22 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 1 Einleitung Der konventionelle Herstellungsprozess für Sinterstähle bietet die Möglichkeit die Porosität des Materials über die Materialdichte einzustellen. Bei Sinterstahl spricht man bis zu einer Dichte von etwa 7,3 g/ cm 3 von offener Porosität. In diesem Fall ist davon auszugehen, dass die Poren untereinander verbunden sind. Die offene Porosität bietet die Möglichkeit das Porensystem mit Schmierstoff zu tränken. Bei Gleitlagern wird diese Möglichkeit bereits seit langer Zeit industriell genutzt. Der eingebrachte Schmierstoff übernimmt dabei die Aufgaben Reibung zu Aus Wissenschaft und Forschung * Martin Ebner, M.Sc. Thomas Lohner, M.Sc. Dipl.-Ing. Alexander Weigl Dr.-Ing. Klaus Michaelis Dr.-Ing. Johann-Paul Stemplinger Prof. i. R. Dr.-Ing. Bernd-Robert Höhn Prof. Dr.-Ing. Karsten Stahl Lehrstuhl fuer Maschinenelemente FZG - Forschungsstelle fuer Zahnraeder und Getriebebau Technische Universitaet Muenchen 85748 Garching Hochbelastete und schmierstoffgetränkte Wälzpaarungen aus Sintermaterial ohne externe Schmierstoffzuführung M. Ebner, T. Lohner, A. Weigl, K. Michaelis, J.-P. Stemplinger, B.-R. Höhn, K. Stahl* Eingereicht: 1. 10. 2015 Nach Begutachtung angenommen: 15. 12. 2015 In diesem Beitrag werden erste Untersuchungsergebnisse hochbelasteter Wälzpaarungen mit schmierstoffgetränkten Sintermaterialien gezeigt, die keine externe Schmierstoffzuführung aufweisen. Theoretische Modellbetrachtungen zu den Mechanismen des Schmierstoffaustritts aufgrund von Temperatur- und Laständerungen zeigen, dass die aus Schmierstoffaustritt berechneten Schmierfilmhöhen die berechneten minimalen Schmierfilmdicken eines elastohydrodynamisch geschmierten Kontaktes deutlich übersteigen können. Reibungszahlmessungen am Zweischeibenprüfstand verdeutlichen bekannte Charakteristika hochbelasteter Wälzpaarungen mit externer Schmierstoffversorgung, wobei die berechneten spezifischen Schmierfilmdicken, die gemessenen Reibungszahlen und die Oberflächen nach Versuchsende auf Grenz- und Mischschmierungszustände schließen lassen. Weiterhin scheint ein Zusammenhang zwischen der Lebensdauer und dem Laufflächenzustand der Sinterscheiben zu Versuchsende zu bestehen. Diese Beobachtungen werden weiter erforscht, um ein wiederholbares und stationäres Betriebsverhalten schmierstoffgetränkter Wälzpaarungen zu erzielen. Schlüsselwörter Schmierstoffgetränkte Sintermaterialien, hochbelastete Wälzkontakte, Mischschmierung, Selbstschmierung This study shows first experimental results of highlyloaded rolling-sliding contacts including oil-impregnated sintered material without external lubrication. Theoretical modelling approaches describing the mechanisms of oil bleeding from the sintered material due to varying temperature and load show that the calculated film thicknesses due to oil bled can significantly exceed the minimal film thicknesses of elastohydrodynamic contacts. Friction coefficient measurements at the twin disk test rig confirm the wellknown characteristics of highly-loaded rolling-sliding contacts with external lubrication. From calculations of the specific lubricant film thickness, the measured coefficients of friction and the surface conditions at the end of tests, mixed and boundary lubrication regimes can be deduced. Furthermore, a correlation between the lifetime and the surface condition at the end of test is likely to exist. These observations have to be investigated in more detail in order to achieve a repeatable and stationary operating behaviour of highlyloaded rolling-sliding contacts with oil-impregnated sintered materials. Keywords Oil-impregnated sintered materials, highly-loaded rolling-sliding contacts, mixed lubrication regime, self-lubrication Kurzfassung Abstract T+S_3_16 05.04.16 09: 01 Seite 22 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 reduzieren, Wärme abzuführen und Korrosion zu unterbinden [11]. Im Rahmen dieser Arbeit wird gezeigt, dass sich das Prinzip der schmierstoffgetränkten Sintermaterialien auch auf hochbelastete Wälzkontakte anwenden lässt. Dabei sind die Hertz’schen Pressungen um ein vielfaches größer als bei Gleitlagern, sodass elastische Verformungen der Wälzkörper einhergehen. Voruntersuchungen am FZG-Zweischeibenprüfstand bestätigen, dass hochbelastete Wälzpaarungen mit schmierstoffgetränkten Sintermaterialien ohne externe Schmierstoffzuführung eine deutlich längere Standzeit aufweisen als einmalgeschmierte Wälzpaarungen. Bild 1 zeigt exemplarisch die Schmierstoffmenge (ca. 2 ml), mit der eine Scheibe aus Sinterstahl (im Folgenden „Sinter“ genannt) mit einer Porosität von etwa 10 % und entsprechender Scheibengeometrie getränkt ist. Äußere Einflüsse wie beispielsweise Temperatur oder Druck führen dazu, dass Schmierstoff aus der Sinterscheibe austritt und die Wälzpaarung ohne äußere Schmierstoffzuführung geschmiert wird. 2 Grundlagen Bild 2 zeigt eine Übersicht der maßgeblichen Einflüsse, die allgemein bei tribologischen Systemen mit schmierstoffgetränkten Sinterbauteilen zu erwarten sind. Diese Einflüsse sind insbesondere Werkstoff- und Schmierstoffeigenschaften sowie Belastungen aus Last und Drehzahl und die vorliegenden Umgebungsbedingungen. Sie wirken sich auf Wälzpaarungen mit getränkten Sintermaterialien und somit auf deren Betriebsverhalten aus. Durch den Herstellungsprozess kann die Porosität des Sinterwerkstoffs und damit seine Aufnahmefähigkeit für Schmierstoff im Porensystem beeinflusst werden. Exemplarische Bilder der Lauffläche einer Scheibe aus einsatzgehärtetem Sinterstahl mit einer Dichte von 7,0 g/ cm 3 im Neuzustand sind Bild 3 zu entnehmen, wobei links die längsgeschliffene Lauffläche und rechts eine REM-Aufnahme einer Pore auf der Lauffläche dargestellt ist. Prinzipiell sind die Poren mit unterschiedlicher Größe ungeordnet auf der Lauffläche verteilt, wodurch im geschmierten Kontakt die Schmierfilm- und Lastverteilung beeinflusst wird. Auch der Elastizitätsmodul hängt bedeutend von der Porosität ab. Manoylov [7] zeigt die Abhängigkeit des Elastizitätsmoduls von der Porosität für verschiedene Werkstoffe. Durch einen kleineren E-Modul von Sinter im Vergleich zu konventionell hergestelltem Stahl (im Folgenden „Stahl“ genannt) sinkt bei gleicher äußerer Last die Hertz’sche Pressung im Sinter-Stahl-Kontakt gegenüber einem Stahl-Stahl-Kontakt. Im Rahmen der theoretischen Untersuchungen in diesem Beitrag wird die Porosität ausschließlich über veränderte Werte der E-Moduln berücksichtigt. Weiterhin macht die fehlende Wärmeabfuhr durch extern zugeführten Schmierstoff Wälzpaarungen mit schmierstoffgetränktem Sintermaterial stark von der Reibleistung und den äußeren Bedingungen abhängig. 23 Aus Wissenschaft und Forschung Gesellschaft für Tribologie e.V. Löhergraben 33-35, D-52064 Aachen E-Mail: tribologie@gft-ev.de Tribologie-Fachtagung 2015 Hochbelastete und schmierstoffgetränkte Wälzpaarungen aus Sintermaterial ohne externe Schmierstoffzuführung M. Ebner, T. Lohner, A. Weigl, K. Michaelis, J.-P. Stemplinger, B.-R. Höhn, K. Stahl Kurzzusammenfassung In diesem Beitrag werden erste Untersuchungsergebnisse hochbelasteter Wälzpaarungen mit schmierstoffgetränkten Sintermaterialien gezeigt, die keine externe Schmierstoffzuführung aufweisen. Theoretische Modellbetrachtungen zu den Mechanismen des Schmierstoffaustritts aufgrund von Temperatur- und Laständerungen zeigen, dass die aus Schmierstoffaustritt berechneten Schmierfilmhöhen die berechneten minimalen Schmierfilmdicken eines elastohydrodynamisch geschmierten Kontaktes deutlich übersteigen können. Reibungszahlmessungen am Zweischeibenprüfstand verdeutlichen bekannte Charakteristika hochbelasteter Wälzpaarungen mit externer Schmierstoffversorgung, wobei die berechneten spezifischen Schmierfilmdicken, die gemessenen Reibungszahlen und die Oberflächen nach Versuchsende auf Grenz- und Mischschmierungszustände schließen lassen. Weiterhin scheint ein Zusammenhang zwischen der Lebensdauer und dem Laufflächenzustand der Sinterscheiben zu Versuchsende zu bestehen. Diese Beobachtungen werden weiter erforscht, um ein wiederholbares und stationäres Betriebsverhalten schmierstoffgetränkter Wälzpaarungen zu erzielen. Schlüsselwörter: Schmierstoffgetränkte Sintermaterialien, hochbelastete Wälzkontakte, Mischschmierung, Selbstschmierung Abstract This study shows first experimental results of highly-loaded rolling-sliding contact pairs including oilimpregnated sintering material without external lubrication. Theoretical modelling approaches describing the mechanisms of oil bleeding out from the sintering material due to varying temperature and load show that the calculated film thicknesses due to oil bled out can significantly exceed the minimal film thicknesses of elastohydrodynamic contacts. Friction coefficient measurements at the twin disk test rig confirm the well-known characteristics of highly-loaded rolling-sliding contacts with external lubrication. From calculations of the specific lubricant film thickness, the measured friction coefficients and the surface conditions at the end of tests mixed and boundary lubrication regimes can be deduced. Furthermore, a correlation between the lifetime and the surface condition at the end of test is likely to exist. These observations have to be investigated in more detail in order to achieve a repeatable and stationary operating behavior of highly-loaded rolling-sliding contacts with oil-impregnated sintering materials. Keywords: Oil-impregnated sintering materials, highly-loaded rolling-sliding contacts, mixed lubrication regime, self-lubrication 1. Einleitung Der konventionelle Herstellungsprozess für Sinterstähle bietet die Möglichkeit die Porosität des Materials über die Materialdichte einzustellen. Bei Sinterstahl spricht man bis zu einer Dichte von etwa 7,3 g/ cm 3 von offener Porosität. In diesem Fall ist davon auszugehen, dass die Poren untereinander verbunden sind. Die offene Porosität bietet die Möglichkeit das Porensystem mit Schmierstoff zu tränken. Bei Gleitlagern wird diese Möglichkeit bereits seit langer Zeit industriell genutzt. Der eingebrachte Schmierstoff übernimmt dabei die Aufgaben Reibung zu reduzieren, Wärme abzuführen und Korrosion zu unterbinden [11]. Im Rahmen dieser Arbeit wird gezeigt, dass sich das Prinzip der schmierstoffge- Ø 80 mm Bild 1: Eingebrachte Schmierstoffmenge in Sinterscheibe tränkten Sintermaterialien auch auf hochbelastete Wälzkontakte anwenden lässt. Dabei sind die Hertz’schen Pressungen um ein vielfaches größer als bei Gleitlagern, sodass elastische Verformungen der Wälzkörper einhergehen. Voruntersuchungen an einem FZG-Zweischeibenprüfstand bestätigen, dass hochbelastete Wälzpaarungen mit schmierstoffgetränkten Sintermaterialien ohne externe Schmierstoffzuführung eine deutlich längere Standzeit aufweisen als einmalgeschmierte Wälzpaarungen. Abbildung 1 zeigt exemplarisch die Schmierstoffmenge (ca. 2 ml), mit der eine Scheibe aus Sinterstahl (im Folgenden „Sinter“ genannt) mit einer Porosität von etwa 10 % und entsprechender Scheibengeometrie getränkt ist. Äußere Einflüsse wie beispielsweise Temperatur oder Druck führen dazu, dass Schmierstoff aus der Sinterscheibe austritt und die Wälzpaarung ohne äußere Schmierstoffzuführung geschmiert wird. 2. Grundlagen Durch den Herstellungsprozess kann die Porosität des Sinterwerkstoffs und damit seine Aufnahmefähigkeit für Schmierstoff im Porensystem beeinflusst werden. Exemplarische Bilder der Lauffläche einer Scheibe aus einsatzgehärtetem Sinterstahl mit einer Dichte von 7,0 g/ cm 3 im Neuzustand sind Abbildung 3 zu entnehmen, wobei links die längsgeschliffene Lauffläche und rechts eine REM-Aufnahme einer Pore auf der Lauffläche dargestellt ist. Prinzipiell sind die Poren mit unterschiedlicher Größe ungeordnet auf der Lauffläche verteilt, wodurch im geschmierten Kontakt die Schmierfilm- und Lastverteilung beeinflusst wird. Auch der Elastizitätsmodul hängt bedeutend von der Porosität ab. Manoylov [7] zeigt die Abhängigkeit des Elastizitätsmoduls von der Porosität für verschiedene Werkstoffe. Durch einen kleineren E-Modul von Sinter im Vergleich zu konventionell hergestelltem Stahl (im Folgenden „Stahl“ genannt) sinkt bei gleicher äußerer Last die Hertz‘sche Pressung im Sinter-Stahl-Kontakt gegenüber einem Stahl-Stahl- Kontakt. Bei den theoretischen Untersuchungen in diesem Beitrag wird die Porosität ausschließlich über veränderte Werte der E-Moduln berücksichtigt. Weiterhin macht die fehlende Wärmeabfuhr durch extern zugeführten Schmierstoff Wälzpaarungen mit schmierstoffgetränktem Sintermaterial stark von der Reibleistung und den äußeren Bedingungen abhängig. Belastung: - Last - Drehzahl Schmierstoff Werkstoffeigenschaften Umgebungsbedingungen Auswirkung auf Wälzkontakt: - Massentemperatur - Pressung - Zentrifugalkraft - Kapillareffekte Betriebsverhalten zahl off- Umgebu Laufrichtung Laufrichtung 1mm 10 µm g g n u t h c i r f u a L m m 1 m µ 0 1 Bild 2: Maßgebliche Einflussgrößen auf das Betriebsverhalten getränkter Sintermaterialien Bild 3: Längsgeschliffene Lauffläche einer Sinterscheibe (links) und REM- Aufnahme einer Pore (rechts) T+S_3_16 05.04.16 09: 01 Seite 23 24 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 3 Theoretische Modellvorstellungen zum Schmierstoffaustritt Um die Größenordnung des Schmierstoffaustritts aus einer Sinterscheibe in einem hochbelasteten Wälzkontakt abschätzen zu können, werden auf Basis vereinfachter Modellvorstellungen für den erwarteten Schmierstoffaustritt aufgrund von Temperatur- und Laständerungen Überschlagsrechnungen durchgeführt. Der Einfluss des Kapillareffekts und der Zentrifugalkraft (Bild 2) wird in diesem Beitrag nicht quantifiziert, da dazu noch genauere simulationstechnische Betrachtungen in Arbeit sind. Die im Folgenden beschriebenen Modellvorstellungen beruhen auf den geometrischen Abmessungen der Prüfkörper nach Bild 4. Die vereinfachte Modellvorstellung zum Schmierstoffaustritt aufgrund der Änderung der Hertz’schen Pressung beruht auf unterschiedlichen elastischen Verformungen von Sinter und Stahl. Ein kleinerer E-Modul führt bei Sinterscheiben nach den Hertz’schen Gleichungen bei gleicher Normalkraft zu einer größeren Hertz’schen Abplattungsbreite b H im Vergleich zu einer Stahlscheibe. Über die Gleichungen zur Berechnung eines Kreissegments lässt sich jeweils ein elastisch abgeplattetes Volumen berechnen. Der Modellvorstellung nach resultiert die Differenz der elastisch abgeplatteten Volumina zwischen Sinter- und Stahlscheibe aus der Porosität. Unter der Annahme einer vollständigen Schmierstofffüllung der Poren, steht diese Volumendifferenz auch vollständig als Schmierstoffvolumen mit der theoretischen Schmierfilmhöhe h pH,theor dem Wälzkontakt zur Verfügung. Die theoretische Schmierfilmhöhe h pH,theor ist in Bild 5 über der Hertz’schen Pressung p H aufgetragen. Zur Einordnung von h pH , theor sind in Bild 5 die berechneten Verläufe der minimalen Schmierfilmdicke h min nach Dowson und Higginson [4] für verschiedene Versuchsbedingungen und eine Massentemperatur von ϑ M = 100 °C dargestellt. Die Abschätzung auf Basis dieser Modellvorstellung zeigt, dass die Schmierfilmhöhe durch Schmierstoffaustritt unter Last h pH,theor schon ab einer Hertz’schen Pressung von etwa p H = 400 N/ mm 2 die Größenordnung der minimalen Schmierfilmdicke h min erreicht. Die vereinfachte Modellvorstellung zum Schmierstoffaustritt aufgrund der Änderung der Massentemperatur ϑ M beruht auf unterschiedlichen Raumausdehnungskoeffizienten von Stahl und Schmierstoff. Bei 20 °C ergibt sich für die Raumausdehnungskoeffizienten von Stahl γ Stahl = 3·α Stahl = 3,3 ∙10 -5 K -1 und Schmierstoff γ Schmierstoff = 1,2 ∙ 10 -3 K -1 [1]. Bei steigender Massentemperatur führt dies zum Schmierstoffaustritt auf der Oberfläche der schmierstoffgetränkten Sinterscheibe. Der Modellvorstellung liegt die Annahme zu Grunde, dass an allen Flächen, mit Ausnahme der Bohrung der Scheibe, flächenanteilsmäßig gleichmäßig Schmierstoff austritt und eine homogene Verteilung der Massentemperatur in der gesamten Sinterscheibe vorliegt. Unter der Annahme, dass sich der Schmierstoff gleichmäßig auf der Scheibenoberfläche verteilt, kann über der 5 mm breiten Lauffläche (vgl. Bild 4) eine Schmierfilmhöhe h ϑM,theor in Abhängigkeit einer Massentemperaturzunahme, ausgehend von ϑ M = 20 °C, berechnet werden. Bild 6 zeigt h ϑM,theor über der Massentemperatur aufgetragen. Zur Einordnung sind die nach Dowson und Higginson [4] berechneten Verläufe der minimalen Schmierfilmdicke h min bei verschiedenen Summengeschwindigkeiten v ∑ und einer Normalkraftbelastung von F N = 3920 N, was bei einem Sinter- Stahl-Kontakt eine Hertz’schen Pressung von p H = 1043 N/ mm 2 ergibt, dargestellt. Die Abschätzung zeigt, dass die Schmierfilmhöhe durch Schmierstoffaustritt aufgrund der Änderung der Massentemperatur h ϑM,theor Aus Wissenschaft und Forschung Gesellschaft für Tribologie e.V. Löhergraben 33-35, D-52064 Aachen E-Mail: tribologie@gft-ev.de 3. Theoretische Modellvorstellungen zum Schmierstoffaustritt Um die Größenordnung des Schmierstoffaustritts aus einer Sinterscheibe in einem hochbelasteten Wälzkontakt abschätzen zu können, werden auf Basis von vereinfachten Modellvorstellungen für den erwarteten Schmierstoffaustritt aufgrund von Temperatur- und Laständerungen Überschlagsrechnungen durchgeführt. Der Einfluss von Kapillareffekten und Zentrifugalkraft (Abbildung 2) wird in diesem Beitrag nicht quantifiziert, da dazu noch genauere simulationstechnische Betrachtungen in Arbeit sind. Die im Folgenden beschriebenen Modellvorstellungen beruhen auf den geometrischen Abmessungen der Prüfkörper nach Abbildung 4. Die vereinfachte Modellvorstellung zum Schmierstoffaustritt aufgrund der Änderung der Hertz‘schen Pressung beruht auf unterschiedlichen elastischen Verformungen von Sinter und Stahl. Ein kleinerer E-Modul führt bei Sinterscheiben nach den Hertz‘schen Gleichungen bei gleicher Normalkraft zu einer größeren Hertz‘schen Abplattungsbreite b H im Vergleich zu einer Stahlscheibe. Über die Gleichungen zur Berechnung eines Kreissegments lässt sich jeweils ein elastisch abgeplattetes Volumen berechnen. Der Modellvorstellung nach resultiert die Differenz der elastisch abgeplatteten Volumina zwischen Sinter- und Stahlscheibe aus der Porosität. Unter der Annahme einer vollständigen Schmierstofffüllung der Poren, steht diese Volumendifferenz auch vollständig als Schmierstoffvolumen mit der theoretischen Schmierfilmhöhe h pH,theor dem Wälzkontakt zur Verfügung. Die theoretische Schmierfilmhöhe h pH,theor ist in Abbildung 5 über der Hertz‘schen Pressung p H aufgetragen. Zur Einordnung von h pH,theor sind in Abbildung 5 die berechneten Verläufe der minimalen Schmierfilmdicke h min nach Dowson und Higginson [4] für verschiedene Versuchsbedingungen und eine Massentemperatur von ϑ M = 100 °C dargestellt. Die Abschätzung auf Basis dieser Modellvorstellung zeigt, dass die Schmierfilmhöhe durch Schmierstoffaustritt unter Last h pH,theor schon ab einer Hertz’schen Pressung von etwa p H = 400 N/ mm² die Größenordnung der minimalen Schmierfilmdicke h min erreicht. Die vereinfachte Modellvorstellung zum Schmierstoffaustritt aufgrund der Änderung der Massentemperatur ϑ M beruht auf unterschiedlichen Raumausdehnungskoeffizienten von Stahl und Schmierstoff. Bei 20°C ergibt sich für die Raumausdehnungskoeffizienten von Stahl γ Stahl = 3 * α Stahl = 3,3∙10 -5 K -1 und Schmierstoff γ Schmierstoff = 1,173∙10 -3 K -1 [1]. Bei steigender Massentemperatur führt dies zum Schmierstoffaustritt auf der Oberfläche der schmierstoffgetränkten Sinterscheibe. Der Modellvorstellung liegt die Annahme zu Grunde, dass an allen Flächen, mit Ausnahme der Bohrung der Scheibe, flächenanteilsmäßig gleichmäßig Schmierstoff austritt und eine homogene Verteilung der Massentemperatur in der gesamten Sinterscheibe vorliegt. Unter der Annahme, dass sich der Schmierstoff gleichmäßig auf der Scheibenoberfläche verteilt, kann über der 5 mm breiten Lauffläche (vgl. Abbildung 4) eine Schmierfilmhöhe h ϑM,theor in Abhängigkeit ei- 4: f- Abbildung 5: Einfluss der Hertz‘schen Pressung auf den Schmierstoffaustritt Bild 5: Einfluss der Hertz’schen Pressung auf den Schmierstoffaustritt Bild 4: Abmessungen der Prüfscheiben T+S_3_16 05.04.16 09: 01 Seite 24 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 schon bei sehr niedriger Erhöhung der Massentemperatur die Größenordnung der minimalen Schmierfilmdicke h min erreicht. Die Überschlagsrechnungen zeigen, dass der Schmierstoffaustritt bei Änderung der Massentemperatur dem Schmierstoffaustritt bei Änderung der Hertz’schen Pressung deutlich überwiegt und dass die erreichbaren Schmierfilmhöhen h pH,theor und h ϑM,theor die Größenordnungen der berechneten minimalen Schmierfilmdicken h min schon bei vergleichsweise niedrigen Werten der Hertz’schen Pressung und Änderungen der Massentemperatur überschreiten. Eine detaillierte Aussage, welche Schmierstoffmenge durch Schmierstoffaustritt aus der Sinterscheibe zur Vermeidung von Mangelschmierungszuständen nötig ist, kann auf Basis der Überschlagsrechnungen nicht getroffen werden. Zur weiteren Beurteilung der Schmierungszustände von Wälzpaarungen mit schmierstoffgetränkten Sintermaterialien werden Reibungszahluntersuchungen durchgeführt. 4 Versuchsvorbereitung und Durchführung Das tribologische Verhalten von Wälzpaarungen mit schmierstoffgetränkten Sintermaterialien wird durch Modelluntersuchungen an einem FZG-Zweischeibenprüfstand nach Michaelis [9] in leicht modifizierter Bauart untersucht (Bild 7). FZG-Zweischeibenprüfstand Der FZG-Zweischeibenprüfstand dient als Analogieprüfstand für Wälzkontakte von Maschinenelementen wie beispielsweise Wälzlagern und Zahnrädern. Die obere und untere Scheibe werden unabhängig voneinander angetrieben. v g = v 1 - v 2 (1) v ∑ = v 1 + v 2 (2) Dadurch können die Gleitgeschwindigkeit v g , also die Differenz der Oberflächengeschwindigkeiten im Scheibenkontakt (Gleichung (1)) und die Summengeschwindigkeit v ∑ , welche als Summe der Oberflächengeschwindigkeiten der Scheiben (Gleichung (2)) im Kontakt definiert ist, stufenlos eingestellt werden. Die Normalkraft F N im Kontakt wird über eine drehbar gelagerte Schwinge, in der die obere Scheibe gelagert ist, stufenlos aufgebracht. Die untere Welle ist auf einem Schlitten über dünne Federbänder horizontal beweglich gelagert, wobei die horizontale Bewegung über die Reibkraftmessdose abgestützt wird. Damit kann die bei v g ≠ 0 m/ s zwischen der Scheibe wirkende Reibkraft F R als Reaktionskraft annähernd wegfrei gemessen werden. Die Reibungszahl wird nach dem Prinzip der Coulomb’schen Reibung (Gleichung (3)) ermittelt. Neben der Reibkraft werden die Massentemperaturen der unteren und oberen Scheibe, ϑ M1 und ϑ M2 , 5 mm unterhalb der Laufoberflä- 25 Aus Wissenschaft und Forschung obere Scheibe v 2 ; ϑ M2 untere Scheibe v 1 ; ϑ M1 Kraftmessdose (Reibkraft F R ) Kraftmessdose (Normalkraft F N ) drehbare Schwinge Drehachse obere Lagerung untere Lagerung; Schlitten Vorspannfeder Druckluftzylinder Federbänder Grundplatte Bild 7: FZG-Zweischeibenprüfstand ner Massentemperaturzunahme, ausgehend von ϑ M = 20 °C, berechnet werden. Abbildung 6 zeigt h ϑM,theor über der Massentemperatur aufgetragen. Zur Einordnung sind die nach Dowson und Higginson [4] berechneten Verläufe der minimalen Schmierfilmdicke h min bei verschiedenen Summengeschwindigkeiten v ∑ und einer Normalkraftbelastung von F N = 3920 N, was bei einem Sinter- Stahl-Kontakt eine Hertz’schen Pressung von p H = 1043 N/ mm 2 ergibt, dargestellt. Die Abschätzung zeigt, dass die Schmierfilmhöhe durch Schmierstoffaustritt aufgrund der Änderung der Massentemperatur h ϑM,theor schon bei sehr niedriger Erhöhung der Massentemperatur die Größenordnung der minimalen Schmierfilmdicke h min erreicht. Die Überschlagsrechnungen zeigen, dass der Schmierstoffaustritt bei Änderung der Massentemperatur den Schmierstoffaustritt bei Änderung der Hertz‘schen Pressung deutlich überwiegt und dass die erreichbaren Schmierfilmhöhen h pH,theor und h ϑM,theor die Größenordnungen der berechneten minimalen Schmierfilmdicken h min schon bei vergleichsweise niedrigen Werten der Hertz’schen Pressung und Änderungen der Massentemperatur überschreiten. Eine detaillierte Aussage, welche Schmierstoffmenge durch Schmierstoffaustritt aus der Sinterscheibe zur Vermeidung von Mangelschmierungszuständen nötig ist, kann auf Basis der Überschlagsrechnungen nicht getroffen werden. Zur weiteren Beurteilung der Schmierungszustände von Wälzpaarungen mit schmierstoffgetränkten Sintermaterialien werden Reibungszahluntersuchungen durchgeführt. 4. Versuchsvorbereitung und Durchführung Das tribologische Verhalten von Wälzpaarungen mit schmierstoffgetränkten Sintermaterialien wird durch Modelluntersuchungen an einem FZG-Zweischeibenprüfstand nach Michaelis [9] in leicht modifizierter Bauart untersucht. FZG-Zweischeibenprüfstand Der FZG-Zweischeibenprüfstand dient als Analogieprüfstand für Wälzkontakte von Maschinenelementen wie beispielsweise Wälzlagern und Zahnrädern. Die obere und untere Scheibe werden unabhängig voneinander angetrieben. Dadurch können die Gleitgeschwindigkeit v g , also die Differenz der Oberflächengeschwindigkeiten im Scheibenkontakt (Gleichung (1)) und die Summengeschwindigkeit v ∑ , welche als Summe der Oberflächengeschwindigkeiten der Scheiben (Gleichung (2)) im Kontakt definiert ist, stufenlos eingestellt werden können. Die Normalkraft F N im Kontakt wird über eine Abbildung 6: Einfluss der Massentemperatur auf den Schmierstoffaustritt Bild 6: Einfluss der Massentemperatur auf den Schmierstoffaustritt T+S_3_16 05.04.16 09: 01 Seite 25 26 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 che der Scheiben mit einem Pt- 100 Widerstandstemperatursensor gemessen. F R µ = ---- (3) F N Versuchsbedingungen und Prüfscheiben Tabelle 1 zeigt die Werkstoffkennwerte der oberen Prüfscheibe aus Sinterstahl, sowie der unteren polierten Gegenscheibe aus Stahl (16MnCr5). Durch die polierte Oberfläche sollen Rauheitseinflüsse auf die Sinterscheibe vermieden werden. Die Oberflächenrauheit wird mit dem Tastschnittverfahren quer zur Umfangsrichtung der Scheibe gemessen. Bei den geschliffenen und polierten Scheiben wird jeweils eine Taststrecke von L t = 4 mm verwendet. Die Grenzwellenlänge λ c beträgt 0,80 mm bei geschliffenen und 0,08 mm bei polierten Scheibenoberflächen. Bevor die Sinterscheibe auf die Welle montiert wird, wird diese mit einem unadditivierten Mineralöl (FVA3) der Viskositätsklasse ISO VG 100 getränkt. Dazu wird mittels Druckbeaufschlagung Schmierstoff von der Bohrung aus in radialer Richtung durchgepresst, bis an der Lauffläche ein deutlicher Schmierstoffaustritt erkennbar ist. Volumenberechnungen zur theoretisch erreichbaren Schmierstoffmenge in der Sinterscheibe decken sich dabei mit der eingebrachten Schmierstoffmenge (vgl. Bild 1). Um die Sinterscheibe über einen Presssitz mit der Welle zu verbinden, wird diese mit Stickstoff abgekühlt. Dadurch vermeidet man Schmierstoffaustritt während der Montage, da die Scheibe nicht erwärmt wird. Da durch den Wegfall der äußeren Schmierstoffzuführung keine Wärmeabfuhr aus dem Kontakt durch einen Ölstrom mehr möglich ist, ist der Wärmehaushalt ein wichtiges Kriterium zur Auslegung von Wälzpaarungen mit schmierstoffgetränktem Sintermaterial. Der Wärmehaushalt wird durch die zugeführte Wärmemenge durch die Reibleistung (Gleichung (4)) und der abgeführten Wärmemenge durch Wärmeleitung, Konvektion und Wärmestrahlung beschrieben. Die im Umfang dieses Beitrags betrachteten Versuchsbedingungen nach Tabelle 2 sind so gewählt, dass unterschiedliche Kombinationen von Summengeschwindigkeit v ∑ und Gleitgeschwindigkeit v g zu vergleichbaren Reibleistungen P R führen. Da F N und v g als konstant gewählt sind, hängt P R ausschließlich von der Reibungszahl µ ab. Um sicherzustellen, dass die Last gleichmäßig auf die Scheibenbreite übertragen wird, wird vor Versuchsbeginn ein Kontaktabdruck auf Aluminiumfolie zur Ermittlung der Lastverteilung aufgenommen (Bild 8). Zudem wird zur Vermeidung von Initialschäden vor der initialen Betriebsphase eine Menge von 0,02 ml Schmierstoff auf die untere polierte Stahlscheibe als Initialschmierung aufgetragen. P R = v g · F N ∙ µ (4) 5 Ergebnisse erster Voruntersuchungen Folgend werden Ergebnisse von Reibungszahl- und Massentemperaturmessungen der Versuchsbedingungen aus Tabelle 2 gezeigt. h min λ rel = -------- (5) R a1 + R a2 2 Berechnungen zur spezifischen Schmierfilmdicke λ rel nach Gleichung (5) mit der minimalen Schmierfilmdicke h min nach Dowson und Higginson [4], einer Massentemperatur von ϑ M = 100 °C, einer Hertz’schen Pressung von p H = 1043 N/ mm 2 und arithmetischer Mittenrauheitswerte von R a1 = 0,2 µm und R a2 = 0,01 µm ergeben für v ∑ = 8 m/ s ein λ rel von 1,8, für v ∑ = 4 m/ s ein λ rel von 1,1 und für v ∑ = 2 m/ s ein λ rel von 0,7. Damit ist aufgrund der rauhen Oberflächen trotz der Hinweise aus Kapitel 3, dass im Sinter-Stahl-Wälzkontakt ausreichend Schmier- Aus Wissenschaft und Forschung Tabelle 2: Versuchsbedingungen Normalkraft F N = 3920 N (Hertz’sche Pressung p H = 1043 N/ mm 2 ) Summengeschwindigkeit v ∑ in m/ s 2 4 8 Gleitgeschwindigkeit v g in m/ s 0,4 0,4 0,4 Tabelle 1: Werkstoffparameter der verwendeten Scheibenpaarung Werkstoff Sinterstahl Sint-D31 nach DIN 30910-4 [3] 16MnCr5 E-Modul in N/ mm 2 130000 210000 Querkontraktionszahl 0,27 0,3 Dichte in g/ cm 3 7,0 7,8 Porosität in % ≈ 10 - Wärmebehandlung einsatzgehärtet einsatzgehärtet Oberflächenbehandlung geschliffen in Umfangsrichtung poliert (Ra ≈ 0,2 µm) (Ra ≈ 0,01 µm) Bild 8: Kontaktabdruck auf Aluminiumfolie [5] T+S_3_16 05.04.16 09: 01 Seite 26 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 stoff für einen geschmierten Kontakt zur Verfügung stehen kann, nach den oben berechneten λ rel - Werten nach [10] selbst bei Vermeidung von Mangelschmierung mit Mischschmierungszuständen zu rechnen ist. Die Reibungszahlkurven in Bild 9 zeigen nach einer initialen Betriebsphase annähernd stationäre Reibungszahlen und Massentemperaturen. Ein Vergleich der Reibungszahlen bei 0,15∙10 6 Lastwechseln mit Messergebnissen von Mayer [8] bei gleichen Versuchsbedingungen mit längsgeschliffenen Scheibenoberflächen und einer Einspritzschmierung von ϑ Öl = 100 °C mit Mineralöl FVA3A (ISO VG 100) zeigt, mit Ausnahme bei der Bedingung v ∑ = 4 m/ s, bei den vorliegenden Versuchen deutlich höhere Reibungszahlen. Diese erhöhten Reibungszahlen deuten auf Grenz- und Mischschmierungszustände hin. Bei v ∑ = 4 m/ s ist die Reibungszahl bei 0,15∙10 6 LW mit µ = 0,052 (ϑ M2 = 82 °C) in der Größenordnung der von Mayer [8] gemessenen Reibungszahl von µ = 0,048 (ϑ M2 = 108 °C). Der Massentemperaturverlauf in Bild 9 in Verbindung mit dem Reibungszahlverlauf bei v ∑ = 2 m/ s zeigt, dass das tribologische System mit schmierstoffgetränktem Sintermaterial ohne äußere Schmierstoffzuführung großen Schwankungen unterliegen kann. Ein Vergleich der Oberflächen vor und nach dem Versuch mit Hilfe von lichtmikroskopischen Aufnahmen (Tabelle 3) und REM-Bildern (Tabelle 4) verdeutlicht den Eindruck, dass Grenz- oder Mischschmierung während der Versuche vorliegt. In Tabelle 3 sind je nach Versuchsbedingung Riefen in unterschiedlicher Ausprägung auf der Lauffläche der Stahlscheiben erkennbar. Farbliche Veränderungen der Laufflächen der Sinter- und Stahlscheiben deuten auf die Ausbildung triboinduzierter Schichten hin. Die REM-Bilder in Tabelle 4 zeigen einen Anstieg der Porenanzahl und der Porengröße bei den Versuchen mit v ∑ = 2 m/ s und v ∑ = 8 m/ s. Bei v ∑ = 4 m/ s, welcher bei einer Lastwechselzahl von 2,2∙10 6 ohne Schaden beendet wurde, können diese Beobachtungen nicht bestätigt werden. Die durchgeführten Versuche ermöglichen bislang noch keine detaillierten Erklärungen über die Entstehung der stark unterschiedlichen Versuchsergebnisse. Der erwartete Grenz- oder Mischschmierungszustand kann jedoch durch die Messergebnisse bestätigt werden. Um die Wiederholbarkeit des Betriebsverhaltens von Wälzpaarungen mit schmierstoffgetränkten Sintermaterialen zu untersuchen, werden bei einer definierten Versuchsbedingung (v ∑ = 4 m/ s, v g = 0,4 m/ s) insgesamt vier Reibungszahl- und Massentemperaturmessungen durchgeführt. Bei Versuch 4 wird die Lastaufbringung gezielt verändert: Während die Last bei Versuch 1 bis 3 innerhalb weniger Sekunden aufgebracht wird, wird bei Versuch 4 die Last von F N = 3920 N innerhalb von zwei Minuten aufgebracht. Auf Basis dieser vier Versuchsläufe sind (Bild 10) grundsätzlich drei unterschiedliche, charakteristische Betriebsverhalten zu beobachten: - Versuch 1: Das tribologische System erreicht ein tribologisches Gleichgewicht, das sich in einer vergleichsweise konstanten Massentemperatur und Reibungszahl äußert. Mit zunehmender Laufzeit zeigt sich ein zunehmendes „Auffächern“ des Reibungszahlverlaufs, was über dem zeitlichen Verlauf einer annähernd zyklischen Schwingung entspricht. Das unruhige Verhalten der Reibungszahl ist in abgeschwächter Form auch bei der Massentemperatur wieder zu erkennen. Nach ca. 2,2∙10 6 LW wird der Versuch ohne besondere Vorkommnisse beendet. 27 Aus Wissenschaft und Forschung Umfang dieses Beitrags betrachteten Versuchsbedingungen nach Tabelle 2 sind so gewählt, dass unterschiedliche Kombinationen von Summengeschwindigkeit v ∑ und Gleitgeschwindigkeit v g zu vergleichbaren Reibleistungen P R führen. Da F N und v g als konstant gewählt sind, hängt P R ausschließlich von der Reibungszahl µ ab. Um sicherzustellen, dass die Last gleichmäßig auf die Scheibenbreite übertragen wird, wird vor Versuchsbeginn ein Kontaktabdruck auf Aluminiumfolie zur Ermittlung der Lastverteilung aufgenommen. Zudem wird zur Vermeidung von Initialschäden vor der initialen Betriebsphase eine Menge von 0,02 ml Schmierstoff auf die untere polierte Stahlscheibe als Initialschmierung aufgetragen. 5. Ergebnisse erster Voruntersuchungen Folgend werden Ergebnisse von Reibungszahl- und Massentemperaturmessungen der Versuchsbedingungen aus Tabelle 2 gezeigt. Berechnungen zur spezifischen Schmierfilmdicke λ rel nach Gleichung (5) mit der minimalen Schmierfilmdicke h min nach Dowson und Higginson [4], einer Massentemperatur von ϑ M = 100 °C, einer Hertz’schen Pressung von p H = 1043 N/ mm² und arithmetischer Mittenrauheitswerte von Ra 1 = 0,2 µm und Ra 2 = 0,01 µm ergeben für v ∑ = 8 m/ s ein λ rel von 1,8, für v ∑ = 4 m/ s ein λ rel von 1,1 und für v ∑ = 2 m/ s ein λ rel von 0,7. Damit ist trotz der Hinweise aus Kapitel 3, dass im Sinter- Stahl-Wälzkontakt ausreichend Schmierstoff für einen geschmierten Kontakt zur Verfügung stehen kann, nach den oben berechneten λ rel -Werten nach [10] selbst bei Vermeidung von Mangelschmierung mit Mischschmierungszuständen zu rechnen ist. Die Reibungszahlkurven in Abbildung 9 zeigen nach einer initialen Betriebsphase annähernd stationäre Reibungszahlen und Massentemperaturen. Ein Vergleich der Reibungszahlen bei 0,15 10 6 Lastwechseln mit Messergebnissen von Mayer [8] bei gleichen Versuchsbedingungen mit längsgeschliffenen Scheibenoberflächen und einer Einspritzschmierung von ϑ Öl = 100 °C mit Mineralöl FVA3A (ISO VG 100) zeigt, mit Ausnahme bei der Bedingung v ∑ = 4 m/ s, bei den vorliegenden Versuchen deutlich höhere Reibungszahlen. Diese erhöhten Abbildung 9: Reibungszahlmessungen (oben) und zugehörige Massentemperaturverläufe (unten) mit FVA3 bei v g = 0,4 m/ s; F N = 3920 N (p H = 1043 N/ mm 2 ) Bild 9: Reibungszahlmessungen (oben) und zugehörige Massentemperaturverläufe (unten) mit FVA3 bei v g = 0,4 m/ s; F N = 3920 N (p H = 1043 N/ mm 2 ) T+S_3_16 05.04.16 09: 01 Seite 27 Neuzustand v ∑ = 4 m/ s v ∑ = 2 m/ s v ∑ = 8 m/ s 2,2∙10 6 LW 0,3∙10 6 LW 0,15∙10 6 LW Laufrichtung: ↓ Ra vorher = 0,24 µm Ra vorher = 0,18 µm Ra vorher = 0,18 µm Ra nacher = 0,19 µm Ra nacher = 0,25 µm Ra nacher = 0,17 µm Laufrichtung: ↓ Ra vorher = 0,01 µm Ra vorher = 0,01 µm Ra vorher = 0,01 µm Ra nacher = 0,02 µm Ra nacher = 0,10 µm Ra nacher = 0,04 µm 28 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 - Versuch 2: Nach einer initialen Betriebsphase bis ca. 0,1∙10 6 LW zeigt die Reibungszahlkurve nach einem deutlichen, sprunghaften Anstieg einen langsamen Abfall der Reibungszahl. Diese Phasen wiederholen sich im weiteren Versuchsverlauf sequentiell. Ein Vergleich der Reibungszahlkurve mit der jeweils zugehörigen Massentemperaturkurve zeigt eine gegenseitige Rückkopplung. - Versuch 3 und Versuch 4: Es werden keine stationären Reibungszahlen oder Massentemperaturen erreicht. Die Versuche werden aufgrund hoher Massentemperaturen oder Reibungszahlen beendet. Auf lichtmikroskopischen Aufnahmen der Laufflächen vor und nach dem Versuch (Tabelle 5) ist zu erkennen, dass auf den Laufflächen der Stahlscheiben nach Versuchsende Riefen in unterschiedlichen Ausprägungen, je nach Bedingungen, zu erkennen sind. Farbliche Veränderungen der Laufflächen der Sinter- und Stahlscheiben deuten wiederum auf die Ausbildung triboinduzierter Schichten hin (Tabelle 5). Der Aus Wissenschaft und Forschung Tabelle 3: Lichtmikroskopische Aufnahmen der Prüfscheibenlaufflächen vor und nach Versuch bei v ∑ = 4 m/ s, v ∑ = 2 m/ s, v ∑ = 8 m/ s; v g = 0,4 m/ s; F N = 3920 N (p H = 1043 N/ mm 2 ) Stahlscheibe Sinterscheibe 1 mm 1 mm Um die Wiederholbarkeit des Betriebsverhaltens von Wälzpaarungen mit schmierstoffgetränkten Sintermaterialen zu untersuchen, werden bei einer definierten Versuchsbedingung (v ∑ = 4 m/ s, v g = 0,4 m/ s) insgesamt vier Reibungszahl- und Massentemperaturmessungen durchgeführt. Bei Versuch 4 wird die Lastaufbringung gezielt verändert: Während die Last bei Versuch 1 bis 3 innerhalb weniger Sekunden aufgebracht wird, wird bei Versuch 4 die Last von F N = 3920 N innerhalb von zwei Minuten aufgebracht. Auf Basis dieser vier Versuchsläufe sind (Abbildung 10) grundsätzlich drei unterschiedliche, charakteristische Betriebsverhalten zu beobachten: - Versuch 1: Das tribologische System erreicht ein tribologisches Gleichgewicht, das sich in einer vergleichsweise konstanten Massentemperatur und Reibungszahl äußert. Mit zunehmender Laufzeit zeigt sich ein zunehmendes „Auffächern“ des Reibungszahlverlaufs, was über dem zeitlichen Verlauf einer annähernd zyklischen Schwingung entspricht. Das unruhige Verhalten der Reibungszahl ist in abgeschwächter Form auch bei der Massentemperatur wieder zu erkennen. Nach ca. 2,2 10 6 LW wird der Versuch ohne besondere Vorkommnisse beendet. - Versuch 2: Nach einer initialen Betriebsphase bis ca. 0,1 10 6 LW zeigt die Reibungszahlkurve nach einem deutlichen, sprunghaften Anstieg einen langsamen Abfall der Reibungszahl. Diese Phasen wiederholen sich im weiteren Versuchsverlauf sequentiell. Ein Vergleich der Reibungszahlkurve mit der jeweils zugehörigen Massentemperaturkurve zeigt eine gegenseitige Rückkopplung. - Versuch 3 und Versuch 4: Es werden keine stationären Reibungszahlen oder Massentemperaturen erreicht. Die Versuche wurden aufgrund hoher Massentemperaturen oder Reibungszahlen beendet. Auf lichtmikroskopischen Aufnahmen der Laufflächen vor und nach dem Versuch (Tabelle 5) ist zu erkennen, dass auf den Laufflächen der Stahlscheiben nach Versuchsende Riefen in unterschiedlichen Ausprägungen, je nach Bedingungen, zu erkennen sind. Farbliche Veränderungen der Laufflächen der Sinter- und Stahlscheiben deuten wiederum auf die Ausbildung triboinduzierter Schichten hin (Tabelle 5). Der Vergleich der gemessenen arithmetischen Mittenrauheitswerte (Tabelle 5) vor und nach den Versuchen zeigt eine Glättung bei den Sinterscheiben und eine Aufrauung bei den Stahlscheiben. REM-Aufnahmen in Tabelle 6 zeigen mikroskopische Veränderungen der Lauffläche durch den Versuchslauf. Dabei wiederholen sich die Beobachtungen der Versuche bei variierenden Betriebsbedingungen (Tabelle 4): Mit Ausnahme von Versuch 1 ist nach Versuchsende ein Anstieg der Porenanzahl und der Porengröße zu beobachten. äufe 2 Bild 10: Reibungszahlmessungen (oben) und zugehöriger Massentemperaturverläufe (unten) mit FVA3 bei v ∑ = 4 m/ s; v g = 0,4 m/ s; F N = 3920 N (p H = 1043 N/ mm 2 ) T+S_3_16 05.04.16 09: 01 Seite 28 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 Vergleich der gemessenen arithmetischen Mittenrauheitswerte (Tabelle 5) vor und nach den Versuchen zeigt eine Glättung bei den Sinterscheiben und eine Aufrauung bei den Stahlscheiben. REM-Aufnahmen in Tabelle 6 zeigen mikroskopische Veränderungen der Lauffläche durch den Versuchslauf. Dabei wiederholen sich die Beobachtungen der Versuche bei variierenden Betriebsbedingungen (Tabelle 4): Mit Ausnahme von Versuch 1 ist nach Versuchsende ein Anstieg der Porenanzahl und der Porengröße zu beobachten. Die Versuchsergebnisse bei gleichen Bedingungen (Bild 10) verdeutlichen die Schwankungen, die bei tribologischen Systemen mit schmierstoffgetränkten Sintermaterialien auftreten können. Abweichungen der Betriebsbedingungen, der Versuchsdurchführung, der Versuchsvorbereitung oder Unterschiede der getränkten Schmierstoffmengen können ausgeschlossen werden. 6 Diskussion der Versuchsergebnisse Die theoretischen Modellvorstellungen zum Schmierstoffaustritt in Kapitel 3 geben deutliche Hinweise, dass in einer Wälzpaarung mit getränkten Sintermaterialien ausreichend Schmierstoff für einen geschmierten Kontakt zur Verfügung stehen kann. Die Reibungszahlmessungen bestätigen, dass sich ein geschmierter Kontakt ausbildet. Berechnungen der spezifischen Schmierfilmdicke λ rel mit versuchsnahen Parametern zeigen, dass selbst bei externer Schmierstoffzuführung keine Vollschmierung erreicht wird und deshalb Grenz- oder 29 Aus Wissenschaft und Forschung Tabelle 4: REM-Aufnahmen in der Mitte der Lauffläche der Sinterscheiben aus Tabelle 3 Neuzustand v ∑ = 4 m/ s v ∑ = 2 m/ s v ∑ = 8 m/ s 2,2∙10 6 LW 0,3∙10 6 LW 0,15∙10 6 LW Neuzustand Versuch 1 Versuch 2 Versuch 3 Versuch 4 2,2∙10 6 LW 0,7∙10 6 LW 0,2∙10 6 LW 0,1∙10 6 LW Laufrichtung: ↓ Ra vorher = 0,24 µm Ra vorher = 0,16 µm Ra vorher = 0,17 µm Ra vorher = 0,16 µm Ra nacher = 0,19 µm Ra nacher = 0,16 µm Ra nacher = 0,12 µm Ra nacher = 0,10 µm Laufrichtung: ↓ Ra vorher = 0,01 µm Ra vorher = 0,01 µm Ra vorher = 0,01 µm Ra vorher = 0,01 µm Ra nacher = 0,02 µm Ra nacher = 0,04 µm Ra nacher = 0,05 µm Ra nacher = 0,03 µm Tabelle 5: Lichtmikroskopische Aufnahmen der Prüfscheibenlaufflächen vor und nach Versuch bei v ∑ = 4 m/ s; v g = 0,4 m/ s; F N = 3920 N (p H = 1043 N/ mm 2 ) Neuzustand Versuch 1 Versuch 2 Versuch 3 Versuch 4 2,2∙10 6 LW 0,7∙10 6 LW 0,2∙10 6 LW 0,1∙10 6 LW Tabelle 6: REM-Aufnahmen in der Mitte der Lauffläche der Sinterscheiben aus Tabelle 5 Sinterscheibe 1 mm 1 mm Stahlscheibe T+S_3_16 05.04.16 09: 01 Seite 29 30 Tribologie + Schmierungstechnik 63. Jahrgang 3/ 2016 Mischschmierungszustände erwartet werden. Die Höhe der Reibungszahlen, sowie mikroskopische Aufnahmen der Laufflächen nach Versuchsende bestätigen dies. Eine Zuordnung der REM-Aufnahmen vor und nach dem Versuch mit der erreichten Laufzeit deutet auf einen Zusammenhang zwischen der Lebensdauer und dem Laufflächenzustand der Sinterscheiben bei Versuchsende hin. An dieser Stelle sollte der Vollständigkeit halber erwähnt sein, dass die REM-Bilder hinsichtlich Porenerkennung und nicht hinsichtlich Kontrast und Helligkeit optimiert sind. Die Lauffläche nach Versuch 1 in Tabelle 5 und Tabelle 6 zeigt im Vergleich zum Neuzustand nahezu keine signifikanten Änderungen. Dementgegen wird bei allen anderen Laufflächen nach Versuchsende eine größere Anzahl an Poren und eine Vergrößerung der Poren beobachtet. Der theoretischen Vorstellung nach kann eine Porenvergrößerung und eine Erhöhung der Porendichte einerseits den Schmierstoffaustritt erleichtern und damit den Schmierfilmaufbau begünstigen. Andererseits können vergrößerte Poren auf der Laufoberfläche den Schmierfilmaufbau auch negativ beeinflussen, da sich aufgrund der ständigen Störung des Schmierfilmaufbaus in Laufrichtung keine homogene hydrodynamische Tragkraft des Schmierfilms aufbauen kann. Die Untersuchungsergebnisse zeigen weiterhin, dass bei hochbelasteten Wälzkontakten mit schmierstoffgetränkten Sintermaterialien die Wechselwirkung zwischen Reibungszahl und Massentemperatur einen großen Einfluss auf das tribologische Systemverhalten hat. Diese gegenseitige Rückkopplung kann vor allem bei Versuch 2 in Bild 10 beobachtet werden. Zu den bekannten Einflüssen der Massentemperatur bei extern geschmierten hochbelasteten Wälzkontakten stellt die Massentemperatur bei getränkten Sintermaterialien zusätzlich einen maßgeblichen Einfluss auf die Schmierstoffversorgung durch Schmierstoffaustritt auf der Oberfläche dar. Bei selbstschmierenden Gleitlagern ist die Massentemperatur als lebensdauerbegrenzendes Kriterium bekannt [2]. Somit ist in diesem Zusammenhang auch bei hochbelasteten Kontakten von einem deutlichen Einfluss auf das Betriebsverhalten auszugehen. 7 Zusammenfassung und Ausblick Auf Basis der theoretischen Ergebnisse auf Grundlage einfacher Modellvorstellungen zum Schmierstoffaustritt aufgrund der Änderung von Temperatur und Last kann bei schmierstoffgetränkten hochbelasteten Wälzpaarungen ein geschmierter Wälzkontakt erwartet werden. Die Reibungszahl- und Massentemperaturmessungen bestätigen dies, jedoch zeigt sich selbst bei gleichen Betriebsbedingungen teils deutlich unterschiedliches Betriebsverhalten. Veränderungen der Porendichte und Porengröße auf der Lauffläche sowie die gegenseitige Rückkopplung zwischen der Reibungszahl und der Massentemperatur haben deutliche Auswirkungen auf das Betriebsverhalten. Die genauen Kriterien, wann sich welches Betriebsverhalten bei schmierstoffgetränkten Sintermaterialien in hochbelasteten Wälzkontakten einstellt, konnten bisher nicht identifiziert werden. Im weiteren Verlauf der Forschungsarbeiten werden die Ursachen, welche zu dem unterschiedlichen und labilen Betriebsverhalten der schmierstoffgetränkten hochbelasteten Wälzpaarungen führen, erforscht. Dazu wird der Einfluss der Porendichte und -größe auf den Schmierungszustand und Schmierfilmaufbau untersucht sowie Versuchsläufe bereits nach wenigen Lastwechseln gezielt unterbrochen und die Oberflächenzustände analysiert. Darüber hinaus werden Schmierstoffvariationen durchgeführt, um beispielsweise das Potential von Schmierstoffen mit niedrigeren Festkörperreibungszahlen zu nutzen. Lohner et. al [6] zeigen beispielsweise, dass durch eine Additivierung des Grundöls FVA3 mit PD-Additiven eine sehr viel niedrigere Festkörperreibungszahl erreicht werden kann. In diesem Zusammenhang wird auch die Bildung triboinduzierter Schichten und deren Einfluss untersucht. Danksagung Die vorliegenden Untersuchungen werden im Rahmen eines Reinhart-Koselleck-Projekts (HO1339/ 49-1) der DFG durchgeführt. Die Autoren möchten sich bei der DFG sowie bei der Fa. Miba aus Vorchdorf/ Österreich für die Förderung und Unterstützung bedanken. Literatur [1] Bartel, D.: Simulation von Tribosystemen. Vieweg+Teubner, Wiesbaden, 2009 [2] Bartz, W. J., Rübenbach, F.: Selbstschmierende und wartungsfreie Gleitlager. Expert Verlag Ehningen bei Böblingen, 1993. [3] DIN 30910 - Teil 4: Sintermetall - Werkstoff-Leistungsdatenblätter (WLB) - Teil 4: Sintermetalle für Formteile. Beuth Verlag Berlin, 2010 [4] Dowson, D; Higgison, G.R.: Elasto-Hydrodynamic Lubrication - The Fundamentals of Roller Gear Lubrication. Pergarnon Press Oxford, 1966 [5] Hochmann, M.: Zahnradtragfähigkeit bei Schmierung mit Getriebefließfetten. Diss. TU München, 2011 [6] Lohner, T.; Merz, R; Mayer, J.; Michaelis, K.; Kopnarski, M.; Stahl, K.: On the Effect of Plasitc Deformation (PD) Additives in Lubricants. Tribologie und Schmierungstechnik, 62. Jahrgang, 2015. [7] Manoylov, A.V.; Borodich, F. M.; Evans, H. P.: Modelling of elastic properties of sintered materials. Royal Society, 2013 [8] Mayer, J.: Einfluss der Oberfläche auf das Reibungsverhalten im EHD Kontakt. Diss. TU München, 2013 [9] Michaelis, K.: Die Integraltemperatur zur Beurteilung der Fresstragfähigkeit von Stirnradgetrieben. Diss. TU München, 1986 [10] Niemann, G; Winter, H.; Höhn, B.-R.: Maschinenelemente Band I: Konstruktion und Berechnung von Verbindungen, Wellen und Lagern; 4. Auflage, Springer-Verlag Berlin Heidelberg New York, 2005 [11] Pahl, W.; Goller, K.: Selbstschmierende Sintergleitlager. Tribologie und Schmierungstechnik, 60. Jahrgang, 2013 Aus Wissenschaft und Forschung T+S_3_16 05.04.16 09: 01 Seite 30