14 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 Aus Wissenschaft und Forschung * Ladislaus Dobrenizki, M.Sc. 1 Dr.-Ing. Yashar Musayev 2 Dr.-Ing. Stephan Tremmel 1 Prof. Dr.-Ing. Tim Hosenfeldt 3 Prof. Dr.-Ing. Sandro Wartack 1 Energieeffizienz durch Tribometrie: Untersuchung von Reibungsmessgrößen am Beispiel des beschichteten Tassenstößel/ Nocken-Kontakts L. Dobrenizki, Y. Musayev, S. Tremmel, T. Hosenfeldt, S. Wartzack* Eingereicht: 1. 10. 2015 Nach Begutachtung angenommen: 15. 12. 2015 Aufgrund der Systemabhängigkeit tribologischer Kenngrößen wird die Übertragbarkeit von Reibungsmessgrößen zwischen unterschiedlichen tribologischen Systemen erschwert. Am Beispiel des komplexen tribologischen Kontakts Tassenstößel/ Nocken wurde der Einfluss der in diesem Tribosystem vorliegenden Pressungen auf die Reibung im Kugel-Scheibe-Tribometerversuch untersucht. Bei beiden tribologischen Prüfständen wurden gleiche Materialpaarungen und das gleiche Motorenöl verwendet. Für die Versuche wurden DLC beschichtete und nicht beschichtete mechanische Tassenstößel aus dem Werkstoff 16MnCr5 herangezogen. Die Betrachtung der Pressung im Kugel/ Scheibe-Kontakt erfolgte über die Auswahl initialer Pressungen auf Basis einer Beanspruchungsanalyse des betrachteten Tassenstößel/ Nocken-Kontakts. Weiterhin wurde noch die Gleitgeschwindigkeit variiert. Die aus dem Tribometerversuch gewonnen Zusammenhänge wurden mit Ergebnissen aus Versuchsläufen an einem Tassenstößel-Reibungsprüfstand verglichen. Es konnte ein unterschiedliches Reibungs- und Verschleißverhalten der Kontaktpartner in Abhängigkeit von der Initialpressung am Kugel- Scheibe Tribometer festgestellt werden. Zudem konnten bei den unbeschichteten und DLC beschichteten Tassenstößel unterschiedlich wirkende Tribomechanismen bei verschiedenen Lastkollektiven nachgewiesen werden. Im Falle gleicher Öltemperaturen wurden ähnliche Zusammenhänge im Tassen/ Nocken-Kontakt wie im Kugel-Scheibe-Kontakt beobachtet. Schlüsselwörter Energieeffizienz im Ventiltrieb, Mechanischer Tassenstößel, Diamantähnlicher amorpher Kohlenstoff, Tribometrie Due to system dependency of tribological parameters transfer of friction values between different tribological systems is complicated. Taking the example of the complex tribological contact bucket tappet/ camshaft, investigations were carried out on the influence of the contact pressure in this tribological system on the friction in a ball-on-disk tribometer. In both tribological testing devices same materials and engine oil were used. Not coated and DLC coated mechanical bucket tappets made of 16MnCr5 (AISI 5115) were used for these tests. The contact pressure for the ballon-disk contact was chosen from the initial pressure based on an analysis of the stress collective of the bucket tappet/ camshaft contact. Additionally, the sliding velocity was varied. The relations gained from the tribological testing on the tribometer were compared with the results from test runs that were done on a one tappet/ one cam friction test rig. Depending on the initial pressure different friction and wear behavior of both test pairings could be observed in the ball-on-disk tribometer. Moreover, different acting tribo-mechanisms at the coated and not coated bucket tappets at various load spectrums were proven. In case of same oil temperatures similar relations in the one tappet/ one cam friction test rig and in the ball-ondisk contact could be observed. Keywords Energy efficiency in the valve train, mechanical bucket tappet, DLC (diamond-like-carbon), tribometry Kurzfassung Abstract 1 Lehrstuhl für Konstruktionstechnik, Friedrich-Alexander- Universität Erlangen-Nürnberg (FAU), 91058 Erlangen 2 Kompetenzzentrum Oberflächentechnik, Schaeffler AG, 91074 Herzogenaurach 3 Zentrale Innovation, Schaeffler AG, 91074 Herzogenaurach T+S_3_16 05.04.16 09: 01 Seite 14 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 Einleitung Die Oberflächentechnik liefert u. a. im Automobilbau zunehmend einen entscheidenden Mehrwert für technische Komponenten und Systeme zur Erfüllung der wachsenden Anforderungen hinsichtlich Energieeffizienz. Der erfolgreiche Einsatz von tribologisch wirksamen Schichtsystemen bei hochbeanspruchten Motorenelementen erfordert ein fundiertes Verständnis über das zugrunde liegende tribologische System mithilfe geeigneter Tribometrie. Eine Abstrahierung komplexer tribotechnischer Systeme (Tassenstößel/ Nocken-Kontakt) auf einfache Modellversuche (Kugel-Scheibe-Tribometer) kann aufgrund der unterschiedlichen Systemstruktur und des unterschiedlichen Beanspruchungskollektivs zu teils widersprüchlichen Zusammenhängen hinsichtlich des Reibungsverhaltens führen [1]. Die Vergleichbarkeit von verschiedenen Bauteil- und Modellversuchen wurde bereits für eine Vielzahl tribologischer Kontakte im Verbrennungsmotor untersucht [2-5]. Entscheidend ist hierbei stets die Auswahl geeigneter Beanspruchungsgrößen aus dem Originalsystem als Prüfbedingungen für das Modellsystem. In [5] wurden Vergleichsuntersuchungen an DLC-beschichteten Probekörpern unter Grenzreibungsbedingungen und verschiedenen Schmierstoffen auf einem Einzelnocken- Tribometer und einem Stift-Scheibe-Tribometer vorgenommen. Zwar führte auf beiden Tribometern die Zugabe von Reibungsmodifikatoren zum Öl (PAO) zu geringerer Reibung, jedoch war das Ausmaß der Reibungsreduzierung bei beiden Systemen unterschiedlich [5]. Auch die Ergebnisse eigener Untersuchungen zeigen, dass das Reibungsverhalten amorpher Kohlenstoffschichten in Modell- und Bauteilversuchen aufgrund verschiedener Beanspruchungskollektive widersprüchlich ist (Bild 1). Dies beruht u. a. auf den repetierend veränderlichen Pressungen, die sich im Tassen/ Nocken-Kontakt durch die Nockenkontur und die variierenden Kontaktkräfte mit jeder Nockenumdrehung ergeben, während die Pressung auf dem Kugel-Scheibe-Tribometer (KST) mit zunehmender Beanspruchungsdauer stetig sinkt, da sich aufgrund von Verschleiß die Kontaktflächen vergrößern. Um das unterschiedliche Reibungsverhalten in diesen beiden tribotechnischen Systemen besser verstehen zu können, wird im Rahmen dieses Beitrags der Einfluss der vorliegenden Pressung auf die Reibungszahl im KST-Versuch vorgestellt. Die Auswahl der initialen Pressungsniveaus am KST erfolgt auf Basis einer Beanspruchungsanalyse des betrachteten Tassenstößel/ Nocken-Kontakts. Neben der initialen Pressung wird zudem die Gleitgeschwindigkeit als weitere Einflussgröße betrachtet. Die so auf dem KST hinsichtlich der Reibung gewonnen Zusammenhänge werden mit den Ergebnissen der Reibungsmessungen auf einem Tassenstößel-Reibungsprüfstand (TSRP) unter Verwendung des gleichen Motorenöls verglichen. Experimentelles Kugel-Scheibe-Tribometer (KST) Bild 2 zeigt den Aufbau des KST, bei dem eine Kugel mit dem Durchmesser 10 mm aus 100Cr6 (vergleiche 15 Aus Wissenschaft und Forschung Bild 1: Ergebnisse der Reibungsuntersuchungen beschichteter Tassenstößel auf dem a) KST und b) TSRP Bild 2: a) Prüfaufbau und b) Schmierstoffverteilung am KST T+S_3_16 05.04.16 09: 01 Seite 15 16 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 Tabelle 3) mit definierter Last auf einen fest eingespannten Tassenstößel gedrückt wird. Im Vorfeld der Versuchsläufe wurden jeweils 5 µl Öl gleichmäßig über den Umfang auf die Oberfläche aufgetragen. Durch die Rotation des Tassenstößels ergibt sich ein Gleitkontakt. Die Reibungszahl wurde als gleitender arithmetischer Mittelwert ausgegeben. Tabelle 1 gibt die Prüfbedingungen wieder. Tassenstößel- Reibungsprüfstand (TSRP) Bild 3 verdeutlicht den genutzten Bauteilprüfstand, mit dem Reibungsuntersuchungen im Tassen/ Nocken-Kontakt im Ventiltrieb schnell und mit sehr guter Übertragbarkeit auf die Anwendung vorgenommen werden können [6]. Erreicht wird dies durch eine Nachbildung des Ventiltriebs in Form eines einzelnen Tasse/ Nocken-Kontakts unter Verwendung von Serienteilen (Nocken, Ventilfeder). Während der Versuchsläufe erfolgte eine zeitaufgelöste Messung der Reibungskräfte bei verschiedenen Nockendrehzahlen und Öltemperaturen. Um den Einfluss der betrachteten Schichtsysteme vordergründig unter Mischreibung untersuchen zu können wurden niedrige Nockendrehzahlen eingestellt. Die Versuchsbedingungen sind in Tabelle 2 zusammengefasst. Komponenten und Motorenöl Für die Untersuchungen wurden mechanische Tassenstößel (TSTM) aus dem Werkstoff 16MnCr5 herangezogen. Die TSTM wurden nitrocarburiert und deren Funktionsfläche anschließend poliert. Ein Teil der TSTM wurde mit einer amorphen Kohlenstoffschicht (DLC) durch PVD-Lichtbogenverdampfen beschichtet. Nach der Beschichtung wurden die Funktionsflächen aufgrund der prozessbedingten Makropartikelbildung abermals poliert. Der Einzelnocken aus dem Material 100Cr6 wurde von einer Originalnockenwelle herausgeschnitten und für die Einspannung im Prüfstand an den Aufnahmestellen geeignet spanend bearbeitet. Die zugehörigen mechanisch-technologischen Eigenschaften der verwendeten Komponenten sind in Tabelle 3 zusammengefasst. Als Zwischenmedium für die Versuchsreihen wurde sowohl auf dem KST als auch auf dem TSRP ein vollformuliertes Motorenöl verwendet. Aus Wissenschaft und Forschung Bezeichnung Einheit Prüfbedingungen Last N 8; 20 und 40 Gleitgeschwindigkeit m/ s 0,03; 0,05 und 0,07 Gleitweg m 200 Schmierstoffmenge µl 5 Umgebungstemperatur °C 20 ± 2 Relative Luftfeuchte % r. F. 40 ± 5 Wiederholversuche - 2 Wiederholgenauigkeit % ± 10 Tabelle 2: Prüfbedingungen für den TSRP Bild 3: a) Gesamtaufbau des TSRP und b) Prüfaufbau mit verbauten Serienteilen Tabelle 3: Mechanisch-technologische Eigenschaften der verwendeten Komponenten Komponente Material Schichtdicke in µm HVpl aus HUpl Ra TSTM 16MnCr5 - 900 ± 50 0,015 TSTM DLC 1,9 ± 0,1 4 300 ± 400 0,010 Nocken 100Cr6 - 900 ± 50 0,040 Kugel 100Cr6 - 60 - 66 (HRC) 0,020 Bezeichnung Einheit Prüfbedingungen Drehzahl min -1 500 - 1 500 Öltemperatur °C 25 - 80 Wiederholversuche - 2 Wiederholgenauigkeit % ± 5 Tabelle 1: Prüfbedingungen für das KST T+S_3_16 05.04.16 09: 01 Seite 16 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 Analyse des Beanspruchungskollektivs am TSRP Für die Wahl geeigneter Initialpressungen auf dem KST müssen die Beanspruchungen im typischen Tassenstößel/ - Nocken-Kontakt genauer betrachtet werden. In Bild 4 ist der Verlauf der Pressung über die Exzentrizität auf der Tassenstößeloberfläche aus der Nockendrehung für das hier betrachtete Ventiltriebsystem für eine Motordrehzahl von 500 min -1 dargestellt. Zusätzlich ist im Diagramm das Verschleißbild eines am TSRP gelaufenen Tassenstößels unter den in Tabelle 2 beschriebenen Prüfbedingungen mit dem betrachteten vollformulierten Motorenöl dargestellt. Man erkennt die durch die Tassenrotation bedingten, ringförmigen Verschleißerscheinungsformen. Im Nockenwinkelbereich ± 20° (Exzentrizität ± 7 mm) liegen, wie im Bild 4a) zu erkennen ist, hohe Pressungen aufgrund kleiner Nockenkrümmungsradien sowie hohe Gleitgeschwindigkeiten vor. Zusätzlich liegen in diesem Bereich, an dem die Nockenspitze über die Funktionsfläche des Tassenstößels gleitet, geringe Schmierfilmdicken vor. Das Ergebnis ist ein erkennbarer abrasiver Verschleiß der Oberfläche. Ein weiterer Bereich der zu erhöhtem Verschleiß bzw. erhöhter Reibung führt ist der in [6] beschriebene Nulldurchgang der hydrodynamischen Geschwindigkeit bei den Nockenstellungen -40° und 40°. Dieser stellt jeweils den Kontaktumkehrpunkt des Nockens auf der Oberfläche des Tassenstößels dar, weshalb kein Schmierstoff mehr in die Kontaktfläche befördert wird, was zu einem Zusammenbruch des tragenden Schmierfilms führt (siehe Bild 4b). Zudem wurde ein Punkt niedriger Pressung betrachtet (Bild 4c), der stellvertretend für Vornocken und Nockenflanke steht. Die Gleitgeschwindigkeiten im Tassenstößel/ Nocken-Kontakt liegen bei einer Motordrehzahl von 500 min -1 im Bereich von 0,79 bis 1,20 m/ s. Da am vorhandenen KST keine Gleitgeschwindigkeiten höher als 0,13 m/ s realisiert werden konnten, lassen sich die im Realsystem vorliegenden Werte somit nicht nachbilden. Ansatz zur Einstellung der initialen Pressung auf dem KST Die Einstellung der initialen Pressung erfolgte über das gezielte Einlaufen der 100Cr6 Kugel. Hierzu wurden nach Abschluss des Einlaufens der Kugelhalter ausgebaut, die auf der Kugel erzeugte Verschleißfläche unter einem Lichtmikroskop gemessen und der Kugelhalter wieder so eingebaut, dass dieser möglichst die exakt gleiche Position einnimmt wie vor dem Ausbau. Die Bedingungen zur Bestimmung der Initialpressungen verdeutlicht Bild 5. Die Verschleißfläche an den Kugeln betrug nach dem Einlaufen zwischen 43 000 und 45 000 µm 2 , wodurch sich in Abhängigkeit von der Normalkraft die in Tabelle 4 genannten Initialpressungsbereiche auf dem KST einstellen ließen. Vor den Versuchsläufen wurden die eingelaufene Kugel und die Funktionsfläche des Tassenstößels jeweils mit Isopropanol gereinigt und frisches Motorenöl auf den für den Versuch neu eingestellten Reibspurradius gemäß Bild 2 aufgetragen. Nach den Versuchsläufen wurde zur Bestimmung der nominellen Endpressung die Verschleißfläche an den Kugeln auf die gleiche Weise lichtmikroskopisch gemessen wie bei der initialen Pressung. 17 Aus Wissenschaft und Forschung Bild 4: Pressungsverlauf bei einer Motordrehzahl von 500 min -1 und überlagert hierzu eine beanspruchte, unbeschichtete Tassenstößeloberfläche sowie zwei zugehörige Nockenstellungen am TSRP 250 µm 44 653,1 µm² Bild 5: Bestimmung der initialen Pressung mittels lichtmikroskopischer Verschleißflächenmessung Ermittlung der (nominellen) Start-Pressung F N p N = --- A N A N : Nominelle Kontaktfläche in mm 2 F N : Normalkraft in N Reibspurradius für Einlaufvorgang: 7 mm Tabelle 4: Eingestellte Bereich für die initialen Pressungen auf dem KST Normalkraft in N 8 20 40 Initiale Pressung in MPa 177 - 186 443 - 465 890 - 930 T+S_3_16 05.04.16 09: 01 Seite 17 18 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 Ergebnisse und Diskussion Zusammenhang zwischen Reibung und Pressung am KST Tabelle 5 zeigt die Mittelwerte der auf dem KST gemessenen mittleren Reibungszahlen µ m und stationären Reibungszahlen µ st in Abhängigkeit von der Gleitgeschwindigkeit und der Normalkraft. Während die mittlere Reibungszahl den arithmetischen Mittelwert des gesamten Prüflaufs bildet, stellt die stationäre Reibungszahl den arithmetischen Mittelwert der letzten 100 Messpunkte dar. Aus Tabelle 5 geht deutlich hervor, dass bei den DLCbeschichteten TSTM die Mittelwerte der stationären Reibungszahlen unabhängig von der gewählten initialen Pressung und der Gleitgeschwindigkeit keine signifikanten Abweichungen zu den mittleren Reibungszahlen aufweisen. Im Gegensatz dazu steigt die Reibungszahl bei den unbeschichteten TSTM während der Versuchsläufe auf dem KST leicht an, was durch den höheren Verschleiß an der Tassenstößeloberfläche begründet ist (siehe unten). Den Zusammenhang zwischen der stationären Reibungszahl und der nominellen Endpressung bei einer Gleitgeschwindigkeit von 0,05 m/ s beschreibt Bild 6. Erwartungsgemäß ist die Reibung der DLC-beschichteten TSTM bei jedem Pressungsniveau geringer als die der unbeschichteten. Bei hoher initialer Pressung sinkt die Kontaktpressung unter tribologischer Beanspruchung mit der Zeit deutlich, was im Zusammenhang mit einem höheren Kugelabrieb steht. Dies ist sehr wahrscheinlich auf die vorliegende Grenzbzw. Mischreibung zurückzuführen. Weiterhin liegt keine signifikante Änderung der stationären Reibungszahlen der unbeschichteten TSTM sowohl bei hohen als auch mittleren Pressungen vor, auch wenn die Endpressung wie in Bild 6a) dargestellt auf die Hälfte der initialen Pressung sinkt. Für die DLC-Beschichtung wird ein Einfluss der initialen Pressung auf die Reibung beobachtet. So ist die Reibung bei der mittleren Pressungsstufe höher als bei den beiden anderen Pressungsstufen und nähert sich dem Reibungsniveau der unbeschichteten TSTM an. Weiterhin erkennt man bei niedriger Pressung eine größere Streuung der stationären Reibungszahlen, sowohl bei den DLCbeschichteten als auch bei den unbeschichteten TSTM, obwohl keine signifikante Veränderung der Pressung beobachtet werden kann. Das scheinbar hier vollständig fehlende Einlaufverhalten der Kugel führt somit zu einem unterschiedlichen Reibungsverhalten innerhalb der jeweiligen Varianten. Ein direkter Bezug zum Verschleiß der Oberflächen kann nicht festgestellt werden. Die mittlere Verschleißrate ist bei den unbeschichteten TSTM bei niedrigeren Pressungen deutlich geringer (k m = 32 10 -9 mm 3 / Nm) als bei mittleren (k m = 289 10 -9 mm 3 / Nm) und höheren Pressungen (k m = 310 10 -9 mm 3 / Nm). Bei den DLC-beschichteten TSTM konnte mittels Lasermikroskop bei den niedrigeren Pressungen kein Verschließ an der Oberfläche nachgewiesen werden. In diesem Fall liegt folglich trotz unterschiedlicher Reibungszahlen weder merklicher Verschleiß an der Oberfläche des Tassenstößels noch an der Kugel vor. Eine mögliche Ursache hierfür könnten Störeinflüsse, z. B. beim Einbzw. Ausbau des Kugelhalters bei der Versuchsdurchführung oder der fehlende Aufbau eines Transferfilms im Kontakt sein. Der Vergleich der Ergebnisse der Reibungsuntersuchungen unter Berücksichtigung des Einlaufes auf dem KST in Bild 7 verdeutlicht, dass die DLC-beschichteten TSTM gegenüber den unbeschichteten TSTM niedrigere mittlere Reibungszahlen insbesondere bei hohen und niedrigen Pressungsstufen aufweisen. Bei mittleren Pressungsniveaus ist eine Annäherung zu beobachten und bei den Gleitgeschwindigkeiten 0,03 und 0,05 m/ s sind sogar keine signifikanten Unterschiede feststellbar. Die mittels Lasermikroskop untersuchten beschichteten Tassenstößel wiesen gegenüber den unbeschichteten TSTM (k max = 0,45·10 -10 mm 3 / Nm) um eine halbe Größenordnung niedrigere Verschleißraten auf (DLC, k max = 5,5·10 -9 mm 3 / Nm). Verschleiß zeigten zudem die DLCbeschichteten TSTM nach 200 m Gleitweg lediglich bei 40 N Normalkraft über alle Gleitgeschwindigkeiten hinweg und bei einer Gleitgeschwindigkeit von 0,03 m/ s bei 8 N Normalkraft. Bei einer Normalkraft von 20 N lag unabhängig von der Gleitgeschwindigkeit kein Verschleiß vor. Aus dem unterschiedlichen Reibungs- und Verschleißverhalten bei den DLC beschichteten TSTM kann das Wirken verschiedener Tribomechanismen in Abhängigkeit von der Initialpressung abgeleitet werden. Diese führen zu signifikanten Unterschieden im Reibverhalten im Vergleich zu den unbeschichteten TSTM insbesondere bei niedrigen und hohen initialen Pressungen. Aus Wissenschaft und Forschung Tabelle 5: Mittelwerte der mittleren und stationären Reibungszahlen auf dem KST Gleitgeschwindigkeit Material Normalkraft in N in m/ s 8 20 40 µ m µ st µ m µ st µ m µ st 0,03 16MnCr5 0,144 0,146 0,122 0,124 0,128 0,132 DLC 0,111 0,113 0,125 0,126 0,110 0,111 0,05 16MnCr5 0,136 0,139 0,129 0,137 0,127 0,131 DLC 0,102 0,103 0,121 0,121 0,099 0,100 0,07 16MnCr5 0,143 0,145 0,117 0,118 0,126 0,129 DLC 0,097 0,097 0,118 0,118 0,101 0,101 T+S_3_16 05.04.16 09: 01 Seite 18 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 Diesen Sachverhalt veranschaulichen die lichtmikroskopischen Aufnahmen der Kugelabriebe am Beispiel von zwei Beanspruchungskollektiven in Bild 8. Beim Beanspruchungskollektiv 1 ist keine eindeutige Zunahme der Verschleißfläche sowohl beim unbeschichteten gemäß Bild 8a) als auch beim DLC beschichteten TSTM in Bild 8b) zu beobachten. In beiden Fällen sind lediglich Riefen und leichte Verfärbungen auf der beanspruchten Kugeloberfläche erkennbar. Dagegen liegt beim Beanspruchungskollektiv 2 nach Bild 8c) und 8d) eine erkennbare Zunahme der Verschleißfläche um ca. 44 % beim unbeschichteten und ca. 55 % beim DLC-beschichteten TSTM vor. Dies resultiert in beiden Fällen in einer deutlichen Abnahme der Kontaktpressung. Im Vergleich zu Bild 8a) sind die Verfärbungen in Bild 8c) im Falle der unbeschichteten Probe deutlich ausgeprägter. Die Transferfilmbildung führt unter diesem Beanspruchungskollektiv zu einer Reibungserhöhung um 11 %. Jedoch führt die ebenfalls stärkere Transferfilmbildung auf der Kugeloberfläche beim DLC beschichteten TSTM in Bild 8d) zu einer Reibungsreduzierung um 22 %, obwohl der mechani- 19 Aus Wissenschaft und Forschung Bild 6: Stationäre Reibungszahlen abhängig von der Endpressung auf dem KST bei einer Gleitgeschwindigkeit von 0,05 m/ s Bild 7: Ergebnisse der Reibungsuntersuchungen auf dem KST Bild 8: Lichtmikroskopische Aufnahmen der Kugelabriebe bei verschiedenen Beanspruchungskollektive mit den zugehörigen nominellen Endpressungen p end und Reibungszahlen sowie Darstellung der Zunahme der Verschleißfläche in c) und d) a) Unbeschichtet b) DLC c) Unbeschichtet d) DLC p end = 462 MPa p end = 432 MPa p end = 122 MPa p end = 116 MPa µ m = 0,132 µ s t = 0,134 µ m = 0,121 µ st = 0,121 µ m = 0,148 µ s t = 0,150 µ m = 0,095 µ st = 0,095 Beanspruchungskollektiv 1 F N = 20 N; v = 0,03 m/ s Beanspruchungskollektiv 2 F N = 8 N; v = 0,07 m/ s T+S_3_16 05.04.16 09: 01 Seite 19 20 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 sche Energieeintrag (p end ·v) gegenüber Beanspruchungskollektiv 1 im Beanspruchungskollektiv 2 um ca. 37 % geringer ist. Reibungsuntersuchungen am TSRP Die Ergebnisse der Reibungsuntersuchungen auf dem TSRP in Bild 9a) verdeutlichen, dass die DLC-beschichteten TSTM gegenüber den unbeschichteten TSTM niedrigere Reibungsniveaus unabhängig von der Drehzahl des Nockens bei einer Öltemperatur von 25 °C besitzen. Als Referenz bei den Verläufen dient der arithmetische Mittelwert der mittleren Reibungskräfte aus den Versuchsläufen mit den unbeschichteten TSTM bei einer Nockendrehzahl von 500 min -1 . In diesem Temperaturbereich lassen sich die gleichen Zusammenhänge hinsichtlich des Reibungsverhaltens beobachten wie auf dem KST. Den Einfluss der Öltemperatur auf die Reibung zeigt Bild 9b). Mit steigender Öltemperatur sinkt bei beiden Varianten die Reibung aufgrund geringerer Schmierstoffviskosität. Zudem erfolgt eine Annäherung der Reibungskraftverläufe bei einer Öltemperatur von 80 °C, was auf eine zunehmende Wirksamkeit der Öladditive schließen lässt. Die Zusammenhänge mit den Ergebnissen der niedrigeren Reibung der DLC beschichteten TSTM am KST sind bei der Öltemperatur von 80 °C nicht mehr gegeben. Verschleißerscheinungsformen sind bei den Versuchsläufen auf dem TSRP lediglich bei den unbeschichteten Tassenstößeln in Form von Riefen, Mikropittings und Verfärbungen analog der tribologisch beanspruchten Tassenstößeloberfläche in Bild 4 erkennbar. Bei den beschichteten Tassenstößeln kann nach einer Beanspruchungsdauer von 5 h kein Verschleiß bzw. erkennbare Verfärbungen auf den Funktionsflächen festgestellt werden. Dieses Verhalten deckt sich mit den Ergebnissen am KST, wo die DLC beschichteten TSTM ebenfalls durchgängig einen niedrigeren Verschleiß aufwiesen. Zusammenfassung und Ausblick Im Rahmen dieser Arbeit wurde der Einfluss der initialen Pressung auf die Reibung im Kugel/ Scheibe-Kontakt untersucht. Die Ergebnisse auf dem KST haben gezeigt, dass sofern unter verschiedenen initialen Pressungen und Gleitgeschwindigkeiten eine deutliche Reduzierung der Reibung im Kugel/ Scheibe-Kontakt vorliegt, sich diese auch im Tassen/ Nocken-Kontakt am TSRP einstellt. Hierzu ist die Betrachtung unterschiedlicher initialer Pressungen auf dem KST erforderlich, wie sie in etwa auch im realen Tassen/ Nocken-Kontakt auftreten. Außerdem verdeutlichen die Ergebnisse, dass die Unsicherheit der Übertragbarkeit der Zusammenhänge hinsichtlich der Reibung bei Wahl eines einzelnen Beanspruchungskollektivs am KST erheblich steigt. Das unterschiedliche Reibungsverhalten am KST in Abhängigkeit der initialen Pressung deutet zudem auf das Wirken unterschiedlicher Tribomechanismen hin. Dieser Ansatz liefert folglich die Möglichkeit das Auftreten bestimmter Tribomechanismen in Abhängigkeit der Pressung im geschmierten Gleitkontakt besser zu verstehen, um diese Zusammenhänge auf komplexe tribologische Kontakte übertragen zu können. Literatur [1] SCHULZ, E.; MUSAYEV, Y.; TREMMEL, S.; HOSEN- FELDT, T.; WARTZACK, S.; MEERKAMM, H.: Tribologische Wechselwirkungen zwischen amorphen Kohlenstoffschichten und Schmierölen am Beispiel hochbeanspruchter Ventiltriebskomponenten. Diamond Business (2011) Nr.°37, S.°26-34. [2] LEE, P.M.; CHITTENDEN, R.J.: Consideration of Test Parameters in Reciprocating Tribometers Used to Repli- Aus Wissenschaft und Forschung Bild 9: Ergebnisse der Reibungsuntersuchungen auf dem TSRP bei einer Öltemperatur von a) 25 °C und b) 80 °C T+S_3_16 05.04.16 09: 01 Seite 20 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 cate Ring-On-Liner Contact - Tribology Letters (2010) Nr.°39, S.°81-89. [3] ROSHAN, R.; PRIEST, M.; NEVILLE, A.; XIA, X.; WARRENS, C.P.; PAYNE, M.J.: A Boundary Lubrication Friction Model Sensitive to Detailed Engine Oil Formulation in an Automotive Cam/ Follower Interface. Journal of Tribology (2011) Nr.°133, 042101, S.°1-9. [4] HAQUE, T.; MORINA, A.; NEVILLE, A.: Tribological performance evaluation of a hydrogenated diamond likecarbon coating in sliding/ rolling contact - effect of lubricant additives. Journal of Engineering Tribology Bd. 225 (2011) Nr.°6, S.°393-405. [5] MISTRY, K.; MORINA, A.; NEVILLE, A.: Single cam tribometer for evaluating tribological parameters and tribochemistry of DLC coated valve train follower. Tribology - Materials, Surfaces & Interfaces Bd. 6 (2012) Nr.°1, S.°31-37. [6] SCHULZ, E.: Wissensbasierte Vorhersage der Reibung in komplexen tribologischen Systemen am Beispiel des Kontakts Nockenwelle/ beschichteter Tassenstößel. Dissertation, Universität Erlangen-Nürnberg, 2013. 21 Aus Wissenschaft und Forschung expert verlag GmbH: Wankelstr. 13, 71272 Renningen Postfach 20 20, 71268 Renningen Tel. (0 71 59) 92 65 - 0, Fax (0 71 59) 92 65 -20 E-Mail expert@expertverlag.de Vereinigte Volksbank AG, Sindelfingen BIC GENODES1 BBV, IBAN DE51 6039 0000 0032 9460 07 Postbank Stuttgart BIC PBNKDEFF, IBAN DE87 6001 0070 0022 5467 07 USt.-IdNr. DE 145162062 Anzeigen: Sigrid Hackenberg, expert verlag Tel. (0 71 59) 92 65 -13, Fax (0 71 59) 92 65-20 E-Mail anzeigen@expertverlag.de Informationen und Mediendaten senden wir Ihnen gerne zu. Vertrieb: Rainer Paulsen, expert verlag Tel. (0 71 59) 92 65 -16, Fax (0 71 59) 92 65-20 E-Mail paulsen@expertverlag.de Die zweimonatlich erscheinende Zeitschrift kostet bei Vorauszahlung im Jahresvorzugspreis für incl. Versand im Inland 189,- 7 (incl. 7 % MwSt.), im Ausland 198,- 7 * , Einzelheft 39,- 7; * (in der EU bei fehlender UID-Nr. zzgl. MwSt.); Studenten und persönliche Mitglieder der GfT erhalten gegen Vorlage eines entsprechenden Nachweises einen Nachlass von 20 % auf das Abo-Netto. Für Mitglieder der ÖTG ist der Abonnementspreis im Mitgliedschaftsbeitrag enthalten. Die Abonnementsgebühren sind jährlich im Voraus bei Rechnungsstellung durch den Verlag ohne Abzug zahlbar; kürzere Rechnungszeiträume bedingen einen Bearbeitungszuschlag von 3,- 7 pro Rechnungslegung. Abbestellungen müssen spätestens sechs Wochen vor Ende des Bezugsjahres schriftlich vorliegen. Der Bezug der Zeitschriften zum Jahresvorzugspreis verpflichtet den Besteller zur Abnahme eines vollen Jahrgangs. Bei vorzeitiger Beendigung eines Abonnementauftrages wird der Einzelpreis nachbelastet. Bei höherer Gewalt keine Lieferungspflicht. Erfüllungsort und Gerichtsstand: Leonberg expert verlag, 71272 Renningen ISSN 0724-3472 3/ 16 Tribologie und Schmierungstechnik Organ der Gesellschaft für Tribologie | Organ der Österreichischen Tribologischen Gesellschaft | Organ der Swiss Tribology Heft 3 Mai/ Juni 2016 63. Jahrgang Herausgeber und Schriftleiter: Prof. Dr.-Ing. Dr. h.c. Wilfried J. Bartz Mühlhaldenstr. 91, 73770 Denkendorf Tel./ Fax (07 11) 3 46 48 35 E-Mail wilfried.bartz@tribo-lubri.de www.tribo-lubri.de Redaktion: Dr. rer. nat. Erich Santner, Bonn Tel. (02 28) 9 61 61 36 E-Mail esantner@arcor.de Redaktionssekretariat: expert verlag Tel. (0 71 59) 92 65 - 0, Fax (0 71 59) 92 65 -20 E-Mail: expert@expertverlag.de Beiträge, die mit vollem Namen oder auch mit Kurzzeichen des Autors gezeichnet sind, stellen die Meinung des Autors, nicht unbedingt auch die der Redaktion dar. Unverlangte Zusendungen redaktioneller Beiträge auf eigene Gefahr und ohne Gewähr für die Rücksendung. 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