKZ 22004618 gefördert. Aus Wissenschaft und Forschung 34 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 DOI 10.24053/ TuS-2023-0015 Fazit Die gezeigten Arbeiten adressierten die Beeinflussung des Einlaufs und der Reibungsantwort des Systems durch eine Topographie, die über Gleitschleifen verändert wurde. Verglichen mit einer geschliffenen Referenzprobe konnte ein schnellerer, stabilerer Einlauf erreicht werden. Bei einem vergleichbar hohen Rauheitsniveau gelang die Stabilisierung bei vergleichbaren Reibwerten zur Referenz. Deutlich niedrigere Reibwerte konnten bei der Stabilisierung auf einem geringen Rauheitsniveau gemessen werden. Dies stellt ein erhebliches Energieeinsparpotential dar. Das Erreichen eines für die Anwendung passenden Rauheitsniveaus und dessen Stabilisierung mit passender Mikrotopographie stellt eine aussichtsreiche tribologische Lösungsstrategie für besonders anspruchsvolle Fälle dar. Ein gefundenes Systemoptimum, das über klassischen Einlauf nicht zuverlässig reproduziert werden kann, könnte somit stabilisiert werden. Literatur [1] M. Scherge, D. Shakhvorostov, K. Pöhlmann, Fundamental wear mechanisms of metals; Wear, 255, 2003, pp 395 - 400 [2] A. Brink, K. Lichtenberg, M. Scherge, The influence of the initial near-surface microstructure and imposed stress level on the running-in characteristics of lubricated steel contacts; Wear, 360-361, 2016, pp 114 - 120 finden: Bild 9: REM-Aufnahmen, REF vorher (l.) und p-PT2 vorher (r.) Bild 10: REM-Aufnahmen, REF nachher (l.) und p-PT2 nachher (r.) \ Gesundheit \ schaft \ Linguist schaft \ Slawisti \ Sport \ Gesun wissenschaft \ L wissenschaft \ philologie \ Sp Fremdsprachen \ VWL \ Maschi schaften \ Sozi Bauwesen \ Fre Aus Wissenschaft und Forschung 35 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 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 Kommunikati 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. Sehr geehrte Damen und Herren, eine schlichte These am Anfang: Die Reibungsverluste in einem tribologischen System sind nie so gering, dass sie nicht noch weiter reduziert werden könnten! Diesem Satz möchte wohl jeder Tribologe zustimmen. Aber mit welchem Aufwand mag eine Reibungsreduktion verbunden sein? Stehen Aufwand und Nutzen in einem gesunden Verhältnis zueinander? Solche Fragen stellt sich mancher Praktiker, wenn aus dem Forschungsbereich neue Anregungen kommen - neue Konstruktionen, Materialien, Schmierstoffe … In den letzten Jahren hörte man oft von der Superlubricity, einer weiteren, deutlichen Verringerung von Reibung zwischen „in Relativbewegung befindlichen Oberflächen“. Die Bemühungen, diese Laborerkenntnisse in die Praxis zu übertragen, sind noch in vollem Gange. In vielen Fällen wird der Nutzen durch eine erfolgreiche Anwendung bereits deutlich, in anderen Bereichen ist der Ausgang noch offen. In jedem Fall sind vielversprechende Potentiale für weitere Reibungsminderungen erkennbar. Es gibt, wie wir alle wissen, gute Gründe, diese Potentiale jetzt möglichst schnell zu realisieren: Die Klimakrise ist ja auch insbesondere eine Energiekrise. Für den geplanten Abschied von energetisch genutzten fossilen Kohlenstoffträgern stehen noch nicht entsprechende Mengen an regenerativer Energie bereit. Zudem muss auch die stoffliche Nutzung von Kohlenstoff, beispielsweise die etablierte organische Chemie, defossilisiert werden - nicht decarbonisiert, wie oft zu hören ist: Perspektivisch sollen keine weiteren Kohlenstoffträger „aus dem Boden geholt“ werden; eine zirkuläre Chemie mit nachwachsenden Rohstoffen, Recycling und CO 2 ist das Ziel. Bei der Ermittlung des Product Carbon Footprint (PCF) zeigt sich, dass in der CO 2 -Bilanz vieler tribologischer Systeme der Energieeinsatz in der Nutzungsphase deutlich dominiert gegenüber den Aufwendungen, die für Rohstoffgewinnung und -verarbeitung bis zur Inbetriebnahme von Maschinen anfallen: Reibungsreduktion hat demnach einen überragenden Einfluss auf die Gesamtbilanz vieler technischer Systeme. Allerdings gibt es einen Unterschied zwischen real verringerten Emissionen (reduced emissions), die das Ergebnis einer tatsächlichen Verringerung der Treibhausgasemissionen über einen bestimmten Zeitraum sind, und potentiell vermiedenen Emissionen (avoided emissions), die durch den Vergleich mit einem Referenzszenario ermittelt werden. Unter Letztere fällt die CO 2 -Minderung durch Reibungsreduktion, die damit nicht unter den Scope 1-, 2- und 3-Emissionen eines Unternehmens erfasst wird: Eine Firma, die ein CO 2 verringerndes Produkt auf den Markt bringt, kann die vermiedenen Emissionen also nicht dem eigenen PCF zurechnen, da es noch keinen internationalen Standard zu ihrer Beschreibung gibt. Dies ist bedauerlich, weil so ein Innovationstreiber für reibungsreduzierte Produkte fehlt. Zur Vertiefung dieser Thematik möchten wir Ihnen die 3. GfT-Studie empfehlen: „Wirkungen der Tribologie auf die CO 2 -Emissionen in der Nutzungsphase von Produkten - Beiträge der Tribologie zur Defossilisierung“. Die Studie ist seit wenigen Tagen auf der GfT-Website abrufbar. Ist die Globalisierung am Ende? Sicherlich nicht, aber die internationale Arbeitsteilung ist an gewisse Grenzen gestoßen - die Versorgungssicherheit ist an vielen Stellen gefährdet. Dadurch gewinnt die regionale Wertschöpfung wieder an Interesse, angefangen bei Rohstoffen bis hin zur Produktion von essenziellen wie innovativen Produkten. Deutschland konnte hier lange Zeit auf sein Fundament an industriellen Fertigungsprozessen „im eigenen Land“ bauen - aber es mehren sich Stimmen, die angesichts der Verlagerung vieler Industriezweige in andere Weltregionen, angesichts des Rückbaus ganzer Technologien durch disruptive technische Änderungen und angesichts der galoppierenden Digitalisierung, die Zukunftsfähigkeit unseres „Geschäftsmodells“ kritisch sehen. Gerade deshalb möchten wir Sie an dieser Stelle ermuntern, die Suche nach neuen tribologischen Lösungen fortzusetzen, sogar zu intensivieren: Die Tribologie kann einen wichtigen gesellschaftlichen Beitrag leisten. Unsere GfT-Jahrestagung wird Ihnen dazu sicherlich einige Anregungen geben! Sie umfasst neben bereits etablierten Sondersessions, z.B. zum Forschungsfeld Tribologie, in diesem Jahr aus Anlass der zeitgleich stattfindenden 9 th International Tribology Conference in Fukuoka auch eine gemeinsame Session mit der Japanese Society of Tribologists (JAST). Freuen Sie sich auf interessante Beiträge, Poster- und Fachausstellungen sowie einen anregenden Gedankenaustausch im Kreise der GfT-Familie! Mitteilungen der GfT Nachrichten 36 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 Nachrichten 37 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 Zwei aktuelle Themen möchten wir noch besonders erwähnen: - Wie neue internationale Tribologie-Konferenz Nextlub hatte im Frühjahr 2023 einen überaus erfolgreichen Start und wird als Gemeinschaftsformat von Uniti, FVA und GfT im 2-Jahres-Rhythmus fortgesetzt. - Der neu gegründete GfT-Arbeitskreis Öffentlichkeitsarbeit hat bereits wichtige Initiativen auf den Weg gebracht, um die GfT, ihre Aufgaben und ihren Nutzen, besser in der modernen Medienwelt präsent zu machen. Schließen wollen wir dieses Vorwort mit einigen Danksagungen: Wir möchten Herrn Dr. Christoph Wincierz danken, der sechs Jahre lang als Vorstandsvorsitzender wesentliche Impulse für die Weiterentwicklung der GfT gegeben hat. Unser Dank gilt Herrn Professor Dr. Adrian Rienäcker, der über sechs Jahre den Beirat mit großem Engagement geleitet hat - in dieser Aufgabe folgte ihm jetzt Herr Prof. Dr. Dirk Bartel. Und wir möchten Frau Irene Kollenbrandt gratulieren, die seit nunmehr 10 Jahren die GfT-Geschäftsstelle betreut: Vielen Dank für den unermüdlichen Einsatz! Rolf Luther Vorsitzender des Vorstands der GfT Dr. Thomas Gradt, Geschäftsführer der GfT Da die 64. Tribologie-Fachtagung in derselben Woche wie der ITC in Fukuoka stattfindet, haben Gesellschaft für Tribologie e.V. und die Japanische Tribologische Gesellschaft (Japanese Society of Tribologists, JAST) beschlossen, am 26. September ein gemeinsames Symposium als Hybrid-Veranstaltung zu organisieren. Ziel ist, die Kooperation und Freundschaft zwischen beiden Gesellschaften zu vertiefen. Grußworte des Präsidenten bzw. Vorsitzenden jeder Gesellschaft und vier wissenschaftliche Vorträge werden online zu den Auditorien der jeweiligen Konferenz übertragen. Hybrid-Symposium mit Vorträgen des ITC Fukuoka 2023 und der Tribologie-Fachtagung am 26. September 2023 Nachrichten 38 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 Mitteilungen der GfT 64. Tribologie-Fachtagung 2023 - Kurzprogramm Montag, 25. September 12: 00 Uhr Foyer Come-Together 13: 00 Uhr Plenarsaal Eröffnung: Luther R.., Vorsitzender des GfT-Vorstands: Begrüßung Vorstellung GfT Preisverleihungen: GfT-Förderpreise, Vogelpohl-Ehrenpreis 14: 30 Uhr Pause 15: 15 Uhr Plenarsaal Gastvortrag: Jankoski R. - Magna Powertrain GmbH & Co KG: Einfluss der Getriebeöleigenschaften auf EDM Lagerströme in BEV Hochvolt-Achsanwendungen Gastvortrag: Specht C. - Schaeffler Technologies AG & Co. KG: Trends und aktuelle Anforderungen an Schmierstoffe für Windkraftanlagen Gastvortrag: Löffl J. - Hochschule Coburg, Wissenschafts- und Kulturzentrum: Zur gesellschaftlichen Wahrnehmung technologischer Entwicklungen 17: 30 Uhr Foyer Empfang 18: 30 Uhr Plenarsaal Tribo-Slam - #Deine360 Dienstag, 26. September Saal A Saal B Saal C Saal D Saal E Saal F JAST - GfT Symposium / Hybrid Tribologische Systeme Schmierstoffe + Schmierungstechnik Nachhaltigkeit durch Tribologie ME + AT * Vorträge SPP 2074** 09: 00 Ein Viertel Jahrhundert Forschung zur Tribodynamik - haben wir den Einlauf verstanden? Scherge M. - Fraunhofer IWM 07 Herausforderungen für Schmierstoffe und Schmierungstechnik durch das europäische Chemikalienrecht Ohnesorge M. - UNITI 22 Neue Prüfmethode zur soft-chemomechanischen tribologischen Beständigkeitsbewertung basierend auf den realen human-physiologischen Oberflächen- Interaktionen Weinhold W. - ISPA 37 Feasibility study on preloaded flexible conical plain bearings as wind turbine main bearings Euler J. - RWTH Aachen 52 „Fluidfreie Schmiersysteme mit hoher mechanischer Belastung“ 09: 00 Uhr Begrüßung und Einführung 09: 15 Uhr Projekt: Mechanismen der Grafitschmierung in Wälzkontakten 10: 00 Uhr Projekt: Polytetrafluorethylen (PTFE)-Schmierung in hochbelasteten Wälzkontakten 09: 30 09: 30 Opening remarks by presidents of GfT and JAST 09: 50 Friction vector rotation regulates the slow-to-fast-slip transition Nakano K. - Yokohama National University; Popov V.L. - TU Berlin 10: 10 Perfluorinated carbon systems: highly performant, toxic, without alternative? Mayrhofer L., et. al. Experimental development and validation of tribological run-in strategies to reduce friction and wear in hydraulic applications Tappeiner Z. - RWTH Aachen, ifas 08 Revival von Polyalkylenglykolen (PAGs) für wasserstoffbetriebene Verbrennungsmotoren und darüber hinaus Woydt M. - MATRILUB 23 Optimized Tribological Systems for Endoprosthetics utilizing Hydration Lubrication Rothe H. - iba 38 Fatigue life prediction of rolling bearings based on damage accumulation considering residual stresses Jaeil Hwang - HS Hannover 53 10: 00 Gleitschleifen der Zukunft: Wie DEM-Simulation die Oberflächenbearbeitung optimieren kann Reinle F. - OTEC Präzisionsfinish GmbH 09 Eignungsuntersuchung von hochviskosen Modellölen zur Simulation von Getriebe-Beölungsversuchen im Tieftemperaturbereich Reuss T., Laurs P. - Schaeffler 24 Human Perception of Friction in Sliding Touch Fehlberg M. - Leibniz Institut 39 Charakterisierung von Ermüdungsschäden bei Wälzlagern unter Schwenkbewegungen Bartz M. - FAU 54 10: 30 PAUSE 10: 30 Breaking of superlubricitiy of epitaxial graphene by mechanochemical activation Kuwahara T, et. al. 10: 50 Aspects of energy efficiency in hydraulic systems Wincierz C., Evonik 11: 10 Closing remarks by organizers of the symposium Tribometrie 11: 00 Ein systematischer Ansatz für die tribologische Zuverlässigkeitsgestaltung von Produkten Schöfer J. - Robert Bosch GmbH 10 Fettauswahl und -entwicklung im Spannungsfeld zw. Rohstoffmärkten, REACh und Nachhaltigkeit Specht C. - Schaeffler 25 What is the scuffing temperature limit of lubricants? Woydt M. - MATRILUB 40 Untersuchungsmethode mit Fokus auf Wirkungsgrad und Akustik für Zahnräder in der Elektromobilität von Schulz K. - HS Furtwangen 55 11: 00 Uhr Projekt: Fluidfreie Schmierung von Schneckengetrieben auf Basis von PTFE 11: 45 Uhr Projekt: Fluidfrei geschmierte Stirnradverzahnung tribologische Analyse und konstruktive Auslegung 12: 15 Pause 11: 30 Experimentelle Methodik für die Prüfung tribologischer Systeme unter einer Druckgasatmosphäre Ausserer F. - TU Wien 11 Die Konsequenz der Reibungsbeanpruchung bei Schmierfetten Kuhn E. - HAW Hamburg 26 Experimentelle Untersuchung nasslaufender Schaltelemente Strobl P. - TU München 41 Wirkungsgrad schnelllaufender Stirnradverzahnungen mit chemisch glattgeschliffenen Oberflächen Vorgerd J. - Ruhr Uni Bochum 56 12: 00 Tribology in a Miniature World - Exploring the Tribological Performance of Miniature Ball Bearings using Dynamic and Experimental Analysis Dahiwal R. - Gebr. Reinfurt 12 Sind Schmierfette klebrig? Rieling T. - HAW Hamburg 27 Tribometerversuche zur Reibungsmessung im fettgeschmierten Stahl-Bronze- Kontakt Müller F. - RPTU 42 Örtliche Betrachtungen und experimentelle Ergebnisse zum Kontaktverhalten von Schraubradverzahnungen mit allgemeinen Flankenformen Becker L. - Ruhr Uni Bochum 57 12: 30 Pause Gewinner Biotribologie 14: 00 FP Kat 2: Schlegel F. - RWTH AC, ifas Experimental and Theoretical Investigation of a Tribological Contact in a High-Speed Hydraulic Pump for Electro Hydraulic Actuators FP2 On the Validity of the Flow Factor Concept with Respect to Shearthinning fluids Hofmeister M. - RWTH Aachen, ifas 13 Neue Ansätze zur Auslegung der Fettgebrauchsdauer in Wälzlagern Franke J. - Schaeffler 28 Enhanced wear resistance sustainable tire materials with plasma treated pyrolysis carbon black Zhao S. - RPTU 43 Condition monitoring for planetary journal bearings in wind turbine gearboxes by means of acoustic measurements and machine learning Decker T. - RWTH Aachen 58 13: 30 Uhr Projekt: Fluidfreie Schmierstoffschichten für den hochbelasteten unsynchronisierten Betrieb von trockenlaufenden Schraubenmaschinen 14: 45 Uhr Projekt: Tribologische Transfermechanismen und großflächige 14: 30 FP Kat 3: Lengmüller M. - TU München Berechnungsstudie zu anisotropen TEHD-Kontakten mit kurzfaserverstärkten Kunststoffen FP3 Praxisnahe Fluidmodellierung für leistungsfähige Reibungsberechnungen von TEHD-Kontakten Neupert T. - Tribo Technologies 14 Vergleich untersch. Standardmethoden zur Bewertung von Schmierfetten für Wälzlager unter Vibrationsbelastung oder bei kleinen Schwenkwinkeln Grebe M - HS Mannheim 29 Alternative Pflanzen-basierte Basisfluide und Additive für biobasierte Schmierstoffsysteme Leistl D. - Fraunhofer IVV 44 Detektion von Gleitlagerverschleiß mit Hilfe von Machine Learning Winnertz M. - RWTH Aachen 59 Gesellschaft für Tribologie e.V. Nachrichten 39 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 "#$%&'($)&$! *+',&-./ 0&$1! 2&3&/ / 34-.50! 56'! 7'8,+/ +)8&! &9: 9! ; ! <=>.8/ ? ! 0'8,+/ +)8&@)50=&*9%&! ; ! AAA9)50=&*9%&! 64. Tribologie-Fachtagung 2023 - Kurzprogramm Gewinner Tribologische Systeme Schmierstoffe + Schmierungstechnik Biotribologie ME + AT * Vorträge SPP 2074** 15: 00 6th YTRS, bester Vortrag - Effect of height waviness on the friction behavior of 100Cr4 steel under mixed or hydrodynamic lubrication Yue H. - KIT 15 Die Analyse von Abrieb- und Additivelementen in Schmierfetten: XRF, RDE- OES oder ICP-OES? Rohbogner C. - Oelcheck 30 Auswirkungen der Ölregeneration auf die tribologische Leistung von Schmierölen Wilke D. - SKF RecondOil 45 Optische in-situ Analyse der Schmiermittelverteilung graphitgeschmierter Wälzlager Dewald A. - KIT IPEK 60 Mikrokontaktsimulation der Festschmierstoffbereitstellung aus PVD-Schichten für trockenlaufende Zahnradstufen ab 15: 30 Besuch der Poster- und Fachausstellung 17: 30 Mitgliederversammlung 19: 30 Abendveranstaltung Mittwoch, 27. September Saal A Saal B Saal C Saal D Saal E Saal F E-Lub * Tribologische Systeme Schmierstoffe + Schmierungstechnik Kontaktmechanik DS + OT * FF Tribologie BMWk ** 09: 00 Auswirkungen von parasitären Strömen und elektrischen Entladungen auf Wälzlager und deren Lebensdauer in elektrifizierten Umgebungen Krewer M. - LU Hannover 01 Das Stick-Slip-Verhalten von Kunststoffpaarungen unter dem Einfluss von Schmierstoffen Herting J. - ZIEGLER-Instruments 16 Evaluierung eines Messsystems für die kontinuierliche Überwachung des Wassergehalts in wasserhaltigen Schmierstoffen Rittinger J. - Fuchs 31 Randelementmethode für den tangentialen Kontakt eines beschichteten elastischen Halbraums Burger H. - TU Berlin 46 Ersatz vom Hartchromschichten mit Hartstoffschichten in der industriellen Praxis Kursawe S. - Schaeffler 61 MD-Simulationen der Scherverdünnung bei PEG400 zur Konstitutivgesetzbildung Stief F. - Fraunhofer IWM 67 09: 30 Der elektrische Widerstand von Tribokontakte zur Beurteilung von Schmierstoffen für elektrische Antriebe Woydt M. - MATRILUB 02 Tribological performance of FFF fabricated PEEKbased composites sliding layer on the metallic substrates Xu Y. - RPTU 17 Triboaktive CrAlMoCuN- Beschichtungen für Verschleißschutz unter Fettschmierung durch Transferschichtbildung Möbius M. P. - RWTH Aachen 32 A Fast Contact Search Algorithm for Simulations in Tribology Zaid S. - Uni Kassel 47 Stick-Slip in Hydraulikzylindern: Neue Prüfmethoden & Simulation als Tool zur Auswahl von Beschichtungslösungen bei Kolbenstangen zur Vermeidung kritischer Betriebszustände Tidona G.- HS Mannheim 62 hBN-based additive as sulfur-free anti-wear and efficiency booster for driveline fluid applications with focus on electric vehicles Wieber S. - Evonik 68 10: 00 Intelligente und nachhaltige Tribosysteme mit programmierbarer Reibung und verbesserter elektrischer Durchschlagsfestigkeit Amann T. - Fraunhofer IWM 03 Influence of load history on the tribological behavior of a polyethersulfone (PESU)-based composite/ steel sliding pair Hua C. - RPTU 18 Improvement of the tribological performance of titanium alloy using fs-laser-induced periodic surface structures in combination with ZDDP and ionic liquid lubricant additives Spaltmann D. - BAM 33 Charakterisierung tribologischer Funktionsflächen im Phasenraum Brodmann B. - OptoSurf 48 Mechanische und tribologische Eigenschaften von mikrostrukturierten entspannten ta-C Beschichtungen für den Einsatz in der Knieendoprothetik Voropai V. - OvGU Magdeburg 63 Weiterentwicklung triboaktiver CrAlMoN-Schichten mit gepulstem Lichtbogenverdampfen Borowy J. - RWTH Aachen 69 10: 30 PAUSE Dichtungstechnik Friktionssysteme 10: 45 Qualifizierung von Wälzlagern und deren Schmierstoffen in der E-Mobilität Weinhold W. - Innowep 04 Dämpfungsverhalten verschiedener Materialien im Frettingkontakt - Experimente und Simulation über Finite-Elemente-Methode Kugler M. - Fraunhofer IWM 19 Mikro-mechanische Charakterisierung tribologisch beanspruchter Elastomeroberflächen mit Anwendung auf Radial-Wellendichtsysteme Wilbs C. - Freudenberg Sealing 34 Feinstaubemissionen in Bremssystemen - Eine Methode zur Beschreibung und Bewertung von Verschleißpartikelemissionen trockenlaufender Friktionssysteme Sutschet A. - KIT IPEK 49 SiC-gebundene Diamantkeramiken für extreme Einsatzbedinungen in Subsea- Anwendungen Kailer A. - Fraunhofer IWM 64 ta-C-Veschleißschutzschichten auf Kunststoffbauteilen Kaulfuß F. - Fraunhofer IWS 70 11: 15 Impact of Water Contamination and Energy Input on the Performance Loss of e-Drive Transmission Fluids in Wet Clutches Wirkner J. - TU München 05 Development of a digital twin through simulation of PVD/ PACVD coatings for both dry and lubricated conditions Bierwisch N. - Saxonian Institute of Surface Mechanics 20 Modellbildung zur näherungsweisen Berechnung der Hysteresereibung von Radialwellendichtringen Bührmann T. - Uni Paderborn 35 Strategie zur Wasserstoffbeimischung für kleine Gasmotoren mit Kraft-Wärme-Kopplung - Auswirkung verschiedener Motorverbrennungsprozesse auf das Verschleißverhalten Pöhlmann K. - IAVF Antriebstechnik 50 Datenbasierte Analyse des Einflusses von Material- und Bearbeitungsparametern auf Reib- und Verschleißeigenschaften von Sondermessinglegierungen Makansi F. - RWTH Aachen 65 Friction in Oil-lubricated Rolling-Sliding Contacts with Technical Thermoplastics Schmid F. - TU München 71 11: 45 Einfluss von Schmiermitteln und thermischer Belastung auf das Reibkorrosionsverhalten von elektrischen Kontakten Probst R. - TH Ostwestfalen-Lippe 06 Using Segmented Time Series Forecasts For Tribological System Analysis Heinlein R. - HS Mannheim 21 Messvorrichtung und Automatisierungslösung für die Analyse von tribologisch geschädigten Radialwellendichtringen Alt K. - SEW Eurodrive 36 Untersuchung des Reibungs- und Deformationsverhaltens von schnelllaufenden Bremsen Rauhaus J. - Uni Paderborn 51 Tribologische Prüfung polymerer Werkstoffe im System Gleitlager DIN - ISO 7148-2 Stehr W. - Werner Stehr Tribologie 66 TurboGetEff: Effizienzsteigerung eines Turboantriebsstrangs unter Einsatz von Druckkämmen Neumann M. - TU Clausthal 72 12: 15 PAUSE 12: 45 Abschlussveranstaltung: Werner Stehr : „Die tribologischen Modellprüfsysteme in der Animation - Ein hilfreiches Tool zum besseren Verständnis der Prüfmethoden“ Verleihung des Werner-Stehr-Preises „Tribologie ist überall“ Schlusswort *ME + AT = Maschinenelemente und Antriebstechnik / DS + OT = Dünne Schichten und Oberflächentechnologien / E-Lub: Elektrische Eigenschaften von Schmierstoffen und Tribofilmen; ** Sondersession Gesellschaft für Tribologie e.V. Nachrichten 40 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 Mitteilungen der ÖTG ! "#$%%$&'(&"'($) #%&*+,+-&"'($)) ""'(./ # ! "#$%&'()%*+',-.-/ , ! "#$%&%'#()#*)+*,-./ "#()-*,)0%".12-*') ! "#$$"%&'()*+,-./ 0&'-1*2*"0&/ )%%)*/ 1.*3/ 0415&'() Heraus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achrichten 41 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang ·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atentumschau 42 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 EP000003881951A1 B22D 17/ 20 AE Group AG, DE Spritzgussmaschine und Verfahren zum Schmieren einer Spritzgussmaschine Die Erfindung betrifft eine Spritzgussmaschine (10), insbesondere Metalldruckgussmaschine, mit (a) einer Gießkammer (12), (b) einem Gießkolben (14) und (c) einer Gießkolbenschmiervorrichtung (22) zum Schmieren des Gießkolbens (14). Erfindungsgemäß ist vorgesehen, dass die Gießkolbenschmiervorrichtung (22) ein mit Schmieröl (32) tränkbares Faserobjekt (24) zum Aufbringen des Schmieröls (32) auf den Gießkolben (14) mittels des Faserobjekts (24) aufweist. DE102020107544A1 F16H 61/ 30 Greb, Peter, 77833, Ottersweier, DE; Man, Laszlo, Dr., 77833, Ottersweier, DE Schaeffler Technologies AG & Co. KG, 91074 Herzogenaurach, DE Hydraulikanordnung Die Erfindung betrifft eine Hydraulikanordnung (10) mit einer Reversierpumpe (18), mit der ein Hydraulikmedium in entgegengesetzten Förderrichtungen gefördert werden kann, und mit einer aktiven Ventileinrichtung (7), umfassend: Ein hydraulisches Betätigungselement (36), eine hydraulisch auslegbare Parksperre (20) sowie eine Kühlung und/ oder Schmierung (33).Um das Betätigen des hydraulischen Betätigungselements (36), das Betätigen der hydraulisch auslegbaren Parksperre (20) sowie die Darstellung der Kühlung und/ oder Schmierung (33) mit der Reversierpumpe (18) in der Hydraulikanordnung (10) zu vereinfachen, sind das hydraulische Betätigungselement (36), die hydraulisch auslegbare Parksperre (20) sowie die Kühlung und/ oder Schmierung (33) an ein und dieselbe aktive Ventileinrichtung (7) angeschlossen. DE102020203923A1 F01L 1/ 047 Schüller, Andreas, 38104, Braunschweig, DE; Wiegmann, Hendrik, 38448, Wolfsburg, DE Volkswagen Aktiengesellschaft, 38440 Wolfsburg, DE Brennkraftmaschine mit mindestens einer reibungsarm gelagerten Nockenwelle Die Erfindung betrifft eine Brennkraftmaschine mit mindestens einer reibungsarm gelagerten Nockenwelle (26, 28) gemäß dem Oberbegriff des Anspruchs 1. Dabei liegt der Erfindung die Aufgabe zugrunde, die Reibleistung der Lagerung mindestens einer Nockenwelle (26, 28) einer Brennkraftmaschine zu verringern und damit sowohl die Lagerung der Nockenwelle als auch die gesamte Brennkraftmaschine damit qualitativ zu verbessern. Eine erfindungsgemäße Brennkraftmaschine umfasst mindestens eine Nockenwelle (26, 28) mit Nocken zur Steuerung von Ventilen, wobei die Nockenwelle (26, 28) eine Antriebsseite aufweist, an welcher ein Steuertrieb zum Antreiben der Nockenwelle (26, 28) funktional mit der Nockenwelle (26, 28) verbunden ist. Dabei ist die Nockenwelle (26, 28) auf der der Antriebsseite gegenüberliegenden Seite außenseitig der Nocken mittels mindestens eines Außen-Nadellagers (36) gelagert. DE102020107733B4 F16D 57/ 04 Laukemann, Dieter, 74586, Frankenhardt, DE Voith Patent GmbH, 89522 Heidenheim, DE Retarder mit gekühltem Dichtungssystem Die vorgeschlagene Erfindung betrifft einen hydrodynamischen Retarder der ein Retardergehäuse, eine Retarderwelle und ein Dichtungssystem umfasst, wobei die Retarderwelle einen ersten Teilabschnitt, der außerhalb des Retardergehäuses angeordnet ist, und einen zweiten Teilabschnitt, der innerhalb des Retardergehäuses angeordnet ist, aufweist. Weiterhin ist das Dichtungssystem zwischen Retardergehäuse und Retarderwelle derart angeordnet, dass ein Innenraum innerhalb des Retardergehäuses, der an einen Arbeitsmediumkreislauf angeschlossen ist, gegenüber der Umgebung fluiddicht abgedichtet ist. Das Dichtungssystem umfasst zumindest ein erstes und zweites Dichtungselement und zwischen den Dichtungselementen ist ein Dichtungsraum vorgesehen, wobei der Dichtungsraum über einen in der Retarderwelle angeordneten ersten Kanal mit dem Arbeitsmediumkreislauf verbunden ist oder verbindbar ist.Erfindungsgemäß wird zur Verbesserung der Schmierung und Kühlung des Dichtungssystems vorgeschlagen, dass der Dichtungsraum über einen zumindest abschnittsweise in der Retarderwelle verlaufenden zweiten Kanal mit dem Arbeitsmediumkreislauf verbunden ist oder verbindbar ist und eine Pumpe im ersten Kanal oder zweiten Kanal angeordnet ist, wobei mittels der Pumpe der Volumenstrom des Nebenstroms durch den Dichtungsraum regelbar ist. 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 · 3/ 2023 1 Normen der Schmierungstechnik 1.1 Nationale Normen und Entwürfe 1.1.1 DIN-Normen keine 1.2 Internationale Normen und Entwürfe 1.2.1 EN-Normen ZE prEN ISO 3679: 2022-03 Bestimmung des Flammpunkts - Verfahren zur Bestimmung des Flammpunkts und des Nicht-Flammpunkts mit einem kleinen geschlossenen Tiegelprüfgerät (ISO/ DIS 3679: 2022) EN ISO 3679: 2022-11 Bestimmung des Flammpunkts - Verfahren zur Bestimmung des Flammpunkts und des Nicht-Flammpunkts mit einem kleinen geschlossenen Tiegelprüfgerät (ISO 3679: 2022) Determination of flash point - Method for flash no-flash and flash point by small scale closed cup tester (ISO 3679: 2022) Ersatz für EN ISO 3679: 2015-03 1.2.2 ISO-Normen ZE ISO/ DIS 3679: 2022-03 Bestimmung des Flammpunkts - Verfahren zur Bestimmung des Flammpunkts und des Nicht-Flammpunkts mit einem kleinen geschlossenen Tiegelprüfgerät ISO 3679: 2022-11 181,60 EUR Bestimmung des Flammpunkts - Verfahren zur Bestimmung des Flammpunkts und des Nicht-Flammpunkts mit einem kleinen geschlossenen Tiegelprüfgerät Determination of flash point - Method for flash no-flash and flash point by small scale closed cup tester Ersatz für ISO 3679: 2015-03 E ISO 11007-1 DAM 1: 2022-11 21,10 EUR Mineralölerzeugnisse und Schmierstoffe - Bestimmung der korrosionsverhindernden Eigenschaften von Schmierfetten - Teil 1: Dynamische feuchte Bedingungen Petroleum products and lubricants - Determination of rust-prevention characteristics of lubricating greases - Part 1: Dynamic wet conditions - Amendment 1: Test bearings Vorgesehen als Änderung von ISO 11007-1: 2021-07 Einsprüche bis 2023-02-09 Z ISO 11500: 2008-09 Fluidtechnik - Bestimmung des Partikelverschmutzunggrades einer flüssigen Probe durch automatische Partikelzählung mit Lichtabsorption Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 11500: 2022-12 ZE ISO/ FDIS 11500: 2022-09 Hydraulic fluid power - Determination of the particulate contamination level of a liquid sample by automatic particle counting using the light-extinction principle ISO 11500: 2022-12 155,30 EUR Hydraulic fluid power - Determination of the particulate contamination level of a liquid sample by automatic particle counting using the light-extinction principle Ersatz für ISO 11500: 2008-09 Z ISO 23369: 2021-06 Fluidtechnik - Prüfverfahren mit Mehrfachdurchgang zur Bestimmung der Filterleistung eines Filterelementes unter zyklischer Volumenstrombelastung Zurückgezogen, ersetzt durch ISO 23369: 2022-12 ZE ISO/ FDIS 23369: 2022-09 Hydraulic fluid power - Multi-pass method of evaluating filtration performance of a filter element under cyclic flow conditions ISO 23369: 2022-12 181,60 EUR Hydraulic fluid power - Multi-pass method of evaluating filtration performance of a filter element under cyclic flow conditions Ersatz für ISO 23369: 2021-06 2 Sonstige tribologisch relevante Normen 2.1 Nationale Normen und Entwürfe 2.1.1 DIN-Normen E DIN EN ISO 4491-1: 2023-02 Print: 74,00 EUR/ Download: 61,30 EUR Metallpulver - Bestimmung des Sauerstoffgehaltes durch Reduktionsverfahren - Teil 1: Allgemeine Hinweise (ISO/ FDIS 4491-1: 2022); Deutsche und Englische Fassung prEN ISO 4491-1: 2022 Metallic powders - Determination of oxygen content by reduction methods - Part 1: General guidelines (ISO/ FDIS 4491-1: 2022); German and English version prEN ISO 4491-1: 2022 Vorgesehen als Ersatz für DIN ISO 4491-1: 1990-06 Erscheinungsdatum: 2023-01-13 Einsprüche bis 2023-03-06 Normen Normen 44 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 Gegenüber DIN ISO 4491-1: 1990-06 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Abschnitt 3 „Begriffe“ aufgenommen; b) vorm. Abschnitt 5 jetzt Abschnitt 7; c) Tabelle 1 aus vorm. Abschnitt 6 als Tabelle 2 in Abschnitt 7 aufgenommen; d) Dokument redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument behandelt die Bestimmung des Sauerstoffgehalts in Metallpulvern durch Reduktionsverfahren. Enthalten sind allgemeine Richtlinien für diese Verfahren und Empfehlungen für die korrekte Auslegung der erzielten Ergebnisse. Z DIN EN ISO 5755: 2013-01 Sintermetalle - Anforderungen (ISO 5755: 2012); Deutsche Fassung EN ISO 5755: 2012 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN ISO 5755: 2023- 02 DIN EN ISO 5755: 2023-02 Print: 251,30 EUR/ Download: 207,80 EUR Sintermetallwerkstoffe - Anforderungen (ISO 5755: 2022); Deutsche Fassung EN ISO 5755: 2022 Sintered metal material - Specifications (ISO 5755: 2022); German version EN ISO 5755: 2022 Ersatz für DIN EN ISO 5755: 2013-01 Gegenüber DIN EN ISO 5755: 2013-01 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) Anwendungsbereich überarbeitet; b) Abschnitt 5.4.1 erweitert; c) Anhang B erweitert, um Informationen über die Metallographie von gesinterten Werkstoffen aufzunehmen und Bilder B.1 bis B.22 aufgenommen; d) Anhang C aufgenommen, der Tabellen mit Äquivalenzen zwischen den Werkstoffen der Norm und den Werkstoffen anderer internationaler Normen enthält, die üblicherweise verwendet werden; e) Dokument redaktionell überarbeitet. Dieses Dokument legt die Anforderungen an die chemische Zusammensetzung sowie die mechanischen und physikalischen Eigenschaften von Sintermetallen für Lager und Formteile fest. Z DIN EN 15437-1: 2010-06 Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 1: Heißläuferortungsanlagen und Radsatzlagergehäusegestaltung; Deutsche Fassung EN 15437- 1: 2009 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 15437-1: 2023- 02 Z DIN EN 15437-1 Berichtigung 1: 2013-02 Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 1: Heißläuferortungsanlagen und Radsatzlagergehäusegestaltung; Deutsche Fassung EN 15437- 1: 2009, Berichtigung zu DIN EN 15437-1: 2010-06 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 15437-1: 2023- 02 ZE DIN EN 15437-1/ A1: 2021-06 Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 1: Heißläuferortungsanlagen und Radsatzlagergehäusegestaltung; Deutsche und Englische Fassung EN 15437-1: 2009/ prA1: 2021 DIN EN 15437-1: 2023-02 Print: 115,20 EUR/ Download: 95,30 EUR Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 1: Heißläuferortungsanlagen und Radsatzlagergehäusegestaltung; Deutsche Fassung EN 15437- 1: 2009+A1: 2022 Railway applications - Axlebox condition monitoring - Interface and design requirements - Part 1: Track side equipment and rolling stock axlebox; German version EN 15437-1: 2009+A1: 2022 Ersatz für DIN EN 15437-1: 2010-06 und DIN EN 15437-1 Berichtigung 1: 2013-02 Gegenüber DIN EN 15437-1: 2010-06 und DIN EN 15437-1 Berichtigung 1: 2013-02 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) im gesamten Dokument undatierte Verweisungen in datierte Verweisungen geändert; b) in der Einleitung vorletzten Absatz geändert; c) in Abschnitt 1 „Anwendungsbereich“ Listenpunkte c) und d) geändert; d) Abschnitt 2 „Normative Verweisungen“ aktualisiert; e) in 5.1.2, Anmerkung, Text ersetzt; f) in 5.1.4 Text ergänzt und Fußnote gelöscht; g) in 5.3 ersten Absatz gelöscht und die Anmerkung durch einen regulären Absatz mit einer Anforderung ersetzt; h) Begriff in 5.5, Anmerkung 1 ersetzt; i) in 6.2 Anmerkung 6 geändert; j) neuen Anhang ZA hinzugefügt; k) Dokument redaktionell überarbeitet. Dieser Teil der EN 15437 legt die Mindesteigenschaften für die Schnittstelle zwischen einer streckenseitigen Heißläuferortungsanlage und einem Schienenfahrzeug fest, welche den Europäischen Richtlinien für Interoperabilität entsprechen, um sicherzustellen, dass die funktionalen Mindestanforderungen dieser Schnittstelle erreicht werden. Die Mindestanforderungen der Schnittstelle gelten für: a) Fahrzeuge, die der europäischen Standardspurweite 1435 mm entsprechen; b) Radsätze, die außengelagert sind; ANMERKUNG Für die Konstruktion innengelagerter Radsätze sollte die Anforderungen der Anmerkung 2 in 5.2 beachtet werden. c) Fahrzeuge mit einer Maximalgeschwindigkeit von bis zu 250 km/ h einschließlich; ANMERKUNG 1 Das heißt konventioneller Verkehr und Klasse 2 Hochgeschwindigkeitsfahrzeuge, wie in der TSI Fahrzeuge definiert. ANMER- Normen 45 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 KUNG 2 Interoperable Fahrzeuge, die für Geschwindigkeiten oberhalb 250 km/ h konstruiert sind (Klasse 1 Hochgeschwindigkeitsfahrzeuge) müssen zur Überwachung der Radsatzlagerzustände, mit Onboard-Systemen ausgerüstet sein. Die Anforderungen für Onboard-Systeme werden im Teil 2 dieser Norm beschrieben, der sich gegenwärtig in der Entwicklung befindet. ANMER- KUNG 3 Interoperable Fahrzeuge, die für Geschwindigkeiten oberhalb 250 km/ h konstruiert sind (Klasse 1 Hochgeschwindigkeitsfahrzeuge), liegen nicht im Anwendungsbereich dieses Teils der Norm. Wenn es jedoch erforderlich ist, dass Klasse 1 Hochgeschwindigkeitsfahrzeuge durch HOA überwacht werden müssen, sollte die Konstruktion den Anforderungen entsprechen, die in dieser Norm definiert sind, falls nicht bereits an anderer Stelle festgelegt. d) streckenseitige HOA, die erforderlich sind, um konventionellen Verkehr und Klasse 2 Hochgeschwindigkeitsfahrzeuge zu überwachen. Die Fahrzeuganforderungen für diese Schnittstelle sind im Abschnitt 5 beschrieben. Die HOA-Anforderungen für diese Schnittstelle sind im Abschnitt 6 angegeben. Mit dieser Änderung soll der informative Anhang ZA überarbeitet werden. Z DIN EN 15437-2: 2012-12 Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Leistungsanforderungen - Teil 2: Leistungs- und Konstruktionsanforderungen von fahrzeugbasierten Systemen für Temperaturüberwachung; Deutsche Fassung EN 15437-2: 2012 Zurückgezogen, ersetzt durch DIN EN 15437-2: 2023- 02 ZE DIN EN 15437-2/ A1: 2021-06 Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 2: Leistungs- und Konstruktionsanforderungen von fahrzeugbasierten Systemen für Temperaturüberwachung; Deutsche und Englische Fassung EN 15437- 2: 2012/ prA1: 2021 DIN EN 15437-2: 2023-02 Print: 90,40 EUR/ Download: 74,90 EUR Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 2: Leistungs- und Konstruktionsanforderungen von fahrzeugbasierten Systemen für Temperaturüberwachung; Deutsche Fassung EN 15437-2: 2012+A1: 2022 Railway applications - Axlebox condition monitoring - Interface and design requirements - Part 2: Performance and design requirements of on-board systems for temperature monitoring; German version EN 15437-2: 2012+ A1: 2022 Ersatz für DIN EN 15437-2: 2012-12 Gegenüber DIN EN 15437-2: 2012-12 wurden folgende Änderungen vorgenommen: a) im gesamten Dokument undatierte Verweisungen in datierte Verweisungen geändert; b) Abschnitt 2 „Normative Verweisungen“ aktualisiert; c) neuen Anhang ZA hinzugefügt; d) Literaturhinweise aktualisiert; e) Dokument redaktionell überarbeitet. Diese Europäische Norm legt die Mindestanforderungen an fahrzeugbasierte Systeme zur Überwachung von Radsatzlagern durch Temperaturmessungen fest. Diese Europäische Norm bezieht sich auf die Temperaturüberwachung der Radsatzlagerung. Jedoch kann die Konstruktion so erfolgen, dass das Wälzlager selbst direkt überwacht wird. Die Anforderungen dieser Europäischen Norm sind sowohl zur Anwendung bei Basisüberwachungssystemen als auch zur Überwachung der Radsatzlagerungstemperatur durch technisch komplexere Systeme bestimmt, die Mechatronik einsetzen können. Um die Kompatibilität von Überwachungssystemen und den effektiven Überwachungsfunktionen sicherstellen zu können, legt diese Europäische Norm die Anforderungen in den folgenden Bereichen fest: - Ausrüstungsteile und Eigenschaften; - Überwachungsfunktion; - Betrieb und Schnittstellen. Dieser Teil der EN 15437 enthält nicht: - Systeme, die keine Anzeige für den Triebfahrzeugführer bereitstellen; - wie ein fahrzeugbasiertes Überwachungssystem strukturiert ist und wie es die Temperatur misst und die Position der Radsatzlagerung identifiziert. Dies wird als Teil der Konstruktion von Ausrüstungsteilen betrachtet und nicht als Teil der funktionellen Anforderungen, die in dieser Norm festgelegt werden; - betriebliche Anforderungen für das Reagieren auf die durch das fahrzeugbasierte Überwachungssystem übertragenen Informationen; - betriebliche Anforderungen für Konflikte von Informationen zwischen streckenseitigen Überwachungssystemen und fahrzeugbasierten Überwachungssystemen; - Anforderungen an die Wartung von fahrzeugbasierten Temperaturüberwachungssystemen. E DIN 32711-1: 2023-0 Print: 65,70 EUR/ Download: 54,40 EUR Welle-Nabe-Verbindung - Polygonprofil P3G - Teil 1: Allgemeines und Geometrie Shaft-hub-connection - Polygon profile P3G - Part 1: Generalities and geometry Vorgesehen als Ersatz für DIN 32711-1: 2009-03 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; 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, Normen 46 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 des Werkzeugmaschinen-, Kraftfahrzeug- und Flugzeugbaus sowie der Elektronikindustrie E DIN 32711-2: 2023-01 Print: 57,10 EUR/ Download: 47,30 EUR Welle-Nabe-Verbindung - Polygonprofil P3G - Teil 2: Berechnung und Dimensionierung Shaft-hub-connection - Polygon profile P3G - Part 2: Calculation and dimensioning Vorgesehen als Ersatz für DIN 32711-2: 2009-03 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 Polygonverbindungen 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 8191: 2022-03 Print: 92,40 EUR/ Download: 76,70 EUR Tooth form for chain sprockets for inverted tooth chains complying with DIN 8190 - Dimensions of profile Verzahnung der Kettenräder für Zahnketten nach DIN 8190 - Profilmaße DIN 8197: 2022-04 Print: 50,40 EUR/ Download: 41,70 EUR Steel link chains - Reference profiles of hobs for sprockets for roller chains Stahlgelenkketten - Bezugsprofile von Wälzwerkzeugen für Kettenräder für Rollenketten 2.1.2 VDI-Richtlinien VDI 2742: 2023-01 184,40 EUR Motion-Control-Systeme mit ungleichmäßig übersetzenden Getrieben - Nutzeffekte und Realisierungsaspekte Motion control systems with non-uniform translating mechanism - Benefits and implementation aspects 2.2 Internationale Normen und Entwürfe 2.2.1 EN-Normen ZE prEN ISO 3252: 2022-04 Pulvermetallurgie - Begriffe (ISO/ DIS 3252: 2022) Zurückgezogen, ersetzt durch FprEN ISO 3252: 2022-12 E FprEN ISO 3252: 2022-12 Pulvermetallurgie - Begriffe (ISO/ FDIS 3252: 2022) Powder metallurgy - Vocabulary (ISO/ FDIS 3252: 2022) Vorgesehen als Ersatz für EN ISO 3252: 2019-09; Ersatz für prEN ISO 3252: 2022-04 Z EN 13103-1: 2017-12 Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Teil 1: Konstruktionsleitfaden für außengelagerte Radsatzwellen Zurückgezogen, ersetzt durch EN 13103-1+A1: 2022-12 ZE EN 13103-1/ FprA1: 2022-06 Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Teil 1: Konstruktionsleitfaden für außengelagerte Radsatzwellen EN 13103-1+A1: 2022-12 Bahnanwendungen - Radsätze und Drehgestelle - Teil 1: Konstruktionsleitfaden für außengelagerte Radsatzwellen Railway applications - Wheelsets and bogies - Part 1: Design method for axles with external journals Ersatz für EN 13103-1: 2017-12 Z EN 15437-1: 2009-03 Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 1: Heißläuferortungsanlagen und Radsatzlagergehäusegestaltung Zurückgezogen, ersetzt durch EN 15437-1+A1: 2022-12 ZE EN 15437-1/ FprA1: 2022-08 Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 1: Heißläuferortungsanlagen und Radsatzlagergehäusegestaltung Z EN 15437-2: 2012-09 Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Leistungsanforderungen - Teil 2: Leistungs- und Konstruktionsanforderungen von fahrzeugbasierten Systemen für Temperaturüberwachung Zurückgezogen, ersetzt durch EN 15437-2+A1: 2022-12 ZE EN 15437-2/ FprA1: 2022-08 Bahnanwendungen - Zustandsüberwachung von Radsatzlagern - Schnittstellen und Gestaltungsanforderungen - Teil 2: Leistungs- und Konstruktionsanforderungen von fahrzeugbasierten Systemen für Temperaturüberwachung 2.2.2 ISO-Normen ZE ISO/ DIS 3252: 2022-04 Pulvermetallurgie - Begriffe Normen 47 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 3252: 2022-12 E ISO/ FDIS 3252: 2022-12 50,10 EUR Pulvermetallurgie - Begriffe Powder metallurgy - Vocabulary Vorgesehen als Ersatz für ISO 3252: 2019-08; Ersatz für ISO/ DIS 3252: 2022-04 ZE ISO/ DIS 3548-3: 2021-10 Gleitlager - Dünnwandige Lagerschalen mit oder ohne Bund - Teil 3: Messung der Umfangslänge Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ FDIS 3548-3: 2022- 10 E ISO/ FDIS 3548-3: 2022-10 208,00 EUR Gleitlager - Dünnwandige Lagerschalen mit oder ohne Bund - Teil 3: Messung der Umfangslänge Plain bearings - Thin-walled half bearings with or without flange - Part 3: Determination of peripheral length Vorgesehen als Ersatz für ISO 3548-3: 2012-12; Ersatz für ISO/ DIS 3548-3: 2021-10 E ISO/ FDIS 4491-1: 2022-12 50,10 EUR Metallpulver - Bestimmung des Sauerstoffgehaltes durch Reduktionsverfahren - Teil 1: Allgemeine Hinweise Metallic powders - Determination of oxygen content by reduction methods - Part 1: General guidelines Vorgesehen als Ersatz für ISO 4491-1: 1989-10 Z ISO/ TR 6336-30: 2017-11 Tragfähigkeitsberechnung von gerad- und schrägverzahnten Stirnrädern - Teil 30: Berechnungsbeispiele für die Anwendungen von ISO 6336-1, ISO 6336-2, ISO 6336-3 und ISO 6336-5 Zurückgezogen, ersetzt durch ISO/ TR 6336-30: 2022-12 ISO/ TR 6336-30: 2022-12 234,30 EUR Tragfähigkeitsberechnung von gerad- und schrägverzahnten Stirnrädern - Teil 30: Anwendungsbeispiele der ISO 6336 Teile 1,2,3,5 Calculation of load capacity of spur and helical gears - Part 30: Calculation examples for the application of ISO 6336 parts 1,2,3,5 Ersatz für ISO/ TR 6336-30: 2017-11 ZE FprEN ISO 8528-10: 2022-07 Stromerzeugungsaggregate mit Hubkolben-Verbrennungsmotor - Teil 10: Messung von Luftschall mit der Hüllflächenmethode (ISO/ FDIS 8528-10: 2022) EN ISO 8528-10: 2022-12 Stromerzeugungsaggregate mit Hubkolben-Verbrennungsmotor - Teil 10: Messung von Luftschall mit der Hüllflächenmethode (ISO 8528-10: 2022) Reciprocating internal combustion engine driven alternating current generating sets - Part 10: Measurement of airborne noise (ISO 8528-10: 2022) Z ISO 9083: 2001-07 Tragfähigkeitsberechnung von gerad- und schrägverzahnten Stirnrädern - Anwendung für Schiffsgetriebe E ISO/ DIS 10828: 2022-11 155,30 EUR Schneckengetriebe - Schneckenprofile und Verzahnungsgeometrie Worm gears - Worm profiles and gear mesh geometry Vorgesehen als Ersatz für ISO/ TR 10828: 2015-08 Einsprüche bis 2023-02-01 E ISO/ DTS 24137: 2022-11 76,30 EUR Plain bearings - Surface modification by press fitting solid lubricants combined with micro dimple processing Z ISO/ TR 27507: 2010-07 Gleitlager - Empfehlungen zur geometrischen Betriebsumgebung motorischer Kurbelwellenlager 3 Vorhaben 3.1 DIN-Normenausschuss Maschinenbau (NAM) Welle-Nabe-Verbindung — Polygonprofil P3G — Teil 2: Berechnung und Dimensionierung; (DIN 32711- 2: 2009-03); NA 060-34-32 AA <06004378> 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. Welle-Nabe-Verbindung — Polygonprofil P3G — Teil 1: Allgemeines und Geometrie; (DIN 32711-1: 2009-03); NA 060-34-32 AA <06004379> 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 Fluidtechnik - Einbaumaße für Zubehör von Hydrozylindern mit einseitiger Kolbenstange, mittlere 16-MPa- (160-bar-) und 25-MPa-(250-bar-)Reihe (ISO 8132: 2022); (DIN ISO 8132: 2017-12); NA 060-36-30 AA <06004383> Dieses Dokument legt die für die Austauschbarkeit von Anbauteilen benötigten Einbaumaße für 16 MPa-(160bar)Mittlere-Reihe-Zylinder nach ISO 6020-1 und für 25-MPa-(250-bar-)Zylinder nach ISO 6022 fest. Die Zubehörteile wurden speziell für den Einsatz mit Zylindern nach ISO 6020-1 und ISO 6022 gestaltet, was ihren Einsatzbereich aber nicht einschränkt. Dieses Dokument be- Normen 48 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 trifft nur maßliche Merkmale von Produkten, die entsprechend diesem Dokument gefertigt werden. Sie betrifft keine funktionellen Merkmale. Fluidtechnik - Einbaumaße für Zubehör von Hydrozylindern mit einseitiger Kolbenstange, kompakte 16-MPa- (160-bar-)Reihe (ISO 8133: 2022); (DIN ISO 8133: 2017- 11); NA 060-36-30 AA <06004384> Dieses Dokument legt die für die Austauschbarkeit von Anbauteilen benötigten Einbaumaße für 16 MPa-(160-bar)-Kompakt-Reihe-Zylinder nach ISO 6020-2 fest. Die Zubehörteile wurden speziell für den Einsatz mit Zylindern nach ISO 6020-2 gestaltet, was ihren Einsatzbereich aber nicht einschränkt. Dieses Dokument betrifft nur maßliche Merkmale von Produkten, die entsprechend dieser Internationalen Norm gefertigt werden. Sie betrifft keine funktionellen Merkmale. 3. 2 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Prüfung von Schmierstoffen - Bestimmung des Tieftemperatur-Drehmomentverhaltens von Schmierfetten; NA 062-06-52 AA <06236406> Dieses Dokument legt ein Verfahren zur Bestimmung des Drehwiderstandes von axial belasteten Wälzlagern in Abhängigkeit des zu deren Schmierung eingesetzten Schmierfettes bei Temperaturen bis -73°C fest. Das Verfahren ist geeignet für Messungen des Startmoments ab einem Wert von 25 Nmm. Schmierstoffe und verwandte Stoffe — Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 1: Allgemeine Angaben; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06236427> Dieses Dokument legt die Kurzbezeichnung von Schmierstoffen und verwandten Stoffen fest. Dieses Dokument regelt die Kennzeichnung der Verpackungen, Gebinde, Schmierstoffbehälter, Schmiergeräte und Schmierstellen, damit Schäden infolge Verwechslung bei der Verwendung der Schmierstoffe und verwandten Stoffe vermieden werden. Für die Kennzeichnung von Schmierstellen an Werkzeugmaschinen gelten gesonderte Regelungen, die in DIN 8659-1 festgelegt sind. Schmierstoffe und verwandte Stoffe — Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 2: Schmieröle, die überwiegend im Industriebereich eingesetzt werden; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06236428> Dieses Dokument legt die Kurzbezeichnung von Schmierölen fest, die überwiegend im Industriebereich eingesetzt werden. Die Klassifizierung der einzelnen Schmierstoffgruppen und der prinzipielle Aufbau der Kurzbezeichnung für Schmieröle aus dem Industriebereich in bis zu 3 Bezeichnungsblöcke (A, B, C), wird in DIN 51502-1 geregelt. Dieses Dokument regelt damit auch die Kennzeichnung der Verpackungen, Gebinde, Schmierstoffbehälter, Schmiergeräte und Schmierstellen, damit Schäden infolge Verwechslung bei der Verwendung der Schmierstoffe und verwandten Stoffe vermieden werden. Schmierstoffe und verwandte Stoffe — Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 3: Schmieröle, die überwiegend im Automotivbereich eingesetzt werden; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06236429> Dieses Dokument legt die Kurzbezeichnung von Schmierölen fest, die überwiegend im Automotivbereich eingesetzt werden. Die Klassifizierung der einzelnen Schmierstoffgruppen und der prinzipielle Aufbau der Kurzbezeichnung für Schmieröle aus dem Automotivbereich in bis zu 3 Bezeichnungsblöcke (A, B, C), wird in DIN 51502-1 geregelt. Dieses Dokument regelt damit auch die Kennzeichnung der Verpackungen, Gebinde, Schmierstoffbehälter, Schmiergeräte und Schmierstellen, damit Schäden infolge Verwechslung bei der Verwendung der Schmierstoffe und verwandten Stoffe vermieden werden. Schmierstoffe und verwandte Stoffe — Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 4: Schmierfette und Pasten; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06236430> Dieses Dokument legt die Kurzbezeichnung von Schmierfetten und Pasten fest. Die Klassifizierung der einzelnen Schmierstoffgruppen und der prinzipielle Aufbau der Kurzbezeichnung für Schmierfette und Pasten in bis zu 3 Bezeichnungsblöcke (A, B, C), wird in DIN 51502-1 geregelt. Dieses Dokument regelt damit auch die Kennzeichnung der Verpackungen, Gebinde, Schmierstoffbehälter, Schmiergeräte, Schmierstellen und gfs. der Angabe in Produktdatenblättern, auch damit Schäden infolge Verwechslung bei der Verwendung der Schmierstoffe und verwandten Stoffe vermieden werden. Schmierstoffe und verwandte Stoffe — Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 5: Bearbeitungsmedien; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06236431> Dieses Dokument legt die Kurzbezeichnung von allen Bearbeitungsmedien fest. Die Klassifizierung der einzelnen Schmierstoffgruppen und der prinzipielle Aufbau der Kurzbezeichnung für Bearbeitungsmedien in bis zu 3 Bezeichnungsblöcke (A, B, C), wird in DIN 51502-1 geregelt. Dieses Dokument regelt damit auch die Kennzeichnung der Verpackungen, Gebinde, Schmierstoffbehälter, Schmiergeräte, Schmierstellen und gfs. der Angabe in Produktdatenblättern, auch damit Schäden infolge Verwechslung bei der Verwendung der Schmierstoffe und verwandten Stoffe vermieden werden. Schmierstoffe und verwandte Stoffe — Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 6: Druckflüssigkeiten; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06236432> Dieses Dokument legt die Kurzbezeichnung von allen Druckflüssigkeiten fest. Die Klassifizierung der einzelnen Schmierstoffgruppen und der prinzipielle Aufbau der Kurzbezeichnung für Druckflüssigkeiten in bis zu 3 Bezeichnungsblöcke (A, B, C), wird in DIN 51502-1 Normen 49 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 geregelt. Dieses Dokument regelt damit auch die Kennzeichnung der Verpackungen, Gebinde, Schmierstoffbehälter, Schmiergeräte, Schmierstellen und gfs. der Angabe in Produktdatenblättern, auch damit Schäden infolge Verwechslung bei der Verwendung der Schmierstoffe und verwandten Stoffe vermieden werden. Schmierstoffe und verwandte Stoffe — Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 7: Sonstige Medien; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06236433> Dieses Dokument legt die Kurzbezeichnung von allen Druckflüssigkeiten fest. Die Klassifizierung der einzelnen Schmierstoffgruppen und der prinzipielle Aufbau der Kurzbezeichnung für Druckflüssigkeiten in bis zu 3 Bezeichnungsblöcke (A, B, C), wird in DIN 51502-1 geregelt. Dieses Dokument regelt damit auch die Kennzeichnung der Verpackungen, Gebinde, Schmierstoffbehälter, Schmiergeräte, Schmierstellen und gfs. der Angabe in Produktdatenblättern, auch damit Schäden infolge Verwechslung bei der Verwendung der Schmierstoffe und verwandten Stoffe vermieden werden. Schmierstoffe und verwandte Stoffe — Klassifizierung von Schmierstoffen - Teil 8: Schmierstoffeinsatztabelle (SET) - Mindestanforderungen zum Aufbau und Inhalt einer Schmierstoffeinsatztabelle; (DIN 51502: 1990-08); NA 062-06-51 AA <06236434> Dieses Dokument beschreibt den Aufbau und den Inhalt einer Schmierstoffeinsatztabelle (SET) zur schmierstellenbezogenen Dokumentation unter Beachtung der genormten Standards. Durch die Anwendung von standardisierten Schmierstoffdaten (Anforderungsnormen) können Rückfragen beim Maschinenhersteller entfallen. In DIN 51502-1 wird dazu die Klassifizierung und der grundsätzliche Aufbau der Kurzbezeichnung für Schmierstoffe und verwandten Stoffen festgelegt. In DIN 51502-2 bis DIN 51502-7 werden dann im Detail die Kurzbezeichnungen der einzelnen Schmierstoffgruppen geregelt. 3.2.1 DIN-Normenausschuss Materialprüfung (NMP) Einstellung Prüfung von Schmierstoffen - Prüfung von Schmierfetten auf korrosionsverhindernde Eigenschaften im Wälzlager; (DIN 51802: 2017-10); NA 062-06-52 AA <06236290> 3.3 DIN-Normenausschuss Wälz- und Gleitlager (NAWGL) Wälzlager - Sicherheitstechnische Festlegungen für Dimensionierung und Betrieb von Profilschienenführungen mit Wälzkörperumlauf; (DIN 637: 2016-12); NA 118- 01-11 AA <11800592> Diese Norm wurde vom DIN-Normenausschuss Wälz- und Gleitlager (NAWGL), Arbeitsausschuss NA 118-01- 11 AA „Linear-Wälzlager einschließlich Teile und Zubehör“ erarbeitet. Diese Norm gilt für Profilschienenführungen mit Wälzkörperumlauf nach DIN ISO 12090-1 und DIN ISO 12090-2 und enthält sicherheitstechnische Festlegungen für Dimensionierung und Betrieb. Sie dient dazu, Gefahrenpotentiale bei Verwendung von Profilschienenführungen zu reduzieren sowie Restrisiken zu beurteilen und erleichtert damit Herstellern von Maschinen, die Profilschienenführungen mit Wälzkörperumlauf verwenden, die Anwendung der Maschinenrichtlinie 2006/ 42/ EG. 3.4 DIN-Normenausschuss Werkstofftechnologie (NWT) Metallpulver; Bestimmung des Sauerstoffgehaltes durch Reduktionsverfahren; Allgemeine Hinweise; (DIN ISO 4491-1: 1990-06); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 145-01-02 AA <14500221> Dieses Dokument behandelt die Bestimmung des Sauerstoffgehalts in Metallpulvern durch Reduktionsverfahren. Enthalten sind allgemeine Richtlinien für diese Verfahren und Empfehlungen für die korrekte Auslegung der erzielten Ergebnisse. Sintermetalle, ausgenommen Hartmetalle - Durchlässige Sintermetalle - Bestimmung der Dichte, des Tränkstoffgehaltes und der offenen Porosität; (DIN EN ISO 2738: 2000-02); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 145-01-03 AA <14500223> Diesess Dokument legt Verfahren zur Bestimmung der Dichte, des Tränkstoffgehaltes und der offenen Porosität von durchlässigen Sintermetallen fest. Sintermetalle, ausgenommen Hartmetalle - Ungekerbte Probe für den Schlagzähigkeitsversuch; (DIN EN ISO 5754: 2018-03); (Europäisches Normungsvorhaben); NA 145-01-03 AA <14500224> Diese Norm legt die Maße für eine ungekerbte Probe aus Sintermetallen für den Schlagzähigkeitsversuch fest. Der Probekörper darf direkt durch Pressen und Sintern oder durch mechanische Bearbeitung eines gesinterten Teiles hergestellt werden. 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 ge- Normen 50 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 naue 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 = Vornorm/ DIN SPEC (Vornorm) F = DIN SPEC (Fachbericht) P = DIN SPEC (PAS) A = DIN SPEC (CWA) G = Geschäftsplan (GP → einer DIN SPEC (PAS)) E = Entwurf K = Kurzverfahren/ Manuskriptverfahren C = Corrigendum/ Berichtigung Ü = Übersetzung B = Beabsichtigte Zurückziehung (BV → einer Vornorm, BE → eines Entwurfs, BA → einer DIN SPEC (CWA)) Z = Zurückziehung (ZV → einer Vornorm, ZE → eines Entwurfs, ZP → einer DIN SPEC (PAS)) 4.1 Europäische und internationale Normungsergebnisse 4.1.1 Europäische Normen Der Druck der vom Europäischen Komitee für Normung (CEN) angenommenen EN als DIN-EN-Norm ist vorgesehen. Bis zu deren Veröffentlichung kann das Vormanuskript in deutscher Sprachfassung (falls vorhanden) beim Beuth Verlag GmbH, 10772 Berlin, gegen Kostenbeteiligung bezogen werden. Der Druck der vom Europäischen Komitee für Elektrotechnische Normung (CENELEC) angenommenen EN und HD als DIN-ENbeziehungsweise 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 am Main, 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 bei DIN, Am DIN-Platz, 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. Normen 51 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 Kopien der ISO-Norm-Entwürfe können beim Beuth Verlag (AuslandsNormen-Service), 10772 Berlin, bezogen werden. IEC-Normen und IEC-Technologie-Trendbeurteilungen (TTA) können beim VDE-VERLAG GMBH, Postfach 12 23 05, 10591 Berlin, IEC-Entwürfe bei der DKE-Geschäftsstelle, Stresemannallee 15, 60596 Frankfurt am Main, erworben werden. Stellungnahmen zu den IEC- Entwürfen sind bis zu dem angegebenen Datum an die DKE zu richten. Bei Dokumenten, die im Parallelen Umfrageverfahren bei IEC und CENELEC erschienen sind, ist in Klammern die Nummer des CENELEC-Dokumentes angegeben. 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 beziehungsweise 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 e. V., 10772 Berlin Bezug: Beuth Verlag GmbH Am DIN-Platz, 10787 Berlin 5.2 Europäische Normen Herausgeber: European Committee for Standardization (CEN), 23, Rue de la Science, 1040 BRUSSELS, BEL- GIEN European Committee for Electrotechnical Standardization (CENELEC) Central Secretariat, 23, Rue de la Science, 1040 BRUSSELS, BELGIEN CECC-CENELEC Komitee für Bauelemente der Elektronik, Gartenstr. 179, 60596 Frankfurt, Main ASD-STAN AeroSpace and Defence Industrie Association of Europe - Standardization, 40, Rue Belliard, 1040 BRUXELLES, BELGIEN European Telecommunications Standards Institute (ET- SI), 650, route des Lucioles, 06921 SOPHIA-ANTIPOLIS CEDEX, FRANKREICH Bezug: Beuth Verlag GmbH Am DIN-Platz, 10787 Berlin DKE Deutsche Kommission Elektrotechnik Elektronik Informationstechnik in DIN und VDE, Merianstraße 28, 63069 Offenbach am Main ASD-STAN AeroSpace and Defence Industrie Association of Europe - Standardization, 40, Rue Belliard, 1040 BRUXELLES, BELGIEN 5.3 ISO-Normen Herausgeber: International Organization for Standardization, CP 401, 1214 VERNIER, GENEVA, SCHWEIZ International Electrotechnical Commission (IEC), Case postale 131, 1211 GENÈVE 20, SCHWEIZ Bezug: Beuth Verlag GmbH Am DIN-Platz, 10787 Berlin 5.4 VDI-Richtlinien Herausgeber: VDI Verein Deutscher Ingenieure e.V., Postfach 10 11 39, 40002 Düsseldorf Bezug: Beuth Verlag GmbH Am DIN-Platz, 10787 Berlin 52 Tribologie + Schmierungstechnik · 70. Jahrgang · 3/ 2023 BUCHTIPP expert verlag - Ein Unternehmen der Narr Francke Attempto Verlag GmbH + Co. KG Dischingerweg 5 \ 72070 Tübingen \ Germany Tel. +49 (0)7071 97 97 0 \ Fax +49 (0)7071 97 97 11 \ info@narr.de \ www.narr.de Otto Eberhardt, Michael Erbsland Die EU-Maschinenrichtlinie Praktische Anleitung zur Anwendung der europäischen Richtlinien zur Maschinensicherheit - Unter Berücksichtigung aller Richtlinientexte 7., überarbeitete Auflage 2022, 186 Seiten €[D] 59,80 ISBN 978-3-8169-3476-9 eISBN 978-3-8169-8476-4 Am 01.01.1995 wurde für alle Maschinen in der EU das CE-Zeichen und die Konformitätserklärung der Maschinenhersteller und -händler zur Pflicht. Seit dem 01.01.1999 müssen die Maschinen auch den Schutzanforderungen der EMV-Richtlinie und der Richtlinie für elektrische Betriebsmittel genügen. Spätestens seit dem gleichen Datum sind alle Maschinenbetreiber durch die Arbeitsmittelbenutzungsrichtlinie gesetzlich verpflichtet, nur noch CE-gekennzeichnete Maschinen aufzustellen und alte Maschinen entsprechend nachzurüsten. Am 29.07.2006 trat die überarbeitete Maschinenrichtlinie 2006/ 42/ EG in Kraft, in der insbesondere die Risikobeurteilung und die Baumusterprüfung neu geregelt wurden. Das Buch ist von einem Praktiker für Praktiker geschrieben. Es informiert umfassend über die Anwendung der Richtlinien zur Maschinensicherheit und schöpft dabei aus einem Erfahrungsschatz von vielen Entwicklungs- und Konstruktionsprojekten. Dr. Otto Eberhardt ist promovierter Physiker und war Geschäftsführer des Ingenieurunternehmens Seeber + Partner. Michael Erbsland arbeitet seit seinem Studium des Maschinenbaus und der Mechatronik als Sicherheitsingenieur in einem mittelständischen Unternehmen. Er ist zuständig für das CE-Konformitätsverfahren und die Dokumentation in der Automatisierung. 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 Wittmaack, Markus André, Katharina Schmitz Untersuchung des Einflusses der Oberflächentopografie auf EHD-Kontakte mittels FE-Simulation Andreas Winkler, Marcel Bartz, Sandro Wartzack Experimentelle Ermittlung von Verschleißkoeffizienten ölgeschmierter Kontakte an einem Zwei-Scheiben-Tribometer Igor Velkavrh, Katharina Dimovski, Fevzi Kafexhiu, Thomas Wright Enhanced Efficiency in Coefficient of Friction Evaluation through Automated Data Processing Florian Reinle, Dominic Linsler Reibungsoptimierung durch Gleitschleifen: Das Einlauf- und Reibverhalten über Topographie einstellen