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Tribologie und Schmierungstechnik EDITOR IN CHIEF MANFRED JUNGK 2 _ 24 VOLUME 71 eONLY SPECIAL ISSUE Tribology—Lubrication Friction Wear An Official Journal of Gesellschaft für Tribologie An Official Journal of Österreichische Tribologische Gesellschaft An Official Journal of Swiss Tribology eOnly Special Issue 2 | 2024 Volume 71 Editor in chief: Dr. Manfred Jungk Tel.: +49 (0)6722 500836 eMail: manfred.jungk@mj-tribology.com www.mj-tribology.com Editorial director: Ulrich Sandten-Ma Tel.: +49 (0)7071 97 556 56 / eMail: sandten@verlag.expert Editor: Patrick Sorg Tel.: +49 (0)7071 97 556 57 / eMail: sorg@verlag.expert Dr. rer. nat. Erich Santner Tel.: +49 (0)2289 616136 / eMail: esantner@arcor.de Contributions marked with the author’s initials or full name represent the author’s opinion, not necessarily that of the editorial office. We take no responsibility for unsolicited contributions. The author is responsible for obtaining the rights to pictures. 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ISSN 0724-3472 ISBN 978-3-381-11582-2 Imprint Tribologie und Schmierungstechnik Tribology—Lubrication Friction Wear An Official Journal of Gesellschaft für Tribologie | An Official Journal of Österreichische Tribologische Gesellschaft | An Official Journal of Swiss Tribology Editorial 1 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0027 In this e-only issue selected articles from the recent past focus on the importance of 3D-Printed components in tribological use. Gert Wahl et.al. report on “3D-Printed Reaction Bonded Silicon Carbide as a Ring Material in Axial Face Seals”. Optimized Reaction bonded silicon carbide allows forming of much more complicated shapes and seal ring designs. By using 3D-Printed silicon carbide first fundamental design studies imply the potential of producing seal rings with an additional functionality. Felix Harden et.al. report on “Wear behaviour of additive manufactured polymer-polymer sliding combinations”. Additive manufacturing becomes more and more important due to its unrivalled design and materials freedom, e.g. for polymer-polymer sliding combinations. Not only the sliding combinations but also the understanding of the influence of printing parameters are important. Thus, influences of printing orientation and material combination on the wear behaviour were investigated. Christian Orgeldinger et.al. report on “Influence of manufacturing-related effects on the tribological behaviour of printed components in the ADAM process”. They analyse the extent to which components printed with the Atomic Diffusion Additive Manufacturing (ADAM) process are suitable for use in tribomechanical systems. For tool steel D2 against 100Cr6 counterparts first tribological investigations with the ADAM process show great optimization potential for possible applications in the field of forming technology. The 25 th International Colloquium is only one year away and as a reference you will find exemplarily in detail a publication presented at the 24 th International Colloquium Tribology with the title “Performance of Sustainable Lubricants in Electric Vehicle Transmissions: Ageing Effects”. Polyalkyleneglycol-based (PAG) lubricant was aged in a transmission test rig under different torque/ speed regimes. The aged PAG was compared to mineral oil lubricant utilizing rheological and tribolocical tests. 27-29 th of January 2026 the 25 th International Colloquium Tribology will take place and I’m sure the spirit of Wilfried Bartz will be carried on for this anniversary event. His spirit of using Tribology to excel technology by talking to each other I personally experienced first in 1988. Many International Conferences Tribology followed and Wilfried Bartz mentioned to me once that he could not understand why so many people from all over the world came to the small village of Ostfildern in the cold month of January. We all know why and seeing many younger tribologists at the event he started slightly overcomes the sadness that he survived only 23 of his International Colloquiums Tribology. Please enjoy reading this e-only issue and remember Tribology is everywhere. Your editor-in-chief Manfred Jungk Focus 3D-Printing and 25 th International Colloquium Tribology Events 2 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 Events Date Place Event ► 26.04. - 29.04.25 Copenhagen, Denmark ELGI 35 th Annual General Meeting ► 13.05. - 15.05.25 Brannenburg, Germany Oildoc Conference ► 18.05. - 22.05.25 Atlanta, Georgia (USA) 79 th STLE Annual Meeting & Exhibition ► 28.07. - 30.07.25 Zürich, Switzerland European Conference on Tribology - ECOTRIB ► 29.09. - 01.10.25 Wernigerode, Germany 66. GfT Conference Tribology We look forward to your contribution! The scientific journal Tribologie und Schmierungstechnik (TuS) is one of the leading publications for tribological research in Germany, Austria and Switzerland. As the official journal of the Society for Tribology (GfT) in Germany, the Austrian Tribological Society (ÖTG) and Swiss Tribology, the issues provide information on research from industry and science, current events and developments in the specialist community. Further information on the journal and publication: https: / / elibrary.narr.digital/ xibrary/ start.xav? zeitschriftid=tus&lang=en Contents 3 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 Tribologie und Schmierungstechnik Tribology - Lubrication Friction Wear An Official Journal of Gesellschaft für Tribologie An Official Journal of Österreichische Tribologische Gesellschaft An Official Journal of Swiss Tribology Volume 71, eOnly special issue 2/ 2024 January 2025 1 Editorial Focus 3D-Printing and 25 th International Colloquium Tribology 2 Events Preface 10 Gert Wahl, Philipp Gingter, Sebastian Liebisch 3D-gedrucktes Siliciumcarbid als Gleitringwerkstoff 19 Felix Harden, Birgit Schädel, Roland Kral, Leonard Siebert, Rainer Adelung, Olaf Jacobs Verschleißverhalten von additiv gefertigten Kunststoff-Kunststoff- Gleitpaarungen 32 Christian Orgeldinger, Armin Seynstahl, Tobias Rosnitschek, Anna Zimmermann, Stephan Tremmel Einfluss fertigungsbedingter Effekte auf das tribologische Verhalten im ADAM-Verfahren gedruckter Bauteile 3D-Print Material Tribology For authors Authors of scientific contributions are requested to submit their manuscripts directly to the editor, Dr. Jungk (see inside back cover for formatting guidelines). 4 Didem Cansu Güney, Timo König, Daniel Proksch, Prof. Dr. Markus Kley, Prof. Dr. Joachim Albrecht, Prof. Dr. Katharina Weber Performance of Sustainable Lubricants in Electric Vehicle Transmissions: Ageing Effects TAE-Colloquium Tribology 2024 potential to enhance the long-term stability of the lubricant and the drive system under severe operating conditions. A primary objective is to mitigate friction to minimize energy consumption, thereby contributing to energy efficiency. Optimizing lubrication and protective properties, the project aims to extend maintenance intervals which not only reduces energy costs but also enhances the overall CO 2 balance, aligning sustainability goals [9]. The selection of PAG as a lubricant of choice is backed by previous studies highlighting its superior stability to temperature fluctuations and minimal changes in friction coefficient after oxidation compared to other lubricants [10]. Ultimately, the overarching goal is to strike a balance between technical performance and sustainability, ensuring that the lubricant not only meets functional requirements but also aligns with environmental objectives. TAE-Colloquium Tribology 2024 4 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 1 Introduction Lubricants play a crucial role in enhancing the efficiency of vehicles and construction equipment, particularly within the automotive sector [1]. The optimization of performance requires a focus on sustainable and ecofriendly alternatives due to issues such as leakage and disposal [2]. The emergence of electric vehicles presents new hurdles, including the demand for high-speed operation exceeding 20,000 rpm at elevated temperatures [3]. Currently, a significant challenge is the limited availability of commercially available lubricants that meet criteria such as sustainability, biodegradability, non-toxicity, and performance enhancement for electromechanical drives [4]. Gear oils are instrumental in minimizing friction, wear, noise, and corrosion [5]. Sustainable gear oils aim to prolong change intervals and achieve a 0.5 % increase in powertrain efficiency, thereby reducing environmental impact. This objective aligns with the standard mandating 25 % renewable content and substantial biodegradability for sustainable lubricants [6-8]. The research project aims to investigate the rheological and tribological properties of a sustainable, biodegradable polyalkyleneglycol-based (“PAG”) lubricant in both new and aged condition in a transmission. The evaluation is carried out against a conventional mineral oil-based lubricant as a reference. It is seeked to validate the suitability of PAG as a long-term lubricant and to assess its DOI 10.24053/ TuS-2024-0028 Performance of Sustainable Lubricants in Electric Vehicle Transmissions: Ageing Effects Didem Cansu Güney, Timo König, Daniel Proksch, Prof. Dr. Markus Kley, Prof. Dr. Joachim Albrecht, Prof. Dr. Katharina Weber* Presented at 24 th International Colloquium Tribology (TAE) | submitted: 7.03.2024 accepted: 29.10.2024 This study explores the sustainable performance of polyalkyleneglycol-based (“PAG”) lubricants in electric vehicle transmissions under ageing conditions. Comparing PAG with mineral oil-based lubricants, including a specially aged variant (“PAG APS”), rheological and tribological properties are assessed in lab scale and under application conditions in a test rig. A particular “Jump Test” reveals temperaturedependent viscosity changes and regeneration times. Tribological investigations under extreme conditions highlight PAG’s lower coefficient of friction, emphasizing its potential advantages during ageing. The study aims to provide insights into sustainable lubricants, contributing to enhanced long-term stability and reduced environmental impact in electromechanical drive systems, addressing challenges in the electric vehicle sector. Keywords Sustainable lubricants, oil aging, electromechanical drive system, rheology, tribology, test rig, Polyalkyleneglycol Abstract * Didem Cansu Güney a (corresponding author) Timo König b Daniel Proksch b Prof. Dr. Markus Kley b Prof. Dr. Joachim Albrecht a Prof. Dr. Katharina Weber a a Research Institute for Innovative Surfaces FINO Aalen University, Beethovenstr. 1, D-73430 Aalen Germany b Institute of Drive Technology Aalen IAA, Aalen University, Beethovenstr. 1, D-73430 Aalen Germany 2 Experimental This experimental investigation focuses on comparing the performance of two gear oils for electromechanical drive systems: a standard mineral oil-based conventional lubricant (referred to as "Mineral”) and a polyalkyleneglycol-based lubricant (referred to as “PAG”). Additionally, the study includes a specially aged variant of PAG, denoted as “PAG APS” that undergoes ageing in a specific test rig. All lubricants share a viscosity of 220 mm 2 / s. Mineral is a widely used industrial gear lubricant as a benchmark for comparison while PAG represents an unexplored sustainable alternative under investigation. The inclusion of the PAG APS sample enables a detailed examination of how ageing affects the performance characteristics of PAG. It provides insights into its behavior compared to both the non-aged PAG and the traditional lubricant Mineral. This investigation aims to comprehensively evaluate the suitability of PAG for electromechanical drive systems and assess its performance relative to industry-standard lubricants. 2.1 Oil ageing in the transmission test rig Given the established knowledge regarding the ageing behavior of mineral oil-based lubricants, further evaluation is deemed unnecessary. Consequently, this study focuses on comparing sustainable lubricants, both in their new and aged states, with the conventional mineral oil-based lubricant in its new condition. As an innovation, it can be emphasized that the sustainable lubricant is aged via real experiments in a transmission system on a drive test rig. A concept for oil ageing is already described in publications to allow a comparison of new and aged lubricants in transmission of electric vehicles [11; 12]. The described approach is used to carry out the experiments. Therefore, a similar transmission system, the test rig setup as well as the identical load collective is drawn on to run the rig tests. The test rig setup is visualized in Figure 1. The aim here is to bring the oil up to operating temperature, so that the oil is aged in the shortest possible time. The input and output machines are on the rightand left-hand side in combination with torque TAE-Colloquium Tribology 2024 5 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0028 Figure 1: Test rig setup for the ageing experiments [11] Figure 2: Collective with the defined load points at different speed and load conditions of the transmission system [11] measuring shafts. In addition to the torque measuring shafts, speed sensors are used. These allow to adjust the operating points. In the middle the transmission is placed, a two-stage planetary transmission with a maximum power of 8 kW. To carry out the experiments to achieve the ageing of the oil, a load collective is defined. As shown in Figure 2, load points with high torques (1-3), high powers (3-5) and high speeds (5-7) are defined to mimic the real operating conditions and driving behavior, but still with the aim to age the oil. Each load point is held for 180 s and additional 20 s are defined to take up and drive to the subsequent one. The load points are randomized, but with a repeating sequence, so that we have a total running time of 250 hours in total. 2.3 Tribological Investigation An oscillating tribometer of the “ETS” series from “Optimol Instruments Prüftechnik GmbH” in accordance with DIN 51834-2 has been used to determine the coefficient of friction, Figure 4. A spherical counter-body, specifically 100Cr6, exerted a constant force of 50 N perpendicular to the surface (also 100Cr6) lubricated with 0.3 ml of oil. The lubricated surface was subjected to a linear oscillatory motion with a stroke of 1 mm and a frequency of 50 Hz for 60 minutes. These tribological measurements were carried out under extreme conditions to gain insight into the critical performance of the lubricant. The aim was to simulate realworld scenarios with highest operational demands. The used parameters included a high normal force of 50 N, a spherical counter body with a small radius of r = 5 mm, and low relative speeds well below 0.1 m/ s. At these values, the estimated thickness of the lubricant film was in the order of 10 nm, significantly lower than the surface roughness of both the steel surface and the counterpart. Despite the intended partial lubrication, there was always solid contact between the interacting surfaces under these extreme conditions, leading to significant friction and wear. This scenario underscores the importance of understanding lubricant performance in challenging operational demands and highlights the necessity of developing lubricants capable of withstanding such harsh conditions. TAE-Colloquium Tribology 2024 6 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0028 2.2 Rheological Investigation Rheological investigations are essential for characterizing the behavior of viscoelastic materials under varying stress and deformation conditions. A specific method employed to explore the response of such materials to sudden changes in load or deformation is the so called “Jump Test” [13]. This method facilitates the determination of crucial rheological parameters, notably the relaxation time. The Jump Test is divided into three sections, as illustrated by Figure 3 depicting the shear rate profile with markings 1, 2, and 3 corresponding to specific shear rates. The test begins by subjecting the lubricant to a constant shear rate to establish a stable state. Subsequently, there is an abrupt change of this load to examine the viscoelastic reaction of the liquid. In this experiment, a low shear rate of 0.1 1/ s is initially set, then abruptly increased to 7000 1/ s, and finally returned to the initial condition. Measurements were conducted both at 20 °C and at 60 °C, with the latter representing the operating temperature of the oil within the transmission. Throughout this process, observations are made regarding how the lubricant reacts to these changes and its behavior over time. The relaxation time, a key rheological parameter, can be derived from the time it takes for the lubricant to return to its original equilibrium state after the jump. The test has been carried out using a rotational rheometer of the model “Physica UDS 200” from “Anton Paar Germany GmbH”, using a cone-plate system with a cone radius of 25 mm and an angle of 1°. The stationary plate has an integrated Peltier element for temperature control. Figure 3: Shear-rate profile illustrating different phases marked with 1, 2, and 3, corresponding to specific shear rates: 1) Initial low shear rate of 0.1 1/ s, 2) abrupt increase to 7000 1/ s, and 3) return to the initial condition Figure 4: Coefficient of friction tested with “ETS” series tribometer: 100Cr6 spherical counter body, 50 N normal force, 1 mm oscillation stroke for 60 minutes 3 Results 3.1 Results of rheological investigation Figure 5 illustrates the Jump Tests of PAG and PAG APS from the transmission (blue curves), along with the reference oil Mineral (black). Examining the jump test results at room temperature (20 °C, Figure 5), it is clear that no regeneration is observed during this period. Initially, there is a noticeable increase in viscosity in the third section of the curve indicating a response to the abrupt change in shear rate. However, the viscosity does not fully recover to the level observed in the first section. Instead it decreases to a certain point. This decrease in viscosity further indicates a lack of regeneration at room temperature. In addition, in this context, Mineral exhibits the highest viscosity compared to the other lubricants, while the sample aged in the test rig shows the lowest viscosity, indicating a decrease due to the ageing of PAG. This contrasts to results of pure oxidation tests where an increase of the viscosity has been found (Turbine Oxidation Stability Test) [10]. This suggests that a different and more complex ageing process is taking place in this study leading to a decrease in viscosity. At operating temperature (60 °C), all lubricants regenerate after different regeneration times. During the Jump Test at this temperature, it is noticeable that the initial viscosity level observed in the first part of the curve is reached in the third part again, indicating a regeneration process for all of the lubricants. However, once this initial level of viscosity is reached, there is a slight decrease in viscosity up to a certain point. This observation suggests that although regeneration takes place, there may be a subsequent stabilisation or settling phase characterised by a slight decrease in viscosity. The viscosity of the lubricants experiences a notable decrease compared to room temperature. In this context, PAG stands out with the highest viscosity, while Mineral demonstrates the lowest viscosity among the lubricants. Moreover, the viscosity of the aged PAG is observed to be lower than that of PAG, indicating a decrease due to ageing. The data presented in Table 1 provides insights into the regeneration times of the lubricants at different temperatures. The decrease in viscosity is associated with shorter regeneration times. At 20 °C, none of the three lubricants show any regeneration. At 60 °C, PAG exhibits a regeneration time of 96 s, while PAG APS in the transmission shows a shortened regeneration time of 80 s. In comparison, Mineral at 60 °C demonstrates the lowest regeneration time of 60 s which is nearly 40 % less compared to Mineral. The regeneration time of PAG decreases with ageing in the transmission. This suggests a complex interaction between the physical properties of the lubricant and the ageing process. 3.2 Results of tribological investigation The results of the tribological investigations are shown in Figure 6, where the coefficient of friction µ is plotted over time. The graph shows significant differences between the lubricants. In the following, we distinguish between the running-in phase that is observed up to a time of t = 1000 s and the steady state, characterized by a constant value of µ from 1000 s onwards. The latter is used to calculate the average coefficient of friction. To provide further clarity on the results, Figure 7 presents the average coefficients of friction in a bar chart. TAE-Colloquium Tribology 2024 7 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0028 Figure 5: Jump test of PAG (blue) and PAG APS (dashed blue) with dynamic viscosity over time at various shear rates (1 - 3) and temperatures (20 °C and 60 °C) compared to Mineral (black) Figure 6: Coefficient of friction analysis - The graph divides into running-in phase and steady state, with the average coefficient of friction calculated from values starting at t = 1000 s Table 1: Regeneration time of the lubricants at varying temperatures Acknowledgment The authors would like to thank Zeller + Gmelin GmbH & Co. KG for generously providing the essential oils required for the preliminary studies. Sincere thanks are also due to the German Federal Ministry of Education and Research (BMBF) for their joint support under the program ‘Forschung an Fachhochschulen’ (Grant No.: 13FH566KX1). References [1] Woydt, M., Wear, 488-489, 204134, 2022. [2] Salih, N., and Jumat, S., Biointerface Res Appl Chem, Vol. 11, 13303-13327, 2021. [3] Farfan-Cabrera, L.I., Tribology International, Vol. 138, 473-486, 2019. [4] Beyer, M., Brown, G., Gahagan, M., Higuchi, T., Hunt, G., Huston, M., Jayne, D., McFadden, C., Newcomb, T., Patterson, S., Prengaman, C., and Shamszad, M., Tribology Online, Vol. 14, 428-437, 2019. [5] Arca, M., Sharma, B.K., Perez, J.M., and Doll, K.M., International Journal of Sustainable Engineering, Vol. 6, 326-331, 2013. [6] Bartz, W.J., Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers, Part D: Journal of Automobile Engineering, Vol. 214, 189-196, 2000. 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[13] Mezger, T., Angewandte Rheologie, 6 th ed., Anton Paar GmbH, Graz, 195 p., 2021. TAE-Colloquium Tribology 2024 8 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0028 It is evident that Mineral exhibits the highest coefficient of friction while PAG has the lowest. Interestingly, the effect of ageing in the test rig transmission on the coefficient of friction of PAG appears to be minimal, as indicated by the barely visible increase in the coefficient of friction of PAG APS. Notably, even with ageing, the coefficient of friction for PAG APS remains lower than that of Mineral. Additionally, it is observed that viscosity decreases with ageing, while the coefficient of friction slightly increases. The impact of these findings for the wear properties of this lubricated tribological contact will be topic of further investigations. 4 Summary In summary, this paper investigates the sustainable performance of polyalkyleneglycol-based (PAG) lubricants in electric vehicle transmissions under ageing conditions. Through rheological and tribological investigations, the study evaluates temperature dependent viscosity changes, regeneration times and coefficient of friction differences between PAG and mineral oil-based lubricants. The results highlight the favorable properties of PAG, including lower viscosity and coefficient of friction, even after ageing, emphasizing its potential as a longterm lubricant solution for electromechanical drive systems. Overall, the study provides valuable insights into the development of environmentally friendly lubricants to meet the evolving needs of the automotive industry, particularly in the context of electric vehicles. Figure 7: Average coefficient of friction of the lubricants TAE-Colloquium Tribology 2024 9 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 Further information and registration at www.tae.de/ go/ tribologie Attend our seminars, courses and conferences. Friction, wear and lubrication Lubricants and operating fluids Lubrication technology Lubricated machine elements A large part of our seminars is supported by the Ministry of Economic Affairs, Labour, and Housing of Baden-Württemberg with funds from the European Social Fund. Benefit from the ESF course funding and secure up to a 70 % subsidy on your participation fee. All information on eligibility for funding can be found at www.tae.de/ foerdermoeglichkeiten Tribology, friction, wear and lubrication Up to 70 % subsidy possible 3D-Print Material Tribology 10 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 Die Eignung dieser Werkstofffamilie für den Einsatz in dynamischen Dichtungen konnte optimiert werden durch verbesserte physikalische Eigenschaften und Rezepturen. So wurden die Werkstoffgefüge auf die Anwendung abgestimmt, Korngrößen und Korngrößenverteilungen angepasst oder Additive wie zum Beispiel Graphitpartikel eingebracht. Auch wenn durch die Konstruktionen und den Einsatz von Siliciumcarbidkeramiken die Leistungsfähigkeit der Gleitringdichtungen enorm gesteigert werden konnte, so DOI 10.24053/ TuS-2024-0029 1 Einleitung Siliciumcarbidwerkstoffe, gesintert aber auch reaktionsgebunden, werden häufig in axialen Gleitringdichtungen als „Tribowerkstoff“ eingesetzt. 3D-gedrucktes Siliciumcarbid als Gleitringwerkstoff Gert Wahl, Philipp Gingter, Sebastian Liebisch* Ringe aus gefügeoptimiertem, reaktionsgebundenem Siliciumcarbid werden häufig in axialen Gleitringdichtungen eingesetzt. Es wird ein 3D-gedrucktes, reaktionsgebundenes Siliciumcarbid vorgestellt. Der neue Werkstoff unterscheidet sich herstellungsbedingt in seiner Mikrostruktur, ermöglicht jedoch die Darstellung sehr viel komplexerer Geometrien und damit auch eine aufwendigere Gestaltung von Dichtungsringen. Aus diesem Grund wurden erste vergleichende Tests auf einem Gleitringdichtungsprüfstand durchgeführt, und es wurde das Verhalten unter Mangelschmierung getestet. Die Ergebnisse werden präsentiert. Eine erste Modellstudie wird vorgestellt mit dem Potential, Ringe mit zusätzlichen Funktionalitäten herzustellen; ein einfacher Modellring mit inneren Strukturen, mit Strömungskanälen wird gezeigt. Erste Ideen für Zusatzfunktionen werden zur Diskussion gestellt und müssen natürlich von Dichtungskonstrukteuren bewertet werden hinsichtlich ihres Potentials, aufwendige Metall-Keramikkonstruktionen zu vereinfachen, und die daraus resultierenden Probleme zu eliminieren. Sie haben das Potential zum Problemlöser. Der 3D-Druck von Siliziumcarbid als möglicher Problemlöser wird vorgestellt. Schlüsselwörter Technische Keramik, Siliciumcarbid, additive Fertigung, komplexe Geometrien, axiale Gleitringdichtung, p * v-Werte, Gleitringe, Zusatzfunktionen 3D-Printed Reaction Bonded Silicon Carbide as a Ring Material in Axial Face Seals Reaction bonded silicon carbide is well known for use as axial seal faces. The properties have been optimized in order to improve the performance of dynamic seals. 3D-printed silicon carbide will be introduced. The new material allows forming much more complicated shapes and seal ring designs. The new material shows a different structure compared to compression molded reaction bonded silicon carbide due to the special manufacturing process. Therefore, first comparative tests of seal-rings under marginal lubricated conditions have been performed. The results are presented and the possible use of 3Dprinted silicon carbide in the sealing technology is discussed. A first fundamental design study implies the potential of producing seal rings with an additional functionality. A simplified model of a seal ring with internal structures is shown and some ideas will be shared whether additional benefit could be achieved. Keywords Technical ceramic, silicon carbide, additive manufacturing, complex shapes, axial face seals, p * v-values, seal faces, additional functions Kurzfassung Abstract * Dr. Dipl.-Chem. Gert Wahl (federführender Autor) Schunk Kohlenstofftechnik GmbH, Heuchelheim Dr.-Ing. Philipp Gingter Sebastian Liebisch Schunk Ingenieurkeramik GmbH, Willich sind doch die Ausführungsformen durch keramiktypische Eigenschaften eingeschränkt. Der keramische Prozess und die aufwendige Bearbeitung lassen keine beliebigen Geometrien zu. Jede Dichtungskonstruktion muss keramikgerecht ausgeführt werden, nicht nur um der hohen Sprödigkeit Rechnung zu tragen, sondern auch beispielsweise um die niedrigen Ausdehnungskoeffizienten zu beherrschen, und ein Fügen mit Metallteilen der Dichtungen möglich zu machen. Moderne 3D-gedruckte Siliciumcarbidwerkstoffe ermöglichen nun neue, komplexere Geometrien und Ausführungen. 2 Siliciumcarbidwerkstoffe in Dichtungstests Siliciumcarbidwerkstoffe zeichnen sich durch hohe Härte und Verschleißbeständigkeit aus. Darüber hinaus sind vorteilhafte Eigenschaften in der Anwendung als Dichtungsring deren Steifigkeit, die ausgesprochen gute Wärmeleitfähigkeit und die überlegene Dimensionsstabilität. Da Siliciumcarbid keine Trockenlaufeigenschaften besitzt, ist jedoch die Lauffähigkeit unter Bedingungen der Mangelschmierung sehr begrenzt. Dabei verhalten sich Siliciumcarbidwerkstoffe, abhängig von deren Struktur, bezüglich ihrer Notlaufeigenschaften sehr unterschiedlich. Laufversuche in Gleitringdichtungen unter Druck und Temperatur erlauben es, die Eigenschaft der Lauffähigkeit unter schwierigen Bedingungen zu quantifizieren. Bild 1 zeigt einen möglichen Testaufbau. Die Testbedingungen in dem vorliegenden Hochdruckprüfstand waren wie folgt: Als Medium wurde demineralisiertes Wasser verwendet, also eine Flüssigkeit mit bekannt schlechter Schmierfähigkeit. Die Gleitgeschwindigkeit betrug 9,3 m/ s, Der Entlastungsfaktor der verwendeten Dichtungen war 0,79. Die Temperatur konnte während des Versuchsablauf von Raumtemperatur bis auf 95 °C, der Mediumdruck von 5 auf 100 bar gesteigert werden. Der beschriebene Versuchsaufbau und die Erhöhung von Druck und Temperatur über die Versuchsdauer machen es möglich, Zustände der Mangelschmierung zu generieren. Mit zunehmender Mangelschmierung kommt es, abhängig von der verwendeten Paarung, zu Festkörperreibung der nicht trockenlauffähigen Siliciumcarbidringe, und es werden Leistungsspitzen des Prüfstands beobachtet. Bild 2 zeigt den Verlauf von Druck und Temperatur während der Tests. 3D-Print Material Tribology 11 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0029 Bild 1: Hochdruckgleitringdichtungsprüfstand Bild 2: Messzyklus Bei Auftreten von Leistungsspitzen ist der Test beendet. Werkstoffpaarungen mit guten Notlaufeigenschaften zeigen keine Leistungsspitzen, oder diese treten zumindest erst unter höheren Drücken und Temperaturen auf. Somit ist die Laufzeit eines Tests gleichbedeutend mit den dann erreichten Temperaturen und Drücken ein Maß für die tribologische Eignung der betreffenden Paarung unter Mangelschmierung. Bild 3 zeigt die Ergebnisse einer ungeeigneten und einer sehr gut geeigneten Werkstoffpaarung. 3D-Print Material Tribology 12 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 Der Versuch mit einer Ringpaarung aus feinkörnigem, dichtgesinterten Siliciumcarbid musste nach einer Stunde abgebrochen werden, während ein graphithaltiges Siliciumcarbid den kompletten Zyklus durchlief. In Bild 4 sind einige Ergebnisse von Siliciumcarbidwerkstoffen mit unterschiedlichen Gefügemerkmalen zusammengestellt. Die Werkstoffgefüge beeinflussen offensichtlich maßgeblich das Notlaufverhalten in der Dichtung. Die Gefüge der Werkstoffe mit dem schlechtesten (links) und dem besten Notlaufverhalten (rechts) in Bild 5 machen DOI 10.24053/ TuS-2024-0029 Bild 3: Unterschied zwischen Werkstoffpaarungen Bild 4: Unterschiedliche Werkstoffpaarungen das wahrscheinlich. Das rechts dargestellte Gefüge zeigt einen hohen Graphitanteil, also sehr unterschiedlich harte Phasen und ist deutlich gröber strukturiert. 3 3D-Druck reaktionsgebundenen Siliciumcarbids - Gestaltungsmöglichkeiten und Produktionsprozess Bei der Konstruktion mit konventionell gefertigtem Siliciumcarbid sind nicht alle Geometrien möglich; sei es bedingt durch den keramischen Prozess im Allgemeinen und der Formgebung im Speziellen (Bild 6) und / oder durch die aufwendige Schleifbearbeitung dieses ausgesprochen harten Werkstoffs. Den Herstellungsprozess der Rohlinge zeigt Bild 6. Der Herstellungsprozess des neuen, 3D-gedruckten Siliciumcarbids, von IntrinSiC ® , unterscheidet sich in erster Linie durch dessen Formgebungsprozess. Der 3D-Druck eines reaktionsgebundenen Siliciumcarbids nutzt ein Pulverbettverfahren (Bild 7) Bild 8 zeigt den Druckbereich, die sogenannte „Job Box“ mit unterschiedlichen Teilen, die simultan gedruckt werden können. Auch wenn bei dem neuen Werkstoff lediglich die Formgebung eine andere ist, nämlich durch 3D-Druck erfolgt, sind die Gestaltungsmöglichkeiten der Teile hiermit enorm. 3D-Print Material Tribology 13 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0029 Bild 5: Gefügemerkmale Bild 6: Der Herstellungsprozess - reaktionsgebundenes SiC Bild 7: 3D-Druck mittels Pulverbettverfahren Bild 8: „Job Box“, 700 x 750 x 1500 mm 3D-Print Material Tribology 14 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0029 Die Beispiele in Bild 9 zeigen, welch komplexe Geometrien im 3D-Druckverfahren hergestellt werden können. 4 Physikalische Eigenschaften 3D-gedruckten, reaktionsgebundenen Siliciumcarbids (RBSiC - reaction bonded silicon carbide) In Bild 10 sind die physikalischen Eigenschaften des gedruckten Siliciumcarbids zusammengestellt. Die Werte erreichen nahezu das Niveau des herkömmlich gefertigten Materials, wie es für Dichtungsringe eingesetzt wird. Lediglich die Kornstruktur, das Gefüge ist etwas gröber. Bild 11 zeigt zum Vergleich die physikalischen Daten zweier reaktionsgebundener Siliciumcarbidwerkstoffe (SiSiC) für Gleitringe. Der zweite Werkstoff enthält ca. 15 % Graphit (SiSiC-C). Bild 9: Gestaltungsmöglichkeiten, IntrinSiC ® Bild 10: Physikalische Eigenschaften und Werkstoffgefüge 3D-RBSiC 5 Dichtungstest des gedruckten Werkstoffs auf dem Hochdruckprüfstand Wie in Kapitel 2 deutlich wurde, sind ausreichend gute physikalische Eigenschaften eine notwendige, aber noch keine hinreichende Bedingung für einen möglichen Einsatz eines Siliciumcarbidwerkstoffs in tribologischen Anwendungen. Das Laufverhalten verschiedener Werkstoffe unter Mangelschmierung unterschied sich beträchtlich und konnte mit Gefügeeffekten erklärt werden. Im Folgenden war zu untersuchen, ob das 3D-gedruckte Siliciumcarbid in tribologisch belasteten Anwendungen eingesetzt werden kann, oder ob die Gleitflächen aus den bewährten Werkstoffen bestehen müssen. Die Laufeigenschaften des neuen 3D-gedruckten Siliciumcarbids unter Mangelschmierung wurden hierzu auf dem oben in Kapitel 2 beschriebenen Hochdruckgleitringdichtungsprüfstand getestet. Erste Ergebnisse des Laufverhaltens zeigt Bild 12 in der Paarung mit einem herkömmlichen SiSiC, wie es in solchen Anwendungen erfolgreich eingesetzt wird. Bild 13 zeigt das Ergebnis mit Ring und Gegenring aus gedrucktem SiC. Es konnten keine Leistungsspitzen über die gesamte Testdauer beobachtet werden, die zu einem Versuchsab- 3D-Print Material Tribology 15 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0029 Bild 11: Physikalische Eigenschaften zweier „Tribo“-Siliciumcarbidwerkstoffe Bild 12: Laufeigenschaften 3D-gedruckten RBSiC vs. „Tribo“-RBSiC Bild 13: Laufeigenschaften 3D-gedruckten RBSiC vs. 3D-gedrucktes RBSiC IntrinSiC ® / RBSiC IntrinSiC ® / IntrinSiC ® 3D-Print Material Tribology 16 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 6 Gestaltungsmöglichkeiten - Dichtungsringe Im Kapitel 3 / Bild 9 wurden Bauteile mit komplexen Geometrien vorgestellt. Nahezu alle denkbaren Formen und Größen scheinen möglich unter Anwendung des neuen 3D-Druckverfahrens. DOI 10.24053/ TuS-2024-0029 bruch geführt hätten. Diese hervorragenden Ergebnisse dürften mit der vergleichsweise groben Kornstruktur zusammenhängen, sowie ggf. damit, dass es sich um einen zweiphasigen Werkstoff aus Siliciumcarbid und wenig freiem Silicium handelt. Obwohl das Gefüge offensichtlich die Schmierung der Dichtung mit Medium unterstützt, kam es zu keiner unzulässigen Leckage. Bild 14: RBSiC mit Strömungskanälen Bild 15: RBSiC mit Strömungskanälen Wie in Kapitel 5 vorgestellt, ist auch das Laufverhalten erfolgversprechend für den Einsatz gedruckten Siliciumcarbids in Gleitringdichtungen. Jede Dichtungskonstruktion sollte möglichst einfach gestaltet sein. Dabei ist es oft eine Herausforderung, Metallteile und keramische Dichtungsringe zu fügen. Die unterschiedliche thermische Ausdehnung von Metall und Siliciumcarbidkeramik bedingt einen Fügeprozess mit der Gefahr, dass die Planheit der Dichtflächen leidet und die Funktion der Dichtung ggf. nicht mehr optimal gegeben ist. Im Falle von gefügten Teilen kann zudem der Wärmeübergang behindert sein. Welche Vorteile sind durch den Einsatz von 3D-gedrucktem Siliciumcarbid zu erwarten? Ein Siliciumcarbid, welches in komplexen Geometrien hergestellt werden kann, sollte dem Dichtungskonstrukteur neue Freiheitsgrade eröffnen, einfachere Konstruktionen mit weniger Bauteilen ermöglichen, die dann gegebenenfalls gar zusätzliche Funktionen übernehmen könnten. Es soll in der Zukunft untersucht werden, inwieweit vollkeramische Ringe Metall-Keramik-Verbunde ersetzen und damit deren bekannten Probleme eliminieren können - keine Verwerfungen der Gleitflächen und ungehinderte Abführung von Reibwärme. Der 3D-Druckprozeß sollte es gar erlauben, Siliciumcarbidteile mit inneren Hohlstrukturen herzustellen, und mittels derer zusätzliche Funktionen zu übernehmen. Bild 14 zeigt die Zeichnung eines Modellrings mit inneren Strukturen / Strömungskanälen, welcher für Demonstrationszwecke hergestellt wurde. In Bild 15 ist eine Röntgenaufnahme besagten Rings zu sehen. 7 Zusatznutzen In Dichtungen erzeugte Reibwärme begrenzt deren Belastbarkeit; Kühlkanäle könnten helfen, die Reibwärme an ein Kühlmedium abzuführen. Die Dichtung könnte aber nicht nur gekühlt, sie könnte, je nach Aufgabenstellung, temperiert werden. Ungünstige Temperaturverteilung kann zu Deformationen führen und die Spaltgeometrie negativ beeinflussen. Ist es möglich, die Temperaturverteilung durch Wärmeüberträger in entsprechend angeordneten Kanälen zu steuern, werden 3D-gedruckte Ringe zu Problemlösern. Erste Simulationen zeigen, dass dies mit solchen Strukturen möglich sein sollte - Bild 16. Diverse Zusatzfunktionen wie Temperatursteuerung, aktive Kühlung, Einstellung der Dichtspaltgeometrie etc. 3D-Print Material Tribology 17 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0029 Bild 16: Wärmeverteilung und Einstellung der Dichtspaltgeometrie 3D-Print Material Tribology 18 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 Die neuen Gestaltungsmöglichkeiten erlauben, keramische Dichtringe mit Zusatzfunktionen auszustatten, welche bedeutenden Mehrwert im Einsatz als Dichtungsring in axialen Dichtungen generieren können. Versuche auf einem Hochdruckprüfstand in demineralisiertem Wasser zeigten, dass der neue Werkstoff selbst gute tribologische Eigenschaften aufweist, also als ein „Tribo“-Werkstoff eingesetzt werden kann. Als reaktionsgebundener Siliciumcarbidwerkstoff kann der 3Dgedruckte Werkstoff mit bewährten „Tribo“-RBSiC- Werkstoffen verbunden werden. Komplexe Geometrien 3D-gedruckt mit bewährter Tribo-Gleitfläche sind eine weitere Option der neuen Technologie. Initial publication: 68/ 1 DOI 10.24053/ TuS-2024-0029 sollten es möglich machen, die Funktion und Leistungsfähigkeit einer Dichtung zu verbessern durch Steuerung der Mediumviskosität, dessen Schmierfähigkeit, des Leckageverhaltens der Dichtung mit dem Ziel gesteigerter p x v-Werte. Wir freuen uns auf Gespräche darüber und Ideen von Seiten der Spezialisten und Dichtungshersteller. 8 Zusammenfassung und Fazit Der 3D-Druck von Siliciumcarbidkeramiken eröffnet ganz neue Gestaltungsmöglichkeiten und die Darstellung von Ringgeometrien höherer Komplexität. Ein einfacher Ringprototyp mit inneren Strukturen, durchströmten Kanälen, wurde hergestellt, und in einer Studie konnte der Effekt auf die Gleitflächengeometrie simuliert werden. Einleitung Kunststoffe durchdringen dank ihrer vielfältigen Eigenschaften beinahe alle Bereiche des Lebens. Aufgrund ihrer Eigenschaften wie beispielsweise hohe chemische Beständigkeit und gute Notlaufsowie Dämpfungseigenschaften werden Kunststoffe immer wieder in tribologisch beanspruchten Systemen verwendet [1]. Dabei kommen speziell additivierte Kunststoffe, häufig mit Zusätzen von PTFE, Grafit oder Silikonöl, zum Einsatz [2]. In den letzten Jahren wurden additive Fertigungsverfahren, allgemein bekannt als „3D-Druck“, zunehmend auch Bestandteil industrieller Produktionsketten [3]. Ein 3D-Print Material Tribology 19 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0030 Verschleißverhalten von additiv gefertigten Kunststoff-Kunststoff- Gleitpaarungen Felix Harden, Birgit Schädel, Roland Kral, Leonard Siebert, Rainer Adelung, Olaf Jacobs* Vorgetragen auf der Jahrestagung der Gesellschaft für Tribologie vom 28. bis 30. September 2020 Eingereicht: 14. 9. 2020 Nach Begutachtung angenommen: 30. 3. 2021 Vor dem Hintergrund der rasant steigenden Bedeutung der additiven Fertigung in der industriellen Anwendung und der sich daraus ergebenden Freiheit in Design und Materialkombinationen, sind additiv gefertigte Kunststoff-Kunststoff-Gleitpaarungen von zunehmendem Interesse. Idealerweise sollten maßgeschneiderte Compounds zum Einsatz kommen, um das volle Potential von additiv gefertigten Kunststoff- Kunststoff-Gleitpaarungen auszuschöpfen. In Anbetracht der additiven Fertigungsverfahren spielen jedoch nicht nur die Materialpaarungen, sondern auch ein Verständnis des Einflusses unterschiedlicher Druckparameter eine entscheidende Rolle. Diese Arbeit stellt eine erste, mit Hilfe des Kugel-Prisma- Tribometers ermittelte Verschleißdatenbasis für kommerziell erhältliche Tribo-Werkstoffe dar. Davon ausgehend werden die Einflüsse von Druckorientierung und Materialpaarungen auf das Verschleißverhalten untersucht. Des Weiteren wird deren wechselseitige Abhängigkeit diskutiert. Ergänzend werden die Besonderheiten und Herausforderungen der Prüfkörperherstellung sowie der Verschleißmessung betrachtet. Schlüsselwörter 3D-Druck, Additive Fertigung, FDM, FLM, Gleitverschleiß, Kugel-Prisma-Tribometer, Kunststoff- Kunststoff, Materialextrusion Wear behavior of additive manufactured polymer-polymer sliding combinations For industrial applications, additive manufacturing becomes more and more important due to its unrivaled design and materials freedom. In this light, additively manufactured polymer-polymer sliding combinations gain increasing interest for manifold tribological applications. This potential can be fully exploited, e.g., by using tribologically tailored compounds. For additive manufacturing not only the sliding combinations but also the understanding of the influence of printing parameters are important. Thus, this work is a first investigation of commercially available tribological compounds regarding their wear behavior by means of the ball-prism wear test. On that basis, influences of printing orientation and material combination on the wear behavior are investigated. In addition, interactions of these parameters will be discussed. Finally, the challenges of test specimen production as well as wear measurements are considered. Keywords 3D-printing, additive manufacturing, FDM, FLM, sliding wear, ball-prism wear test, polymer-polymer, material extrusion Kurzfassung Abstract * Felix Harden, M.Sc. Dipl.-Ing. (FH) Birgit Schädel Prof. Dr.-Ing. Roland Kral Technische Hochschule Lübeck, Fachbereich Maschinenbau und Wirtschaft, 23562 Lübeck Leonard Siebert, M.Sc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-5316-7240 Prof. Dr. rer. nat. Rainer Adelung Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-2617-678X Christian-Albrechts-Universität zu Kiel, Institut für Materialwissenschaft, 24143 Kiel Prof. Dr.-Ing. Dipl.-Phys. Olaf Jacobs Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-9685-4961 Technische Hochschule Lübeck, Fachbereich Maschinenbau und Wirtschaft, 23562 Lübeck 3D-Print Material Tribology 20 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 von Erhard [8] stammt bereits aus dem Jahr 1980. Bei dieser Arbeit wurde der Fokus allerdings mehr auf das Reibals auf das Verschleißverhalten gelegt. Zudem wurden nur nicht additivierte Kunststoffe verwendet. Aktuellere Studien wie die von Ashraf et al. von 2009 [9], Schädel et al. von 2012 [10] und Ramesh et al. von 2019 [11] zeigen, dass auch heute noch die Vorhersage des Verschleißverhaltens von Kunststoff-Kunststoff-Paarungen schwierig ist. Insbesondere die Arbeit von Ramesh et al. [11] verdeutlicht nochmals, dass auch für Standardpolymere kaum Reibungs- und Verschleißdaten zu Kunststoff-Kunststoff-Paarungen vorhanden sind. Um eine bessere Datengrundlage zu schaffen, werden hier zunächst einige bereits kommerziell erhältliche Compounds untersucht. Davon ausgehend stellt die vorliegende Arbeit den Beginn einer systematischen Untersuchung verschiedener, insbesondere mittels FLM-Verfahren additiv gefertigter, tribologischer Kunststoff- Kunststoff-Paarungen dar. Im Folgenden werden entscheidende Einflussfaktoren identifiziert und damit die Grundlagen für umfangreichere Untersuchungen gelegt. Materialien Um den Einfluss der Materialpaarung zu untersuchen, wurden für die jeweiligen Kunststoff-Kunststoff-Paarungen vier verschiedene Materialien verwendet, welche bereits als Filament (aufgewickeltes Strangmaterial, optimiert für das FLM-Verfahren) kommerziell erhältlich sind. Bei den Materialien handelt es sich um Glycolmodifiziertes Polyethylenterephthalat (PETG) sowie Acrylnitril-Styrol-Acrylat-Copolymerisat (ASA). Diese wurden zum einen bereits für tribologische Anwendungen mit Partikeln aus Polytetrafluorethylen (PTFE) modifiziert; daneben wurden die nicht tribologisch optimierten Varianten in die Untersuchung mit einbezogen. Tabelle 1 zeigt die Materialien, die Bezeichnungen, welche im weiteren Verlauf Verwendung finden, und grundlegende Kennwerte. Die Bestimmung des E-Moduls sowie der Zugfestigkeit wurden nach DIN EN ISO 527-1 [12] durchgeführt. Abweichend zur Norm wurden horizontal gedruckte Prüfkörper mit der Geometrie 1BA nach DIN EN ISO 527-2 [13] verwendet. Die Parameter zur Herstellung der gedruckten Prüfkörper werden im nächsten Kapitel beschrieben. Die thermischen Eigenschaften wurden mittels dynamischer Differenzkalorimetrie (DSC) der Firma Netzsch Gerätebau GmbH mit ca. 10 mg Probeneinwaage und einer Heizrate von 10 K/ min ermittelt. DOI 10.24053/ TuS-2024-0030 entscheidender Faktor hierfür ist, dass sich mittels additiver Fertigungsverfahren eine nahezu beliebige Bauteilkomplexität ohne teure Formwerkzeuge herstellen lässt, was sie gerade auch für kleine Stückzahlen interessant macht. Zudem eröffnet die additive Fertigung ganz neue Möglichkeiten, wie beispielsweise die Verarbeitung mehrerer Materialien im selben Prozess, auch bekannt als „Multimaterialdruck“ [4]. Somit können beispielsweise tribologische Paarungen hinsichtlich der Druckparameter und Materialkombination weitgehend frei designt werden. Darüber hinaus ermöglicht die additive Fertigung die Herstellung von zusammenbaufreien Mechanismen, sogenannte Non-Assembly-Mechanismen, in einem einzigen Fertigungsschritt. Solche Mechanismen reduzieren nicht nur den Montageaufwand, sondern ermöglichen weitreichende Funktionsintegration und Gewichtseinsparung. Allerdings ist dies auf Materialien beschränkt, die in einem Prozess verarbeitet werden können. In Anbetracht dieser Tatsache sind auch tribologisch aufeinander zugeschnittene Werkstoffe derselben Werkstoffgruppe unabdingbar. Zu den am weitesten verbreiteten additiven Fertigungsverfahren zählen die Materialextrusionsverfahren für Kunststoffe, auch bekannt unter dem Markennamen „Fused Deposition Modeling - FDM ® “ von Stratasys oder „Fused Layer Modelling - FLM“ nach der VDI-Richtlinie 3405 [5], [6]. Um das volle Potential additiv gefertigter Non- Assembly-Mechanismen für die Materialextrusionsverfahren für Kunststoffe ausnutzen zu können, sind neben konstruktiven Voraussetzungen aufeinander abgestimmte Kunststoff-Kunststoff-Verschleißpaarungen unabdingbar. Das setzt eine gründliche Untersuchung spezifischer Paarungen, der Additivierung der Kunststoff- Compounds sowie des Einflusses der Druckparameter auf das Verschleißverhalten voraus. Vor diesem Hintergrund sind aufeinander abgestimmte Kunststoff-Kunststoff-Gleitpaarungen für die Verarbeitung mittels additiver Fertigung von großem Interesse. Die Studie von Angelopoulos et al. [7] gibt einen guten Überblick über den Stand der Forschung in Bezug auf funktionelle Füllstoffe und deren Auswirkung auf die Materialeigenschaften im Bereich der FLM-Verfahren. Hier wird nochmals deutlich, dass insbesondere in dem Bereich der Materialien für FLM-Verfahren nur sehr wenige Erkenntnisse über tribologische Zusammenhänge vorliegen. Hinzu kommt, dass trotz der in der Praxis recht weit verbreiteten Paarung von Kunstoffen unter tribologischen Beanspruchungen, bisher nur wenige experimentelle Untersuchungen auf diesem Gebiet veröffentlicht wurden. Die wohl bekannteste und umfassendste Studie Bez. Polymer/ Blend Hersteller E [MPa] σ m [MPa] T g [°C] T m [°C] I150 PETG/ PTFE Igus GmbH 2500 44 77/ - -/ 330 I170 ASA/ PTFE Igus GmbH 2300 27 101/ - -/ 325 PETG PETG Filamentworld 2400 47 77 - ASA ASA Fillamentum Manufacturing 2400 36 104 - Tabelle 1: Materialien und Bezeichnung 3D-Print Material Tribology 21 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 Prüfkörperherstellung Die Prüfkörperherstellung sowohl für die tribologische als auch mechanische Prüfung, erfolgte im FLM Verfahren mit einem Ultimaker 2+ der Firma Ultimaker BV. Das Gerät verfügt neben einem Bowdenextruder über eine beheizte Druckplatte und wurde mit einer Düse mit 0,4 mm Durchmesser ausgestattet. Da sich die unterschiedlichen Materialien nicht mit identischen Parametern verarbeiten lassen, wurden diese mit einem jeweils auf das Material angepassten Parametersatz verarbeitet. Basierend auf den Untersuchungsergebnissen von Kuznetsov et al. [14] wurden die Prüfkörper mit möglichst hoher Verarbeitungstemperatur sowie ohne Bauteilkühlung gefertigt, um maximale Festigkeit zu erzielen. Zudem wurde, um eine möglichst geringe Rauheit der Oberfläche zu schaffen, die Schichtdicke so klein wie möglich gewählt. Insbesondere bei I170 musste sowohl bei Schichtdicke als auch bei Druckgeschwindigkeit abweichend von den Parametern der anderen Materialien gearbeitet werden, damit sich dieses verarbeiten ließ. Die maßgeblichen Verarbeitungsparameter für die einzelnen Materialien sind in Tabelle 2 dargestellt. Für die Verschleißversuche wurden jeweils sechs Kugeln und zwölf Plättchen in einem Druck gefertigt. In Anlehnung an die Norm DIN ISO 7148-2 [15] wurden Kugeln mit dem Durchmesser von 12,7 mm mit einer Aufnahme zur Einspannung in den Prüfstand gedruckt. Die Plättchen wurden ebenfalls nach den maßlichen Standards der Norm angefertigt mit Abmessungen von 10 mm x 12 mm und 2 mm Dicke. Nach Herstellung der Prüfkörper wurden diese min. 24 Stunden bei Raumbedingungen (ca. 20 °C / 50 % rF) ausgelagert. Anschließend wurden die Plättchen in Aluminiumträger eingeklebt, um die für die Verschleißversuche benötigten Prismen zu erhalten. Vor jedem Verschleißversuch wurden sowohl die Prismen als auch die Kugeln mit unvergälltem Ethanol gereinigt. Bedingt durch das FLM-Verfahren entstehen anisotrope Bauteile. Gründe hierfür liegen in den fertigungsbedingt bereits anisotropen Werkstoffeigenschaften der Filamente und in deren gerichteter Ablage sowohl in der Fertigungsebene (x-y-Ebene), als auch in der Schichtungsrichtung (z-Richtung) senkrecht dazu. Als Folge entsteht unter anderem eine Ausrichtung der gedruckten Oberflächenstruktur. Um deren Einfluss auf das Verschleißverhalten zu untersuchen, wurden die Plättchen auf unterschiedliche Weise im Prisma orientiert, sodass sich zwei verschiedene Ausrichtungen der aufeinander einwirkenden Oberflächenorientierungen zueinander ergeben. Bild 1 zeigt schematisch die Druckgeometrien im Verschleißprüfstand. Links ist die Ausrichtung der Oberflächenorientierungen des Prismas parallel zur Rotationsrichtung und gleichzeitig parallel zur Oberflächenorientierung der Kugel zu sehen, im Folgenden als Längsausrichtung (bzw. längs) bezeichnet, im rechten Teil der Abbildung die Ausrichtung der Oberflächenorientierungen des Prismas rechtwinklig zur Rotationsrichtung, im Weiteren als Querausrichtung (quer) bezeichnet. Alle möglichen Materialkombinationen (vergl. Tabelle 1) wurden sowohl in Längs-, als auch in Querrichtung getestet. In Kombination mit Tausch des statischen und rotierenden Partners ergeben sich somit 32 Kombinationsmöglichkeiten. DOI 10.24053/ TuS-2024-0030 Bez. Drucktemperatur [°C] Druckgeschwindigkeit [mm/ s] Schichtdicke[μm] I150 230 20 60 I170 250 40 100 PETG 215 20 60 ASA 260 20 60 Tabelle 2: Ausgewählte Verarbeitungsparameter im FLM-Verfahren Bild 1: Geometrie des Verschleißkontakts mit Oberflächenorientierung der Plättchen; links: längs, rechts: quer 3D-Print Material Tribology 22 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 tationsfrequenz im Trockenlauf. Aufgrund der Prüfkörpergeometrien ergibt sich daraus eine Normalkraft von 21,21 N pro Plättchen und eine Gleitgeschwindigkeit von 28 mm/ s zu Beginn des Versuchs. Zusätzlich zu den Versuchen mit 100 h Versuchsdauer wurden zur Ermittlung der Veränderung der Oberflächenstruktur in der Einlaufphase an sechs Armen an einer ausgewählten Materialpaarung Versuche mit ansonsten identischen Bedingungen durchgeführt, bei denen mit Taktung von 10 min über die ersten 60 min jeweils ein Prüfkörper entnommen wurde. Dies wurde exemplarisch anhand der Kombination von PETG-Kugeln gegen I150-Prismen längs sowie quer durchgeführt. Ein Nachteil dieses Versuchsaufbaus ist, dass aufgrund der kugelförmigen Kontaktfläche die Flächenpressung während des Versuchs kontinuierlich abnimmt, ebenso - wenn auch in deutlich geringerem Maße - die Gleitgeschwindigkeit bei Verschleißen der Kugel. Somit ist bei diesem Versuchsaufbau der pv-Wert nicht konstant über die Versuchsdauer. Auch können mit dem Kugel- Prisma-Tribometer keine Reibwerte ermittelt werden. DOI 10.24053/ TuS-2024-0030 Untersuchungsmethoden Die Verschleißversuche fanden in VPS 6-fach Verschleißprüfständen von Dr. Tillwich GmbH Werner Stehr statt, die nach dem Modellsystem Kugel/ Prisma arbeiten. Diese Prüfstände bieten den entscheidenden Vorteil, dass pro Prüfstand sechs Paarungen gleichzeitig geprüft werden können. Pro Paarung wurden zur Ermittlung der Verschleißdaten jeweils drei Versuche durchgeführt. Angesichts der sich daraus ergebenden großen Anzahl an notwendigen Verschleißversuchen (min. 96), um die Versuchsmatrix abzubilden, in Kombination mit der langen Dauer tribologischer Untersuchungen, wurde diese Testmethode für die Verschleißversuche gewählt. Die Prüfstände wurden mit induktiven Wegaufnehmern zur digitalen Datenerfassung ausgerüstet. Das schematische Versuchsprinzip ist in Bild 2 zu sehen. Der Versuchsarm wird mit einem Gewicht belastet, welches das Prisma gegen den rotierenden Kugelprüfkörper drückt. Der induktive Wegaufnehmer zeichnet die Eindringtiefe beider Prüfkörper ineinander auf. Geprüft wurde dabei nach DIN ISO 7148-2 [15] bei 23 -0 +1,4 °C und 50 -10,9 +3,5 rF über 100 h mit einer Belastung von 30 N und 1 Hz Ro- Bild 3: Versuchsschema Universaltribometer; grün: Messgrößen, rot: Prüfkräfte, schwarz: Bewegungen Bild 2: Versuchsprinzip Kugel-Prisma Verschleißtest [10] Aus diesem Grund wurden an ausgewählten Materialkombinationen zusätzlich Untersuchungen zum Reibungskoeffizienten mit einem Universal-Tribometer UMT-3MT der Firma Center for Tribology, Inc. (CETR) durchgeführt. Dazu wurden die Geometrien, Eingriffsverhältnisse und Belastungen der Kugel-Prisma-Verschleißuntersuchungen einseitig nachgebildet. Bild 3 zeigt den Versuchsaufbau. Die Kugel wird zentrisch auf einen rotierenden Tisch gespannt und das Plättchen auf einer 45° abgeschrägten Ebene des Prüfdorns befestigt. Dieser wiederum ist an dem Kraftaufnehmer befestigt, welcher sowohl vertikale Kräfte als auch einachsig horizontale Reibkräfte aufnehmen kann. Um die Reibkräfte messen zu können, konnte daher lediglich eine Hälfte des Prismas gegen die Kugel gedrückt werden. Dies hat zur Folge, dass die Prüfkraft lediglich 15 N betrug, um eine Normalkraft von 21,21 N auf das Plättchen zu erhalten, was der Normalkraft im Kugel-Prisma-Versuch entspricht. Die Drehzahl von 1 Hz wurde identisch der Kugel-Prisma-Versuche gewählt. Aus der aufgebrachten Prüfkraft F wurde die wirkende Normalkraft F N berechnet, durch Division der gemessenen Reibkraft F R durch die Normalkraft der Reibungskoeffizient µ. Alle Versuche zur Reibwertermittlung wurden an quer ausgerichteten Prismen vorgenommen. Auswertemethodik Wie bereits in einer früheren Arbeit von Schädel et al. [10] mit demselben Versuchsaufbau im Kugel-Prisma- Prüfstand dargestellt, wird die Auswertung von Kunststoff-Kunststoff-Verschleißuntersuchungen wesentlich komplexer als bei gängigen Verschleißuntersuchungen von Kunststoffen gegen einen metallischen oder keramischen Gegenpartner. Dort kann in der Regel der auftretende Verschleiß des Gegenpartners vernachlässigt werden, sodass Kontaktgeometrie und Verschleißvolumen eindeutig aus der Eindringtiefe ermittelt werden können. Bei einer Kunststoff-Kunststoff-Paarung verschleißen dagegen beide Partner in variablem Maße. Somit kann die Eindringtiefe nicht eindeutig einem der beiden Verschleißpartner zugeordnet werden. Bild 4 zeigt die beiden möglichen Extremfälle der Verschleißszenarien sowie deren projizierte Verschleißfläche (a). Sie ist für beide Szenarien bei gleicher Eindringtiefe identisch. Das Verschleißvolumen, welches sich aus der projizierten Verschleißfläche ermitteln lässt, ist dagegen für beide Szenarien stark unterschiedlich. Verschleißt nur das Prisma (b), bildet sich im Eingriff jedes der Plättchen eine Kalotte aus. Verschleißt wiederum nur die Kugel (c), wird die projizierte Verschleißfläche umlaufend von der Kugel abgetragen. Somit ergibt sich bei derselben Eindringtiefe ein deutlich höheres Verschleißvolumen, wenn nur die Kugel verschleißt. Betrachtet man Bild 5, wird dieser Unterschied der beiden 3D-Print Material Tribology 23 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0030 Bild 5: Vergleich von theoretischem, reinem Kugel- und Prismaverschleiß ermittelt aus gleichen gemessenen Eindringtiefen (am Beispiel der Messdaten der Paarung von I150 Kugel gegen ASA-Prisma) Bild 4: Mögliche Verschleißszenarien einer Kunststoff-Kunststoff-Paarung im Kugel-Prisma-Prüfstand; Verschleißvolumina sind rot dargestellt; a) projizierte Verschleißfläche, b) nur Prismaverschleiß, c) nur Kugelverschleiß 3D-Print Material Tribology 24 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 Ergebnisse & Diskussion Nachfolgend werden zunächst die Ergebnisse aus den Versuchen mit dem Kugel-Prisma-Tribometer dargestellt. Die in Bild 6 exemplarisch dargestellten Rasterelektronenmikroskop-Aufnahmen zeigen zwei verschlissene Plättchen aus I150. Diese wurden in Kombination mit ASA-Kugeln getestet. Bei den Aufnahmen a) und b) handelt es sich um dasselbe Plättchen einer Paarung mit Längsausrichtung des Prismas. Die Aufnahmen c) und d) sind Aufnahmen eines Plättchens einer Paarung mit Querausrichtung des Prismas. Bild 6 a) zeigt einen nicht verschlissenen Bereich des Prismas. Die durch das Herstellungsverfahren in Bahnen strukturierte Oberfläche ist gut zu erkennen. Ebenfalls erkennbar sind die beim I150 eingebetteten PTFE-Partikel (beispielsweise rot umrandet). Da es sich um eine bereits tribologisch getestete Probe handelt, sind auch Abriebpartikel zu erkennen. Die Verschleißkalotte desselben Plättchens ist in Bild 6 b) zu sehen. Am rechten Rand befinden sich Teile der nicht verschlissenen Oberfläche des Plättchens. Die Verschleißkalotte selbst weist leicht gekrümmte Verschleißriefen in Rotationsrichtung der ASA-Kugel (roter Pfeil) auf. Durch das Herstellungsverfahren der Prüfkörper bedingte ausgerichtete, gedruckte Strukturen sind keine mehr erkennbar. In Bild 6 c) wird dies nochmals deutlich. Hier zu sehen ist das quer zur Rotationsrichtung ausgerichtete Plättchen auf der Eintrittsseite des DOI 10.24053/ TuS-2024-0030 Extremfälle nochmal deutlich. Das wahre Verschleißverhalten liegt somit irgendwo zwischen theoretischem reinem Kugel- und reinem Prismaverschleiß. Um Rückschlüsse sowohl auf das real vorliegende Verschleißszenario als auch auf die Oberflächenstruktur zu ermöglichen, wurden die Verschleißflächen nachträglich mit einem chromatischen Weißlicht-Sensor der Firma FRT GmbH abgerastert. Für die Berechnungen der Verschleißkennwerte wird das Verschleißvolumen in Abhängigkeit des Weges betrachtet. Zur Bestimmung der spezifischen Verschleißrate wird zuerst der stationäre Bereich des Verschleißes ermittelt. Für diesen Bereich gilt ein linearer Zusammenhang zwischen Verschleißvolumen und Reibweg. Anhand der Daten innerhalb dieses Bereichs lässt sich die spezifische Verschleißrate ermitteln. Der Bereich bis zum Erreichen des stationären Bereichs ist der Einlaufbereich. Hier wird das Gesamtvolumen im Einlaufbereich bezogen auf die Normalkraft ermittelt. Um einen Eindruck von den beteiligten Oberflächen - sowohl gedruckt als auch tribologisch beansprucht - und den wirkenden Verschleißmechanismen zu erlangen, wurden ausgewählte Proben mit einem Rasterelektronenmikroskop (Zeiss Supra 55VP) untersucht. Bild 6: REM-Aufnahmen verschlissener I150-Plättchen mit ASA als Gegenpartner; a) gedruckte Oberflächenstruktur von I150 auf einem unverschlissenen Bereich des Plättchens, b) Verschleißmarke eines Plättchens mit Längsausrichtung, c) Eintrittsseite der Kugel auf einem Plättchen mit Querausrichtung, d) Austrittsseite der Kugel auf einem Plättchen mit Querausrichtung; roter Pfeil: Rotationsrichtung der Kugel, rot umrandet: eingebettet PTFE Partikel, beige: Fertigungsrichtungen Gegenpartners. Die sich in der Verschleißkalotte als Folge des Verschleißvorgangs ausbildenden Riefen verlaufen senkrecht zur herstellungsbedingten Oberflächenorientierung der nicht verschlissenen Oberfläche im unteren Teil der Aufnahme. Strukturen die auf den Schichtungsprozess während der Prüfkörperherstellung zurückzuführen sind, verlaufen parallel zur durch eben diesen Schichtungsprozess ausgerichteten Oberflächenstruktur. Folglich sind die Riefen in der Verschleißkalotte eine Folge des Verschleißvorganges. Bild 6 d) zeigt die Austrittseite der Kugel auf dem Plättchen. Auch hier ist die Ausrichtung der Verschleißriefen zur Rotationsrichtung zu erkennen. Zusätzlich findet auf der Austrittseite vermehrt eine Anhäufung des Abriebs statt. Anhand der Untersuchungen der sich ausbildenden Verschleißflächen mit dem chromatischen Weißlicht-Sensor erfolgte eine Zuordnung der primär vorliegenden Verschleißszenarien, wie Bild 7 exemplarisch an zwei verschiedenen Verschleißpaarungen zeigt. Zur Bestimmung des primären Verschleißpartners wurden Schnitte an höchster, respektive tiefster Stelle durch die dreidimensionalen Topografiedaten gelegt und mit der Sollkontur verglichen. Betrachtet man die Profilschnitte der Verschleißpaarung oben in Bild 7, fällt bei a) eine Abweichung der Kontur des Kugelprüfkörpers von der idealen Kugelkontur auf. Der Profilschnitt des Prismas (b) weist im Wesentlichen lediglich eine Materialanhäufung des Abriebs auf. Hier verschleißt primär die Kugel. Betrachtet man nun die beiden unteren Topografiedatensätze lässt sich kaum eine Abweichung des Kugelprüfkörpers (c) von seiner Idealkontur feststellen. Das Prisma (d) hingegen weist eine deutliche Vertiefung auf. Bei dieser Paarung verschleißt primär das Prisma. Die Ergebnisse der Zuordnung der Verschleißszenarien sind in Tabelle 3 für alle Paarungen dargestellt. Drei der untersuchten Verschleißpaarungen verschlissen allerdings vollständig vor dem Erreichen des geplanten Versuchsendes (100 h). Die Verschleißpaarungen aus PETG-Kugel und PETG-Prisma versagten bereits nach wenigen Minuten unter starker thermischer Verformung. Somit ließ sich diese Paarung weder einem Verschleißszenario zuordnen, noch lassen sich weitere Auswertungen vornehmen. Die Verschleißpaarungen aus ASA und I170 verschlissen in den ersten etwa 10 Stunden komplett. Trotz des vorzeitigen Versagens ließen sich die Verschleißszenarien hier jedoch eindeutig zuordnen, weitere Auswertungen sind allerdings auch hier nicht möglich. 3D-Print Material Tribology 25 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0030 Bild 7: 3D-Darstellung und Schnitt der Verschleißspur einer Verschleißpaarung aus a) I150-Kugel und b) I170-Prisma mit Querausrichtung sowie einer Verschleißpaarung aus c) PETG-Kugel und d) I170-Prisma mit Längsausrichtung; grün: Ideal-Kontur & Schnittposition, schwarz: Ist-Kontur; Breiten aller Darstellungen: 5 mm, Höhe der y-Achsen aller Diagramme: 700 µm 3D-Print Material Tribology 26 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 ASA längs quer O O xV xV O O OV OV Kugel I1 I1 P A Für die Berechnung der Verschleißvolumina und damit auch der Verschleißraten aus den gemessenen Eindringtiefen wurden die zuvor ermittelten Verschleißszenarien der jeweiligen Paarung zugrunde gelegt. In Bild 8 sind die Verschleißraten, die im stationären Bereich nach Beendigung der Einlaufphase ermittelt wurden, dargestellt. Der Einfluss der Additivierung mit PTFE ist stark abhängig von der Kombination der Verschleißpartner. Betrachtet man die Paarungen aus PETG und I150 fällt auf, dass die Additivierung nur eines Verschleißpartners mit PTFE zu einer drastisch verringerten Verschleißrate im Vergleich zu Paarungen aus PETG und PETG führt. Dabei ist irrelevant, welcher der beiden Partner additiviert wird. Eine Additivierung beider Partner senkt die Verschleißrate - in geringerem Maße - noch weiter. Anders stellt es sich bei den Paarungen mit Kugeln aus PETG bzw. I150 gegen ASA-Prismen dar. Die Additivierung der I150-Kugel mit PTFE führt hier zu keiner Reduzierung der Verschleißrate. Im Einklang dazu steht, DOI 10.24053/ TuS-2024-0030 Anhand dieser Untersuchungen lassen sich erste Trends feststellen. Betrachtet man Tabelle 3 wird deutlich, dass die Orientierung der Oberflächenstruktur keinen signifikanten Einfluss auf das Verschleißszenario hat. Auffällig ist: Bei den Paarungen aus I150 bzw. I170 gegen PETG verschleißt, unabhängig vom Material, immer das Prisma. Für die anderen nichtgleichnamigen Paarungen ist es stark materialabhängig, ob vorwiegend das Prisma oder die Kugel verschleißt (Details dazu siehe weiter unten). Eine Korrelation mit dem Eingriffsverhältnis - das Prisma ist immer im Eingriff, die Kugel intermittierend - ist nicht festzustellen. Für gleichnamige Paarungen aus I170 bzw. ASA fällt auf, dass beide Partner maßgeblich verschleißen. Der Verschleiß setzt sich somit aus signifikanten Anteilen von Kugel- und Prismaverschleiß zusammen. Bei diesen Paarungen wird der Kugelverschleiß für die weiteren Berechnungen zugrunde gelegt. Diese Annahme führt zu überhöhten Werten der berechneten Verschleißvolumina. Bei Paarungen aus PETG mit I150 und I170 ist auffällig, dass unabhängig vom Material immer das Prisma verschleißt. Tabelle 3: Primärer Verschleißpartner; Prisma: V - Kugel: O - vorzeitig verschlissen: x Prisma I150 I170 PETG ASA längs quer längs quer längs quer längs quer Kugel I150 V V O O V V O O I170 V V OV OV V V xV xV PETG V V V V x x O O ASA V V xO xO V V OV OV Bild 8: spezifische Verschleißraten im stationären Zustand verschiedener Materialpaarungen im Kugel-Prisma- Verschleißtest; Primärer Verschleißpartner; Prisma: V - Kugel: O - vorzeitig verschlissen: x dass Paarungen aus ASA-Kugeln gegen Prismen aus PETG bzw. I150 ebenfalls keine signifikante Verringerung der spezifischen Verschleißrate durch die Additivierung mit PTFE aufweisen. Da für diese Paarungen beim Tausch der Materialien - wie aus Tabelle 3 zu entnehmen ist - das verschleißende Material dasselbe bleibt, wechselt jedoch das Verschleißszenario vom Kugelzu Prismaverschleiß, was eine Verringerung der spezifischen Verschleißrate zur Folge hat. Ähnliche Beobachtungen lassen sich für Paarungen aus PETGbzw. I150-Kugel mit I170-Prismen machen. Auch hier bleibt die Additivierung des I150 irrelevant für die spezifische Verschleißrate. Jedoch führt die Additivierung des Prismas zu einer drastisch verringerten Verschleißrate im Vergleich zum reinen ASA-Prisma. Zusätzlich ändert sich für die Paarung mit PETG-Kugel das Verschleißszenario von Kugelverschleiß beim Versuch gegen das ASA-Prima zu Prismaverschleiß beim I170- Prisma. Für Paarungen aus I170-Kugeln gegen Prismen aus I150 führt der Tausch der Partner zu einer weiteren Reduzierung der spezifischen Verschleißrate, da sich hier das Verschleißszenario zu Prismaverschleiß ändert. Aufgrund der hohen Schwankung bei Paarungen aus I170-Kugel und PETG-Prisma, kann kein signifikanter Unterschied im Vergleich zur umgekehrten Paarung festgestellt werden. Dies steht auch im Einklang mit dem trotz des Partnertausches für diese Paarung unveränderten Verschleißszenario. Im Gegensatz zu den Ergebnissen beider Verschleißpartner aus I150 führt eine Paarung beider Verschleißpartner aus I170 zu einer erhöhten Verschleißrate im Vergleich zu beiden Partnern aus reinem ASA. Eine mögliche Ursache, die zu dieser Erhöhung der Verschleißraten von I170-I170-Paarungen führt, könnte eine mangelhafte Anbindung des PTFE in die ASA-Matrix sein. Dies würde auch eine Erklärung für die verhältnismäßig geringen Festigkeitswerte der gedruckten I170-Prüfkörper liefern, bleibt jedoch noch zu klären. Dargestellt in Bild 9 ist das kraftbezogene Einlaufverschleißvolumen. Hier zeigt sich keine eindeutige Korrelation zwischen PTFE und dem kraftbezogenen Einlaufverschleißvolumen. Im Hinblick auf die Ausrichtung der Oberflächenstruktur wurde ein Einfluss auf das Verschleißverhalten, insbesondere auf den Einlaufverschleiß, erwartet. Betrachtet man die Ergebnisse der Auswertung des Einlaufverschleißvolumens, kann jedoch keine solche Korrelation festgestellt werden. Ebenso zeigt sich auch keine Korrelation zwischen der Ausrichtung der Oberflächenstruktur und der in Bild 8 dargestellten spezifischen Verschleißrate. Eine mögliche Erklärung ist, dass die Oberflächenstrukturen - durch die zu Beginn des Versuchs sehr kleine Kontaktfläche - bereits kurz nach Beginn des Versuches eingeebnet sind. Im weiteren Verlauf haben diese lediglich im Randbereich des Eingriffs eine untergeordnete Rolle. Die Untersuchungen der Verschleißflächen in den ersten 60 min der Einlaufphase bestätigen diese Vermutung. In Bild 10 ist bereits nach 20 min eine deutliche Einebnung der Oberflächenstrukturen sowohl für längs 3D-Print Material Tribology 27 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0030 Bild 9: Kraftbezogenes Einlaufverschleißvolumen verschiedener Materialpaarungen im Kugel-Prisma- Verschleißtest; Primärer Verschleißpartner; Prisma: V - Kugel: O - vorzeitig verschlissen: x 3D-Print Material Tribology 28 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 bination mit der schlechten Wärmeleitfähigkeit von Kunststoffen führt dies zu einer ersten signifikanten Erwärmung der Probe. Begünstigt durch den verhältnismäßig niedrigen Glasübergang beim PETG nehmen mit steigender Temperatur im Material unterhalb der Kontaktzone die plastische Verformung sowie die viskoelastische Energiedissipation und damit auch der kohäsive Anteil des Reibungskoeffizienten schnell zu. Dies führt zu einer weiteren Vergrößerung des Reibungskoeffizienten und somit auch zu einer weiteren Erhöhung der Temperatur in der Kontaktzone. Es entsteht ein sich selbst verstärkender Prozess, der schnell zur thermischen Überlastung der PETG-PETG-Paarung führt. Im Hinblick auf das Phänomen des vom Material unabhängigen Verschleißszenarios für Paarungen aus PETG mit I150 bzw. I170 wurde eine ähnliche Ursache vermutet. Bedingt durch die unterschiedlichen Eingriffsverhältnisse - permanenter Eingriff des Prismas, intermittierender Eingriff der Kugel - könnte der oben beschriebene Effekt nur für das Prisma auftreten, da die Kugeloberfläche kurze Phasen der Abkühlung zwischen zwei Eingriffen hat. Die ermittelten Reibungskoeffizienten dieser Paarungen bestätigen dies allerdings nicht. Für Paarungen aus PETG und I150 lassen sich - ungeachtet welches Material der Kugel und welches dem Prisma zugeordnet ist - niedrige Reibungskoeffizienten von circa 0,1 feststellen. Diese drastische Absenkung des Reibwerts kann auf das Vorhandensein von PTFE zurückgeführt werden. Paarungen aus PETG und I170 weisen einen etwas höhe- DOI 10.24053/ TuS-2024-0030 als auch für quer ausgerichtete Prismen zu erkennen, die gedruckten Oberflächenstrukturen sind in den Verschleißflächen nicht mehr erkennbar. Aufgrund des Phänomens des vom Material unabhängigen Verschleißszenarios für Paarungen aus PETG mit I150 und I170 sowie des sofortigen Versagens der PETG-PETG-Paarung wurden Reibwertuntersuchungen, wie im Abschnitt „Untersuchungsmethoden“ beschrieben, mit dem Universaltribometer durchgeführt. Hier lag die Vermutung nahe, dass bedingt durch einen erhöhten Reibungskoeffizienten, der Verschleiß des Prismas begünstigt wird. Das Prisma ist permanent im Eingriff, die Flächenelemente der Kugel nur kurzzeitig, zweimal je Umdrehung. Dies hat eine stärkere thermische Belastung des Prismas zur Folge. Bild 11 zeigt die Ergebnisse der Untersuchungen im Universaltribometer. Diese liefern eine Erklärung für das vorzeitige Versagen der PETG-PETG-Paarung. Der Reibungskoeffizient, welcher sich in der ersten Minute vor dem vollständigen Versagen ermitteln lässt, schwingt sich auf und ist zum Ende circa achtmal so hoch wie bei Paarungen aus PETG und I150. Dieser hohe, sich aufschwingende Reibungskoeffizient bei der PETG-PETG-Paarung kann mithilfe des Two-Term-Non-Interacting-Model von Brian Briscoe begründet werden [16]. Der Reibungskoeffizient hat demnach einen adhäsiven und einen kohäsiven Anteil, der bei Kunststoffen großenteils auf viskoelastische Dissipation im Volumenmaterial zurückgeführt werden kann. Durch die Reibung entsteht Wärme und in Kom- Bild 10: 3D-Darstellung der Verschleißspuren (Oberflächenausschnitt 4 x 4 mm) nach 20 min und 60 min von I150-Plättchen mit ASA-Kugeln als Gegenpartner; oben: Prisma mit Längsausrichtung, unten: Prisma mit Querausrichtung ren Reibungskoeffizienten von 0,15 - 0,25 auf. Auffällig ist, dass dieser deutlich stärker schwankt als bei Paarungen aus PETG und I150. Zudem ist bei der Paarung aus I170-Kugel und PETG-Prisma ein tendenziell höherer Reibwert als bei getauschten Gegenparten zu erkennen. Nach Auffassung der Autoren liefert dieser jedoch keine Begründung für das oben beschriebene Phänomen. Daher muss dies weitergehend untersucht werden. Fazit Insbesondere die Ergebnisse der PETG-PETG-Paarungen im Vergleich mit den I150-I150-Paarungen haben gezeigt, dass es mittels Additivierung möglich ist, eine Kunststoff-Kunststoff-Paarung für den tribologischen Einsatz nutzbar zu machen, auch wenn die nicht additivierte Variante keineswegs dafür geeignet ist. Hier konnte die thermische Überlastung der PETG-PETG-Paarung durch die Absenkung des Reibwerts durch Additivierung mit PTFE überwunden werden. Dies zeigt allerdings auch, dass es nicht möglich ist, anhand der intrinsischen tribologischen Eigenschaften eines Basiskunststoffs abzuschätzen, ob dieses Material mit weiterer Additivierung für den tribologischen Einsatz in Kunststoff-Kunststoff-Paarungen geeignet ist oder nicht. Zudem haben die Untersuchungen gezeigt, dass eine Additivierung mit PTFE nicht immer den gewünschten Effekt auf das Verschleißverhalten erzielen kann, teilweise sogar einen nachteiligen Effekt hat. Ebenfalls konnte in Übereinstimmung mit der Norm DIN ISO 7148-2 [15] bestätigt werden, dass auch beim Verschleißen von Kunststoff- Kunststoff-Paarungen nicht immer primär dasselbe Material verschleißt beim Tausch des statischen mit dem rotierenden Partner. Die genaue Ursache hierfür bleibt noch zu klären. Somit ist es von entscheidender Bedeutung, Kunststoff-Kunststoff-Verschleißpaarungen aufeinander abzustimmen und systematisch zu untersuchen. Diese systematischen Untersuchungen verschiedenster Kunststoff-Kunststoff-Verschleißpaarungen mit unterschiedlichen Additivierungen sollen in nachfolgenden Arbeiten folgen. Hierbei soll ebenfalls der Vergleich zwischen additiv und konventionell gefertigten Prüfkörpern angestellt werden, um die Einflüsse der Verarbeitung besser zu verstehen. In Bezug auf die Ausrichtung der Oberflächenstruktur konnten keine signifikanten Einflüsse auf das Verschleißverhalten festgestellt werden, da die ausgeprägten Oberflächenstrukturen bereits sehr schnell zu Beginn des Versuchs eingeebnet werden. Im Hinblick auf den Kugel-Prisma-Verschleißtest mit simultanem Verschleiß beider Verschleißpartner zeigt sich einmal mehr das Verbesserungspotential. Zur besseren Bestimmung des Verschleißvolumens sowie der Aufteilung auf beide Verschleißpartner ist eine weitere Messinformation notwendig. Eine solche Modifikation des VPS 6-fach Verschleißprüfstandes ist in der Entwicklung und soll für zukünftige Untersuchungen von Kunststoff-Kunststoff- Verschleißpaarungen Anwendung finden. 3D-Print Material Tribology 29 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0030 Bild 11: Zeitabhängige Reibungskoeffizienten von ausgewählten Verschleißpaarungen aus PETG, I150 und I170; Legende: Kugel vs. Prisma 3D-Print Material Tribology 30 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 International Journal of Advanced Manufacturing Technology 2009 41(11-12), 1118-1129. [10] Schädel, B.; Rüdiger, G.; Jacobs, O.; Kowtun, A.; Beneke, T. Verschleißverhalten von Kunststoff-Kunststoff-Paarungen. Tribologie und Schmierungstechnik 2012, 59 (3), 29- 34. [11] Ramesh, V., van Kuilenburg, J., & Wits, W. W. Experimental analysis and wear prediction model for unfilled polymer-polymer sliding contacts. 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Dordrecht: Springer 1992 Initial publication: 68/ 2 DOI 10.24053/ TuS-2024-0030 Literatur [1] Myshkin, N.K.; Pesetskii, S.S.; Grigoriev, A.Ya. Polymer Tribology: Current State and Applications. Tribology in Industry 2015, 37 (3), 284-290 [2] Uetz H., Wiedemeyer J. Tribologie der Polymere: Grundlagen u. Anwendungen in d.Technik; Reibung - Verschleiß - Schmierung. Carl Hanser Verlag GmbH Co KG 1985 [3] Deutscher Bundestag Ausschuss für Bildung, Forschung und Technikabschätzungen, Technikfolgenabschätzung (TA) Additive Fertigungsverfahren „3-D-Druck“. Bundesanzeiger Verlag GmbH 2017 [4] Gebhardt, A. 3D-Drucken: Grundlagen und Anwendungen des Additive Manufacturing (AM). Carl Hanser Verlag GmbH Co KG 2014 [5] Gibson, I.; Rosen, D. W.; Stucker, B. Additive manufacturing technologies. New York: Springer 2015 [6] VDI 3405: 2014-12, Additive Fertigungsverfahren Grundlagen, Begriffe, Verfahrensbeschreibungen [7] Angelopoulos, P.M.; Samouhos, M.; Taxiarchou, M. 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Otherwise, the demand for mobility in the on-road, off-road and non-road sectors cannot be met. There is no doubt that these internal combustion engines will have to be improved regarding efficiency plus lower emissions and nowadays more and more important upgraded for zero and low carbon fuels. Even though Spark Ignition (SI) engines have been around for more than a century, there is still a lot of room for improvement, particularly in terms of power density, ignition, combustion control, and preventing uncontrolled combustion. To offer all interested developers an inspiring exchange platform for the latest developments, IAV established two exciting conferences more than two decades ago, which are now held under the heading “Two Conferences - One Goal”. This volume brings together the contributions to this conference. Content Ignition and inflammation of conventional and alternative fuels such as hydrogen, ammonia, methanol etc. - Combustion processes for alternative fuels - Prevention of irregular combustion phenomena when using conventional and alternative fuels - Methods for measurement and analysis of irregular combustion phenomena - Modern virtual development methods - Control, regulation and latest function algorithms Marc Sens (ED.) 6th International Conference on Ignition Systems for SI Engines 7th International Conference on Knocking in SI Engines 1st edition 2024, 386 p. €[D] 189,00 ISBN 978-3-381-12991-1 eISBN 978-3-381-12992-8 3D-Print Material Tribology 32 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 Einleitung Im Kontext einer nachhaltigen und zunehmend individualisierten Produktentwicklung verbreiten sich additive Fertigungsverfahren zunehmend als Alternative zu konventionellen Fertigungstechniken. Als „physischer Arm der Digitalisierung“ lassen sie dem Entwickler durch Computer Aided Engineering viele gestalterische Freiheiten für die Entwicklung von Prototypen, Kleinserien, Ersatzteilen und Individualprodukten sowie in Anwendungen des Vorrichtungs- und Werkzeugbaus. Weitere positive Aspekte sind beispielsweise die mögliche Fer- DOI 10.24053/ TuS-2024-0031 Einfluss fertigungsbedingter Effekte auf das tribologische Verhalten im ADAM-Verfahren gedruckter Bauteile Christian Orgeldinger, Armin Seynstahl, Tobias Rosnitschek, Anna Zimmermann, Stephan Tremmel* Eingereicht: 6.9.2022 Nach Begutachtung angenommen: 22.12.2022 Dieser Beitrag wurde im Rahmen der 63. Tribologie-Fachtagung 2022 der Gesellschaft für Tribologie (GfT) eingereicht. Additive Fertigungsverfahren haben in den letzten Jahren immer weiter an Bedeutung gewonnen. Allerdings ist der Einsatz so hergestellter Bauteile in tribologischen Anwendungen - insbesondere für metallische Bauteile - nach wie vor nur wenig untersucht. Im Rahmen dieser Arbeit wird analysiert, inwiefern sich im Atomic Diffusion Additive Manufacturing (ADAM)-Verfahren gedruckte Bauteile für den Einsatz in tribomechanischen Systemen eignen. Der Fokus liegt dabei auf dem tribologischen Verhalten des Werkzeugstahls D2 gegenüber 100Cr6 bei Schmierung mit Tiefziehöl unter Berücksichtigung richtungsabhängiger Fertigungseffekte. Die ersten tribologischen Untersuchungen mit dem ADAM-Verfahren zeigen großes Optimierungspotential für mögliche Anwendungen im Bereich der Umformtechnik. Die Oberflächenbehandlung der Proben hat sich in den Untersuchungen als notwendig herausgestellt. Schlüsselwörter Additive Fertigung, Atomic Diffusion Additive Manufacturing (ADAM), Tribologie, Kugel-Scheibe- Tribometer, Reibung. Influence of manufacturing-related effects on the tribological behavior of printed components in the ADAM process Additive manufacturing processes have become increasingly important in recent years. However, the use of additive manufactured components in tribological applications - especially for metallic components - has still been little investigated. This work analyzes the extent to which components printed with the Atomic Diffusion Additive Manufacturing (ADAM) process are suitable for use in tribomechanical systems. The focus is on the tribological behavior of the tool steel D2 against 100Cr6 counterparts under lubrication with deep drawing oil, taking direction-dependent manufacturing effects into account. The first tribological investigations with the ADAM process show great optimization potential for possible applications in the field of forming technology. The surface treatment of the samples has proven to be mandatory in the investigations. Keywords Additive manufacturing, Atomic Diffusion Additive Manufacturing (ADAM), tribology, ball-on-disk tribometer, friction. Kurzfassung Abstract * Christian Orgeldinger, M.Sc. (federführender Autor) Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-8693-8838 Armin Seynstahl, M.Eng. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0001-8456-7124 Tobias Rosnitschek, M.Sc. Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0002-4876-2536 Anna Zimmermann Prof. Dr.-Ing. Stephan Tremmel, Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-1644-563X Lehrstuhl für Konstruktionslehre und CAD Universität Bayreuth, Universitätsstraße 30, 95447 Bayreuth tigung innenliegender Strukturen, eine - theoretisch - abfallfreie Fertigung sowie eine exzellente Skalierbarkeit [1]. Da die meist rauen und je nach Fertigungsverfahren unterschiedlich strukturierten Oberflächen jedoch als tribologisch ungünstig bewertet werden, spielen additiv gefertigte Bauteile in tribomechanischen Systemen bisher kaum eine Rolle. Daher existieren bislang auch nur wenige Untersuchungen zu deren tribologischem Verhalten. Unter den vielzähligen additiven Fertigungsverfahren ist im Bereich der Kunststoffverarbeitung vor allem das Fused Filament Fabrication Verfahren weit verbreitet, weshalb hier bereits einige Arbeiten vorhanden sind [2,3]. Im Bereich der additiven Fertigung von Metallen existieren hingegen deutlich weniger Untersuchungen, wobei diese meist pulverbasierte Verfahren zum Gegenstand haben [4,5]. Speziell im Bereich der additiven Fertigung metallischer Werkstoffe bleibt somit das volle Potential dieser neuen Fertigungstechnologie oft ungenutzt, beispielsweise in der Umformtechnik für die Herstellung von Stempeln und Matrizen, bei welchen das tribologische Verhalten von entscheidender Bedeutung für die industrielle Anwendung ist. Ebenso ist die Anwendung in der Ersatzteilproduktion und in der Kraftwerks- oder Bahntechnik vielversprechend, da in diesen Branchen die vorwiegend konventionell gefertigten Ersatzteile über lange Zeiträume lieferbar bleiben müssen. Im Rahmen dieser Arbeit soll untersucht werden, inwiefern sich im Atomic Diffusion Additive Manufacturing (ADAM)-Verfahren gedruckte Bauteile für den Einsatz in tribomechanischen Systemen eignen. Die Vorteile im Vergleich zu den am Markt vorherrschenden pulverbasierten Verfahren bestehen dabei insbesondere im deutlich einfacheren Materialhandling, den geringeren Fertigungszeiten und einer vergleichsweise kostengünstigen Anlagentechnik. Methodik Im Hinblick auf die Umformtechnik als mögliches Anwendungsfeld wird im Rahmen der Arbeit das tribologische Verhalten von Probekörpern aus dem Werkzeugstahl D2 (X153CrMoV12, 1.2379) der Firma Markforged ® in Abhängigkeit von Druckorientierung und Nachbehandlung untersucht. Das verwendete ADAM-Verfahren ist dem Fused Layer Modelling nach VDI 3405 zuzuordnen. Dabei können durch nachgelagerte Prozesse vollmetallische Bauteile auf Basis hochgefüllter Polymerfilamente gefertigt werden. Das ADAM-Verfahren besteht aus drei Schritten: Formgebung, Entbindern und Sintern. Wie in Bild 1 dargestellt, verläuft die Verfahrensroute nach der Formgebung analog zum Prozess des Metallpulverspritzgusses. Entsprechend wird im Anschluss an die Formgebung während des Entbinderprozesses der Hauptbestandteil des organischen Bindemittels entfernt. Dieser Schritt führt zu einem hochporösen sogenannten Braunling. Im abschließenden Sinterprozess wird durch eine thermische Behandlung das restliche Bindemittel nach Bildung der Sinterhälse aufgrund von Umlagerungs- und Diffusionseffekten entfernt, was zu einer Verdichtung des Bauteils führt. Nach dem Sintern weisen die Teile eine richtungsabhängige Volumenschwindung auf, die mit dem Bindemittelgehalt des Filaments von 35 - 60 vol.-% korreliert [7-10]. Der dreistufige Fertigungsprozess des ADAM-Verfahrens erfolgte mithilfe des Markforged ® Metal X TM Systems. Dabei wurden zunächst vollgefüllte runde Probekörper (Ø 30 mm, h = 5 mm) in 0°, 45° und 90° Orientierung gedruckt, wobei die 0° Orientierung den im Druckbett liegenden Proben entspricht. Zum Vergleich wurden Probekörper mit dreieckiger Strukturfüllung gedruckt. Sämtliche Proben entstanden mit einer Schichthöhe von 150 µm. Anschließend erfolgte das Entbindern der gedruckten Grünteile für 12 Stunden mithilfe des Lösungsmittels Novec 73 DE und das Sintern nach dem von Markforged ® vorgegebenen Profil. Es folgte eine gestufte Wärmebehandlung bei 740 °C und 1040 °C für 30 min beziehungsweise 40 min. Die Proben wurden abschließend im Wasserbad abgeschreckt und bei 200 °C für 30 min angelassen. Um den Einfluss einer möglichen, abschließenden Oberflächenbehandlung zu untersuchen, fand eine mechani- 3D-Print Material Tribology 33 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0031 Bild 1: Schematische Darstellung des Fused Layer Modelling für metallische Bauteile. Die Prozessschritte Entbindern und Sintern entsprechen dem Prozess des konventionellen Metallpulverspritzgusses. Während des Sinterns findet eine richtungsabhängige Volumenschwindung der Bauteile um bis zu 60 vol.-% statt [6]. 3D-Print Material Tribology 34 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 gemittelte Verschleißvolumen durch den zurückgelegten Gleitweg und die aufgebrachte Normalkraft dividiert wird. Ergebnisse und Diskussion In Tabelle 1 sind die Ergebnisse der Härtemessungen dargestellt. Die Härte der vollgefüllten Proben lag dabei in allen durchgeführten Messungen zwischen 50 HRC und 54 HRC und somit unterhalb des von Markforged ® angegebenen Werts von 55 HRC. Ein möglicher Grund hierfür ist, dass die effektive Dichte der gedruckten Probekörper bei nur ca. 95 % liegt. Die maximal erreichbare Dichte und damit auch Härte der Bauteile setzt das vollständige Entfernen des Bindemittels im frühen Sinterstadium voraus. Befinden sich noch Einschlüsse im Bauteil führt dies unweigerlich zu Porosität. Folglich ist bei Optimierung der Entbinder- und Sinterparameter zu erwarten, dass Härtewerte von mehr als 55 HRC zukünftig erreicht werden können. Weiterhin kann durch heiß-isostatisches Pressen die Dichte der Probekörper verbessert werden, dies bringt jedoch Restriktionen hinsichtlich der geometrischen Gestaltungsfreiheit mit sich. Eine Druckrichtungsabhängigkeit der Härtewerte konnte nicht festgestellt werden. Bei den strukturgefüllten Proben ist die Auswertung der Härte nach Rockwell Methode C nicht beziehungsweise nur sehr eingeschränkt zulässig. Für den Fall, dass keine Strukturfüllung unterhalb der Prüfstelle liegt ist die Prüfkraft so hoch, dass die drei metallischen Deckschichten vom Diamantkegel durchbrochen werden. Die in den Tribometerversuchen ermittelten mittleren Reibungszahlen sind in Bild 2 dargestellt. Erwartungsgemäß lagen diese bei den unbehandelten Oberflächen deutlich über denen der polierten Proben, wobei die Druckorientierung nur im unbehandelten Zustand einen Einfluss auf das Reibungsverhalten zeigte. Die geringeren Reibungszahlen der in 0° Orientierung gedruckten unbehandelten Proben lassen sich auf die geringere Rillenhöhe der Oberfläche zurückführen. Die im Druckprozess auf der Druckplatte aufliegende Oberfläche führte im Tribometerversuch trotz der gleichmäßigeren Struktur zu den höchsten Reibungszahlen. Der in Bild 3 dargestellte Reibungszahlverlauf über 500 m Gleitweg ist bei den unbehandelten Proben auf- DOI 10.24053/ TuS-2024-0031 sche Endbearbeitung einiger Proben statt. Dabei erfolgte zunächst ein zweistufiger (250 Körnung, 800 Körnung), wassergeschmierter Schleifprozess auf einer Nassschleifmaschine. Nachfolgend wurde ein Polierschritt (Saphir 550.3, ATM Qness GmbH, Deutschland) unter Verwendung einer 9 μm Diamantsuspension durchgeführt. Die tribologisch nicht zu charakterisierende Seite wurde bei allen Proben plan geschliffen (320 Körnung), um ein planparalleles Einspannen in den folgenden Tribometerversuchen zu gewährleisten. Abschließend folgte eine 15-minütige Reinigung der Proben im Ultraschallbad in Isopropanol. An den gereinigten und oberflächenbehandelten Proben erfolgte zunächst eine Härtemessung nach Rockwell Methode C (DIA-TESTOR 2, Wolpert Instruments, Deutschland). Zudem wurde die effektive Materialdichte nach dem Sinterprozess durch Volumen- und Gewichtsmessung ermittelt. Die Anzahl der polierten Proben beträgt n = 3 und der unbehandelten Proben n = 2. Die Charakterisierung des tribologischen Verhaltens erfolgte auf einem Kugel-Scheibe-Tribometer (SST-1, KTmfk, Deutschland). Als Gegenkörper fungierten 100Cr6 (1.3505) Wälzlagerstahlkugeln (Güteklasse G10, DIN 5401, R a ≤ 0,02 µm, Härte ≥ 61 HRC) mit einem Durchmesser von 3,969 mm. Über eine Normalkraftbelastung von F N = 10 N wurde eine konstante H ERTZ sche Pressung von p = 1861 MPa eingestellt. Alle Versuche liefen über 500 m Gleitweg mit einer Gleitgeschwindigkeit von 0,1 m/ s, bei einer Temperatur von 20 °C ± 1 °C und einer relativen Luftfeuchte von 45 % ± 3 %. Als Zwischenmedium wurden zu Versuchsbeginn 10 µl des Tiefziehöls CLF-65 E (RAZIOL, Deutschland) mit einer Mikroliterpipette in Tropfenform (Menge 1 µl) gleichmäßig punktuell auf der späteren Verschleißspur appliziert. Im Anschluss an die Tribometerversuche wurde zur Beurteilung des Verschleißverhaltens der volumetrische Verschleiß anhand der Verschleißspur auf der Substratoberfläche gemäß DIN EN 1071-13 [11] ermittelt. Zur Ermittlung des Verschleißvolumens wurde die Topographie an vier um 90° versetzten Positionen mittels Laserrastermikroskopie (VK-X-200, Keyence, Japan) gemessen. Mithilfe von 50 benachbarten Scanlinien pro Messposition konnte der durchschnittliche Verschleißquerschnitt abgeleitet und aus den vier Positionen ein Mittelwert gebildet werden. Anschließend lässt sich der Verschleißkoeffizient nach A RCHARD [12] berechnen, indem das Vollmaterial Dreiecks-Strukturfüllung 0° 45° 90° 0° 45° 90° 51,3 53,0 52,0 47,0 47,7 47,0 52,7 50,7 51,7 39,5 30,5 48,3 53,7 51,3 52,0 - 28,0 47,7 Tabelle 1: Arithmetischer Mittelwert der Härte nach Rockwell (HRC) mit n = 3 Wiederholmessungen. grund der geriffelten Oberfläche starken Schwankungen ausgesetzt, was auch daraus resultiert, dass die Rillen abwechselnd parallel und senkrecht zur Bewegungsrichtung liegen. Während die polierten Proben kein auffälliges Einlaufverhalten zeigten, war dieses bei den unbehandelten Proben je nach Druckorientierung deutlich feststellbar, insbesondere bei einer Orientierung von 0°. In dieser Orientierung waren die mittleren Reibungszahlen gleichzeitig am niedrigsten. Die in dieser Arbeit vorgestellten Ergebnisse sind die ersten tribologischen Untersuchungen zum Reibungsverhalten von im ADAM- Verfahren gefertigten Probekörpern aus dem Werkzeugstahl D2, eine Einordnung zu Literaturreferenzwerten der Reibungszahlen kann daher nicht erfolgen. Zur weiteren Charakterisierung des tribologischen Verhaltens der unterschiedlichen Proben sind die Verschleißkoeffizienten berechnet worden und in Tabelle 2 dargestellt. Bei den vollgefüllten Proben waren die Verschleißkoeffizienten bei einer Druckorientierung von 45° - entgegen der Erwartungen - am geringsten und wiesen gleichzeitig die geringste Abweichung auf, wohingegen die höchsten Verschleißkoeffizienten bei Proben mit 90° Orientierung zu verzeichnen waren. Des Weiteren lässt sich feststellen, dass die Schwankungen des Verschleißes bei Druckorientierungen von 0° und 90° hoch waren, was vermutlich ein allgemeiner fertigungsbedingter Effekt des Druckverfahrens ist. Bezüglich des Verschleißverhaltens lieferte die Druckorientierung von 45° eine bessere Reproduzierbarkeit der Messergebnisse. Eine Korrelation zwischen der Reibungszahl und dem Verschleißkoeffizienten besteht nicht, da die mittleren Reibungszahlen aller Druckorientierungen kaum einen Unterschied aufweisen (siehe Bild 2). Erwartungsgemäß lagen die Verschleißkoeffizienten der strukturgefüllten Proben bei jeweils gleicher Druckorientierung (0°, 45° und 90°) über denen der vollgefüllten Proben. Die Beanspruchbarkeit der strukturgefüllten Proben ist aufgrund geringerer Härtewerte deutlich niedriger im Gegensatz zu den vollgefüllten Proben, weswegen der Gegenkörper im Tribometerversuch tiefer in die Oberfläche eindringen kann. Daraus resultieren größere Verschleißvolumina und damit 3D-Print Material Tribology 35 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 DOI 10.24053/ TuS-2024-0031 Vollmaterial Dreiecks- Strukturfüllung 0° 45° 90° 0° 45° 90° Verschleißkoeffizient in 10 -6 mm³/ Nm 0,40 ± 0,26 0,11 ± 0,04 0,44 ± 0,37 0,60 0,54 0,74 Tabelle 2: Nach A RCHARD ermittelte Verschleißkoeffizienten (arithmetischer Mittelwerte und Standardabweichung) der vollgefüllten, polierten Proben mit n = 3 Wiederholmessungen sowie der strukturgefüllten Proben (n = 1). Für die unbehandelten Proben ist die Auswertung des Verschleißquerschnitts und damit die Berechnung des Verschleißkoeffizienten nicht möglich. Bild 2: Mittlere Reibungszahlen der unterschiedlichen Proben im polierten und im unbehandelten Zustand auf dem Kugel-Scheibe-Tribometer (Gegenkörper: 100Cr6; Schmierstoff: Tiefziehöl CLF-65 E; Umgebungsmedium: Luft). Bild 3: Reibungszahlverlauf über 500 m Gleitweg der vollgefüllten 90° Proben (Kugel-Scheibe-Tribometer; Gegenkörper: 100Cr6; Schmierstoff: Tiefziehöl CLF-65 E; Umgebungsmedium: Luft). 3D-Print Material Tribology 36 Tribologie + Schmierungstechnik · volume 71 · eOnly special issue 2/ 2024 Zusammenfassung Am Beispiel des ADAM-Verfahrens wurde das Fused Layer Modelling metallischer Bauteile für die Eignung in tribomechanischen Systemen, etwa für den Einsatz in Umformwerkzeugen, untersucht. Mit diesem Verfahren werden in der Regel strukturgefüllte Bauteile gefertigt, wodurch sich - ausreichende Härte vorausgesetzt - Materialeinsparungen realisieren lassen. Die durchgeführten Versuche haben gezeigt, dass der vom Hersteller Markforged ® vorgegebene Härtewert von 55 HRC nicht erreicht werden konnte. Der Anzahl der Deckschichten bei strukturgefüllten Bauteilen muss besonderes Augenmerk geschenkt werden, da hierdurch die Härte stark beeinflusst wird. Bei den verwendeten drei Deckschichten durchstieß bei der Härteprüfung der Diamantkegel diese, sofern die Prüfstelle freitragend war, was eine normgerechte Härteprüfung bei strukturgefüllten Bauteilen erschwert. Die Anpassung der Deckschichten kann nichtsdestotrotz verwendet werden, um die Härte - perspektivisch - gezielt einzustellen, weshalb hierin großes Optimierungspotential für mögliche Anwendungen im Bereich der Umformtechnik liegt. Die Oberflächenbehandlung der Proben hat sich in den Untersuchungen als zwingend notwendig herausgestellt. Während in der vorliegenden Arbeit die Probenoberflächen im gesinterten Zustand mechanisch geschliffen und poliert wurden, sind Untersuchungen mit Grünkörpern, deren Oberfläche chemisch geglättet wird, ein vielversprechender Ansatz, für geometrisch komplexe Bauteile. In laufenden Arbeiten wird zudem derzeit untersucht, inwieweit sich ADAM-Probekörper mit (wasserstoffhaltigen, dotierten) amorphen Kohlenstoffschichten beschichten lassen DOI 10.24053/ TuS-2024-0031 höhere Verschleißkoeffizienten. Eine Erweiterung der Deckschichtenanzahl (> 3) könnte zu höherer Beanspruchbarkeit der Probekörper führen, indem die Verschleißbeständigkeit gesteigert und gleichzeitig eine Materialeinsparung durch die Strukturfüllung beibehalten wird. Hierin liegt das größte Optimierungspotenzial für weitere Untersuchungen. Wegen der unebenen und durch eine Rillenstruktur definierte Topographie der unbehandelten Probenoberflächen, konnte kein Verschleißquerschnitt einer Verschleißspur ausgewertet werden, weshalb kein Verschleißkoeffizient angegeben werden kann. Auf einer repräsentativen Mikroskopie-Aufnahme der unbehandelten 90° Probe ist eine dunkle Oberfläche mit hellen Stellen (Bild 4a) ersichtlich, die auf Verschleiß hindeuten. Das Höhenprofil der Verschleißspur (dargestellt im Schnitt A-A, Bild 4a) beweist die Rillenstruktur der Oberfläche. Zusätzlich ist deutlich erkennbar, dass äquivalent zu den hellen Stellen die höchstgelegenen Rillen im Kontakt standen und tribologisch beansprucht wurden. Dies äußert sich durch abgerundete Spitzen in Folge von Abtragungsvorgängen. Die Abrundung der Spitzen ist in Bild 4a mit Pfeilen gekennzeichnet. Die repräsentative Oberflächenaufnahme sowie das Höhenprofil im Schnitt A-A (siehe Bild 4b) der polierten 90° Probe zeigen erwartungsgemäße Ergebnisse. Während die Oberfläche durch die Politur hell erscheint, ist die dunkle Verschleißspur in der Bildmitte zu sehen. Dem Höhenprofil ist eine maximale Verschleißtiefe von 0,5 µm und eine schmale Form der Verschleißspur zu entnehmen. Folglich ergeben sich geringe Verschleißquerschnitte und damit ein geringer Verschleißkoeffizient. Bild 4: Repräsentative laserrastermikroskopische Oberflächenaufnahme der Verschleißspur sowie das abgeleitete Höhenprofil im Schnitt A-A der vollgefüllten, mit 90° Orientierung gedruckten Proben. a) unbehandelte Oberfläche, b) polierte Oberfläche. Die Pfeile in Bild 4a kennzeichnen den Abtrag der fertigungsbedingten Rillenstruktur. und inwiefern man hierdurch das tribologische Verhalten beeinflussen kann. Zusätzlich wird untersucht, ob sich die Rillenstruktur der Oberfläche positiv auf die Schmierfilmbildung auswirkt und gezielt genutzt werden kann. Literatur [1] Tofail, S. A. M., Koumoulos, E. P., Bandyopadhyay, A., Bose, S., O’Donoghue, L., Charitidis, C.: Additive Manufacturing: Scientific and Technological Challenges, Market Uptake and Opportunities. Materials Today 2018, 21, 22-37. doi: 10.1016/ j.mattod.2017.07.001. [2] Mohamed, O. A., Masood, S. H., Bhowmik, J. L., Somers, A. 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Leading university researchers present their latest findings, and representatives of the industry inspire scientists to develop new solutions. Main Topics > Trends lubricants and additives > Automotive and transport industry > Industrial machine elements and wind turbine industry > Coatings, surfaces and underlying mechanisms > Test methodologies and measurement technologies > Digitalisation in tribology > Digital Tribological Services: i-TRIBOMAT > Sustainable lubrication Target Groups > Companies in the field of lubrication, additives and tribology > Research facilities Nicole Dörr, Carsten Gachot, Max Marian, Katharina Völkel 24th International Colloquium Tribology Industrial and Automotive Lubrication Conference Proceedings 2024 1st edition 2024, 279 p. €[D] 148,00 ISBN 978-3-381-11831-1 eISBN 978-3-381-11832-8 Checklist Author information Corresponding author: F Mailing address F Telephone and fax number F eMail All authors: F Academic titles F Full name F ORCID (optional) F Research instititute / company F Location and zip code Length F Approximately: 3,500 words Data F Word and pdf documents (both with images + captions) F Additionally, please send images as tif or jpg / 300 dpi / Please send vector data as eps Manuscript F Short and concise title F Keywords: 6-8 terms F Abstract (100 words) F Numbered pictures/ diagrams/ tables (please refer to the numbers in your text) F List of works cited After the typesetting is completed, you will receive the proofs, which you are requested to review and then give your approval to start the printing process. Changes to the manuscript are no longer possible at this stage. Please also consider The editors and the publisher assume that the authors are authorized to publish all data used, that the provided texts and all visual material (images/ pictures/ illustrations) do not violate any (copy)rights of a third party, and that, where necessary, source references are provided for visual material. In cases of doubt, please obtain a printing permission from the copyright holder. Editors and publisher cannot assume liability for potential copyright infringements. Open Access Free access to knowledge is important to us. That is why you also have the opportunity to make your contribution immediately available digitally to all interested parties. This not only benefits you with an increased reach, but also researchers worldwide. In order to guarantee the high quality and substantial indexing, we are unfortunately unable to offer this service free of charge. 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ISSN 0724-3472 Science and Research www.expertverlag.de Didem Cansu Güney, Timo König, Daniel Proksch, Markus Kley, Joachim Albrecht, Katharina Weber Performance of Sustainable Lubricants in Electric Vehicle Transmissions: Ageing Effects Gert Wahl, Philipp Gingter, Sebastian Liebisch 3D-gedrucktes Siliciumcarbid als Gleitringwerkstoff Felix Harden, Birgit Schädel, Roland Kral, Leonard Siebert, Rainer Adelung, Olaf Jacobs Verschleißverhalten von additiv gefertigten Kunststoff-Gleitpaarungen Christian Orgeldinger, Armin Seynstahl, Tobias Rosnitschek, Anna Zimmermann, Stephan Tremmel Einfluss fertigungsbedingter Effekte auf das tribologische Verhalten im ADAM-Verfahren gedruckter Bauteile