Nachrichten 89 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 * Maximilian Romeser Patrick Stuhler Bosch Rexroth AG Glockeraustraße 4, 89275 Elchingen Entwicklung eines Messsystems zur Untersuchung schlupfkritischer Betriebszustände bei vollrolligen Zylinderrollenlagern mithilfe einer Auswerteroutine Maximilian Romeser, Patrick Stuhler* Zusammenfassung Das Auftreten von Anschmierungen in vollrolligen Zylinderrollenlagern kann ihre Lebensdauer erheblich verringern. Diese adhäsive Verschleißform stellt ein Resultat von Schlupf dar. Zur experimentellen Untersuchung wird ein Wälzlagerprüfstand verwendet, welcher hinsichtlich der Sensorik und Datenerfassung modifiziert wird. Dies beinhaltet den Entwurf einer induktiven Wälzkörperdrehzahlsensorik. Daneben wird die Datenauswertung als automatisierte Auswerteroutine konzipiert. Hierdurch sind umfangreiche Versuchspläne, welche insbesondere den Einfluss der Axiallast sowie die Ausbildung einer zweiten Lastzone im Lager offenbaren, möglich. Abstract The appearance of smearings in full complement cylindrical roller bearings can reduce their lifespan substantially. This adhesive wear is a result of slip. In order to conduct experimental analyses, a bearing test rig is used. It is modified by applying sensors and adapting the data acquisition. This includes the design of an inductive sensor measuring the rotation speed of the rolling elements. Furthermore, the data evaluation is conceived as an automatized evaluation routine. Hereby, extensive experimental designs revealing the effect of the axial force and the forming of a second load zone are possible. 1 Motivation Beim Betrieb von Wälzlagern können Anschmiererscheinungen die Lebensdauer deutlich verringern. Dieser adhäsive Verschleißmechanismus ist bisweilen nicht vollständig verstanden und stellt u. a. bei vollrolligen Zylinderrollenlagern eine erhebliche Problematik dar. Experimentelle Untersuchungen ziehen hierbei in der Regel einen hohen Versuchsaufwand mit sich. [1] Gemäß Hiltscher sind Anschmierungen als „eine Veränderung der Oberfläche von unter Relativbewegung stehenden metallischen Wälzlagerbauteilen durch einen beginnenden […] adhäsiven Verschleißmechanismus“ definiert. [2] Die Relativbewegung zwischen den Lagerkomponenten kann hierbei mithilfe des Schlupfes charakterisiert werden, welcher sich als einen bedeutsamen Einflussfaktor für die Entstehung von Anschmiererscheinungen herausstellt. Grundsätzlich muss dabei zwischen Wälzkörper- und Wälzkörpersatzschlupf unterschieden werden. Ersterer gibt die Abweichung der Wälzkörperdrehzahl um die Wälzkörperachse bzgl. einer kinematischen Solldrehzahl wieder. Bedingt durch die Ausprägung der Lastzone eines radial belasteten Wälzlagers kann der Wälzkörperschlupf über eine Wälzkörpersatzumdrehung stark variieren. Der Wälzkörpersatzschlupf bezieht sich hingegen auf die Umdrehung des Wälzkörpersatzes um die Lagerachse. [3] 2 Methodik 2.1 Modifikation des Wälzkörperprüfstands Für die experimentelle Untersuchung des Schlupfes bei vollrolligen Zylinderrollenlagern steht ein Komplettlagerprüfstand zur Verfügung. Dieser gewährleistet den realgetreuen Betrieb der Lager mithilfe zweier Hydraulikzylinder, welche sowohl eine radiale wie auch axiale Krafteinleitung ermöglichen. Der Prüfling befindet sich dabei in einer mit Öl gefüllten Prüfzelle, welche von einem Schmieraggregat versorgt wird. Der Prüfstand ist über eine SPS-Steuerung weitgehend automatisiert, verfügt jedoch zunächst nicht über die notwendige Messtechnik, um Schlupfuntersuchungen zuzulassen. Die Modifikation des Prüfstands umfasst mitunter die Applikation einer geeigneten Wälzkörperdrehzahlsensorik, die als induktiver Sensor in Form einer konzentrisch zum Lager angeordneten Ringspule ausgeführt wird. In Verbindung mit einem Diametralmagneten, welcher auf einem Wälzkörper fixiert wird, wird auf diese Weise eine sinusförmige Spannung induziert. Die detaillierte Auslegung des Sensors erfolgt mithilfe physikalischer Modellvorstellungen und experimentellen Vorversuchen. Um die Wälzkörperdrehzahl lokal auflösen zu können, wird daneben ein induktiver Näherungsschalter appli- GfT-Förderpreis Bachelorarbeit logie ation prac \ Altp mun sche geme Bau t \ To Kultu \ An L \ W TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 89 Nachrichten 90 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 ziert. Der präparierte Wälzkörper wird hierfür mit einem Metallstift versehen, sodass ein Impuls bei Passieren des Näherungsschalters ein Impuls erzeugt wird. Auf diese Weise ist es zudem möglich, die Drehzahl des Wälzkörpersatzes und somit den Wälzkörpersatzschlupf zu berechnen. Für die Überwachung der Umgebungsbedingungen des Prüflings werden weiterhin 8 Pt100-Fühler am Lagersitz installiert. Ein weiterer Temperaturfühler wird nahe des Prüflagers im Ölbad platziert. Hinsichtlich der Datenerfassung muss die große Speichermenge anfallender Messdaten berücksichtigt werden. Daher werden Signale mit hoher Dynamik wie das Spulensignal hoch abgetastet innerhalb von Messintervallen aufgezeichnet, während bspw. die Temperaturen mit niedriger Abtastrate permanent erfasst werden. Auf Grundlage eines programmierten Messablaufs erfolgt die Betätigung der Messintervalle automatisiert am jeweiligen Lastpunkt. 2.2 Versuchsplanung und -ablauf Mithilfe eines automatisierten Prüfvorgangs kann ein flexibel und breit angelegter Versuchsumfang gewährleistet werden. Innerhalb eines Versuchs wird im Rahmen der Arbeit ein vollfaktorieller Versuchsplan angelegt. Die Drehzahl wird dabei in fünf Stufen, die Axiallast in sieben Stufen und die Radiallast in zehn Stufen variiert, sodass sich ein Versuch aus der Anfahrt von 350 Lastpunkten zusammensetzt. Für konstante Bedingungen wird deshalb auf 65 °C geheizt, um eine Abhängigkeit der Lagertemperatur zum Betriebspunkt auszuschließen. Um die Auswirkungen der Öl- und Lagertemperatur auf den Schlupf zu untersuchen, werden separate Versuche durchgeführt. Hierfür wird ein stationärer Lastpunkt innerhalb eines Versuchs angefahren und der Prüfstand ausgehend von Raumtemperatur durch Eigen- und Ölerwärmung erhitzt. Innerhalb bestimmter Intervalle werden dabei sukzessive Messdaten aufgenommen. 2.3 Datenauswertung Um die Vielzahl an Datensätzen aus einem Versuch effizient und robust auszuwerten, bedarf es der Entwicklung einer automatisierten Auswertung der Messdaten. Diese basiert auf einem automatisierten MATLAB- Skript, wofür die Daten bereits innerhalb des Versuchs konvertiert werden. Die eigentliche Auswerteroutine entspricht dem EVA-Prinzip, wonach der Datensatz eines Lastpunkts eingelesen, ausgewertet und visualisiert wird, bevor der nächste Lastpunkt eingelesen wird. Wichtigster Bestandteil der Auswerteroutine ist die Verarbeitung des Spulensignals, welches die Information über die Wälzkörperdrehzahl in der Frequenz und Amplitude enthält. Für die Auswahl des bestmöglichen Verfahrens zur Berechnung der Drehzahl werden verschieden Methoden untersucht und evaluiert. Dies geschieht auf Grundlage eines synthetischen, modellbasierten Signals, dessen Drehzahlverlauf bekannt ist. Anwendung findet schließlich die Auswertung der Momentanfrequenz aus dem mithilfe der Hilbert-Transformation gebildeten analytischen Signalverlauf, welches in ähnlicher Form bereits von Bajer angewendet wird. [4] Untersucht werden weiterhin das Stützstellenverfahren, die Kurzzeit-Fourier-Transformation, die Wavelet-Transformation und eine hüllkurvenbasierte Methode. Anhand des Signals des Näherungsschalters wird mittels Interpolation der lokal aufgelöste Wälzkörperschlupf er- Bild 1: Funktionaler Aufbau des Wälzlagerprüfstands TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 90 Nachrichten 91 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 rechnet. Der Schlupfverlauf eines Lastpunkts wird innerhalb eines Polardiagramms visualisiert. Daneben werden bestimmte Kenngrößen der Wälzkörperkinematik gebildet; innerhalb einer Wälzkörpersatzumdrehung wird der maximale und minimale Wälzkörperschlupf ermittelt und für einen Lastpunkt gemittelt. Auch der Wälzkörpersatzschlupf wird hierfür bestimmt. Nach der Ausführung der Auswerteroutine können die Kenngrößen als Kennfelder dargestellt werden. Als Achsen fungieren hier die eingeprägte Radial- und Axiallast dar, weshalb infolge der Drehzahlvariation aus einem Versuch fünf Kennfelder generiert werden. 3 Ergebnisse und Diskussion Die Betrachtung der Ergebnisse zeigt mitunter bereits bekannte Zusammenhänge auf. U. a. ist bereits eine Korrelation zwischen dem minimalen Wälzkörperschlupf (in der Lastzone) und dem Wälzkörpersatzschlupf nachgewiesen, welcher im Rahmen der Versuche stets 0 % beträgt, bedingt durch die mindestens vorhandene Radialkraft von 5 kN. Die aufgrund der hohen Fliehkraft und abnehmenden Verzögerungszeit auftretende Abnahme des Wälzkörperschlupfs bei steigender Wellendrehzahl ist ebenso ersichtlich. Der breite Versuchsumfang legt zudem insbesondere die Auswirkungen der axialen Last dar, was charakterisierend für den realen Lagerbetrieb ist. Bei hoher Axialkraft kommt es zu einer starken Abnahme des maximalen Wälzkörperschlupf. Über das gesamte Radiallastspektrum besteht dort im äußersten Fall kein signifikanter Schlupf über die gesamte Wälzkörpersatzumdrehung. Der Effekt der radialen Last auf den maximalen Wälzkörperschlupf ist zwar allgemein weniger erheblich, bei niedrigen Axialkräften ist er jedoch erheblich stärker ausgeprägt. Bei hohen Radiallast-Axiallast ist eine Abnahme des Schlupfes zu beobachten. Bei Betrachtung der Polardiagramme zeigt sich, dass es zur Ausbildung einer zweiten Lastzone kommt. Die Ursache besteht in der starken Biegung der Welle, welche die Verkippung der Wälzkörper und dem Kontakt von Wälzkörper zu Außenring gegenüber der eigentlichen Lastzone zur Folge hat. Zu hohe Axiallast-Radiallast-Verhältnisse sind hingegen allgemein kritisch für den Lagerbetrieb. Hier ist der Wälzkörperschlupfverlauf sehr unregelmäßig und schwer zu interpretieren. Die Durchführung der Temperaturversuche zeigt ferner eine äußerst ausgeprägte Abhängigkeit vom maximalen Wälzkörperschlupf zur Ölbzw. Lagertemperatur. Bei niedrigen Temperaturen fällt der Schlupf deutlich höher aus. Beachtet werden müssen hier die mit Erwärmung zunehmende Ölviskosität sowie die thermischen Ausdehnungen der Komponenten innerhalb und um das Lager herum. 4 Schluss Moderne Datenerfassungssysteme tragen in Kombination mit geeigneter Sensorik maßgeblich zur Reduzierung des Versuchsaufwands bei. Mithilfe eines automatisierten Prüf- und Auswertevorgangs können experimentelle Schlupfuntersuchungen somit umfangreicher angelegt und komplexe Einflüsse detaillierter analysiert werden. Die im Rahmen der Arbeit entwickelte Auswerteroutine lässt dabei eine robuste und valide Verarbeitung der Messdaten zu. Bild 3: Schlupfverlauf bei Ausbildung einer zweiten Lastzone Bild 2: Maximaler Wälzkörperschlupf bei moderater Drehzahl TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 91 Nachrichten 92 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Die Versuchsergebnisse bestätigen einerseits bereits bekannte Sachverhalte, zeigen jedoch auch die Eigenheiten des Betriebs vollrolliger Zylinderrollenlagern mit Axiallast auf. Diese stellt einen erheblichen Faktor für den Wälzkörperschlupf dar. Die Ausbildung einer zweiten Lastzone ist zudem grundsätzlich möglich. Bedeutsam ist jedoch auch die ausführlichere Untersuchung des Temperatureinflusses auf den Schlupf. Die Gewährleistung konstanter Umgebungsbedingung während eines Schlupfversuchs ist darüber hinaus in Zukunft wünschenswert. Auf Basis der Ergebnisse können in Zukunft schlussendlich DoE-Pläne für Anschmierversuche optimiert bzw. reduziert werden. Hierzu benötigt es allerdings weitere Versuche hinsichtlich Toleranzen des Lagers, des Prüfstands sowie einen Kühlkreislauf um das vollständige Temperaturverhalten zu identifizieren. Literatur 1. P. Stuhler, N. Nagler, G. Poll, Stand der Technik: Anschmierungen bei Radial-Zylinderrollenlagern. (2020) 2. G. Hiltscher, Anschmierungen bei Wälzlagern - ein Beitrag zur theoretischen und experimentellen Lösung des Problems. Diss., Universität Erlangen-Nürnberg (1989) 3. B. Scherb, P. Giese, Antriebstechnik (12), 54 (1994) 4. P. Bajer, Einflussgrößen auf das Schlupfverhalten von Wälzlagern in Generatorgetrieben. Diss., Technische Universität Kaiserslautern (2016) Max L. J. Wolf Projektarbeit bei kleineren und mittleren Vorhaben Orientierung scha昀en für die Praxis mit dem Projektmanagement-Kompass! expertverlag.de Anzeige TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 92 Nachrichten 93 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Ultrasonic Film Thickness and Viscosity Measurements in Lubricated Contacts Fabio Tatzgern, Michele Schirru, Markus Varga, Martin Gröschl* Keywords Ultrasound, Reflection, Viscosity, Film thickness, Tribometer, in-situ, online Introduction The aim of this study is to test and verify a new ultrasonic sensor that enables in-situ, non-invasive and real time viscosity and film thickness measurements in standard tribological testing. Tribometers are often used to simulate industrial tribocontacts to be able to investigate and optimize lubricant and frictional performances for industrial applications. Currently, tribometers offer a limited insight into the tribocontact as wear cannot be measured in-line during a test run. Therefore, instrumenting a new sensor to measure additional parameters like film thickness and viscosity in-situ and non-invasively, provides very valuable tribological insights and information. The proposed sensor utilizes high frequency ultrasonic sensors to enable such non-invasive and real time measurement of the pin-test plate lubricated contact in a standard SRV3 tribometer. Ultrasonic Background Ultrasonic waves, like audible sound, propagate as a pressure wave through a medium in different wave modes. Ultrasonic waves are mainly generated by piezoelectric crystals that are polarized to generate different wave modes. The most common polarization modes are the plane longitudinal and the horizontally shear ones. When an interface, assumed to be perfectly bonded between two materials, is struck by an ultrasonic wave, some portion of the wave is transmitted, and the rest is reflected. If the wave is incident to the contact interface at an angle, as shown in Figure 1, mode conversion occurs transforming part of the incident planewave (L 1 ) into a reflected shear wave (S 1 ) and partially into a longitudinal wave (L 1’ ), each following Snell’s law (Jakevicius, Butkus, Vladiauskas, & Barauskas, 2021). Figure 2 shows that in lubricated tribological contacts, medium 1 and medium 2 would be in relative motion between each other and would be separated by a lubricant layer. GfT-Förderpreis Masterarbeit * Dipl.-Ing. Fabio Tatzgern, BSc 1 Michele Schirru 2 Markus Varga 2 AC2T research GmbH Viktor-Kaplan-Straße 2C, 2700 Wiener Neustadt Martin Gröschl 2 Institut für Angewandte Physik Technische Universität Wien Wiedner Hauptstraße 8-10, 1040 Wien 1 Corresponding author, student 2 Supervisors Figure 1: Reflection of ultrasonic waves incident at an angle in medium 1. Part of the wave is reflected; the other part is transmitted into medium 2. Figure 2: Three-layer system: medium 1 steel specimen, lubricant 3, medium 2 steel disc. The incident wave I gets reflected and transmitted (T) at interface 1-3 and at interface 3-2. The received signal R is a combination of the two reflected signals. TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 93 If the ultrasonic wave is incident on a thin lubricant layer (medium 3 in Figure 2), or a layer with thickness that is less than the incident wavelength, to a normal incidence angle, the spring model (Dwyer-Joyce, Zhu, & Reddyhoff, 2010) can be used to correlate the reflection coefficient to the film thickness by: Eq. 1 where h is the thickness of the lubricant layer, c 3 is the speed of sound in the lubricant, ρ 3 is the density of the lubricant, ω is the frequency of the incident wave, R is the reflection coefficient and z 1 and z 2 are the acoustic impedances of medium 1 and 2 respectively. If a shear wave is incident on an interface, the viscosity of the liquid layer can be estimated by (Kasolang & Dwyer-Joyce, 2008) Eq. 2 where η u is the ultrasonically measured viscosity, ρ L is the density of the liquid layer and z s is the acoustic shear N O P P ! QR R ! S T ! R R ! ! U R U R ! ! V U T ! W X YR Z! ! O P Q [ V U T V T \ ! impedance of the solid. The current study was conducted with ultrasonic wave incident at an angle to the contact interface, however Eq.1 and Eq.2 proved to be suitable for a first approximation of the results of the experiments conducted. Experimental Methods Ultrasonic pulses in the longitudinal mode used in this work are generated by 10 MHz center frequency piezoelectric transducers bonded directly onto the modified spherical pin specimen, as seen in Figure 3. (Zhang, Drinkwater, & Dwyer-Joyce, 2006) One element pulses the ultrasonic wave, a 12 MHz sine pulse, at an angle to the contact point between the pin and the counteracting disc, while the other receives the reflected waves. The geometry is shown in more detail in the next section and in Figure 6. The pin, a 100Cr6 hardened steel ball with a diameter of 10 mm, is held in position by the geometry seen in Figure 3 to always ensure that the position of the contact point is known. This makes sure sound is always reflected from the same point for different pins and allows high repeatability between tests. An SRV3 (‘Schwing-Reib- Verschleiß’) tribometer is used to conduct the experi- Nachrichten 94 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Figure 3: The modified specimen instrumented with piezoelectric elements. (left); the sample holder with the instrumented specimen built in the SRV3. (right) Figure 4: Parameters used for tribo-testing with an SRV3 tribometer. ments. This standard tribometer allows to inspect the oscillation motion of the modified pin and a lubricated disc with a range of different parameters, which are seen in Figure 4. For this study three different standard lubricants with different material properties were chosen. All three are Polyalphaolefin (PAO) with different viscosities, namely PAO4, PAO40 and PAO100. Enough data of these oils was available (Nakamura et al., 2016), (Spectra- Syn™, 2021) to evaluate the obtained viscosity and film thickness in comparison to both literature and accepted models such as the Hamrock & Dawson equation. (Hamrock & Dowson., 1976) (Bair, Vergne, & Querry , 2005) TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 94 Nachrichten 95 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Table 1 shows material properties of the used oils. (Nakamura et al., 2016) (SpectraSyn™, 2021) After previous calibration tests and finetuning, each oil was tested in two different test runs, for a total of six experiments. The increase of temperature at the location of the piezoelectric elements was investigated and found to be negligible over the duration of a test run, therefore, temperature can be assumed to be constant throughout a test run, at about 30 °C. A PC is used to control a waveform generator that controls the ultrasonic transducer acting as sender to produce the incident ultrasonic tone burst sine wave. A preamplifier is used to amplify the signal sent to the sender to achieve an incident ultrasonic amplitude of 10 Vpp. The reflected signal is detected by the ultrasonic transducer acting as the receiver which is connected to an oscilloscope. The oscilloscope is used to transfer waveform data to the PC where data is acquired and postprocessed. Figure 5 shows an example of ultrasonic signals received from the interface. Since different modes travel at different speed of sound, different reflections can be identified that are associated with different wave modes. Figure 5-1 is the direct influence of the piezo electric element acting as sender on the element acting as receiver. This is of no interest for this work. The second reflection (Figure 5-2) is the longitudinal reflection from the contact area, which can be used to obtain information about the film thickness. The third reflection (Figure 5-3) corresponds to the reflected shear wave, generated by mode conversion during the reflection of the incident signal. This part of the waveform is the focus of this study. It can be correlated to viscosity, as discussed in ‘Ultrasonic Background’. Finite Element Simulation of Ultrasonic Propagation The reflection of sound at interfaces has been well studied and documented. (Pialucha, 1992) (Sang-Jin & Jeong, 2013) (Ruth, Drinkwater , & Liaptsis, 2005) Therefore, the acoustic reflection patterns of the triboacoustic pin can be simulated with finite element method simulation using COMSOL Multiphysics® Acoustics module. (COMSOL Multiphysics ® , 2020) This was used to obtain information about the pin area swept by the ultrasonic incident and reflected waves, and to ensure that the experimentally measured response matches the expected time of flight. This software allows to generate the same incident pulse as the experimental one (sine tone burst of three cycles) from a source of the same size as the real ultrasonic transducer. The pin, as seen in Figure 6, is modeled with a tetrahedral mesh with minimum size of 10 λ (10 times the wavelength). This is done for an ideal reconstruction of the transmitted ultrasonic pulse. The excitation pulse is generated by the piezo electric transducer boundary on the left corner, as seen in Figure 7. All boundaries, except the top, are set to be sound Figure 5: Received signal divided into areas of interest. 1direct influence of the sender on the receiver, 2reflected longitudinal signal, 3reflected shear wave generated by mode conversion during reflection, 4surface wave generated during reflection. Sample Density (kg/ m 3 ) (1/ MPa) Kin. Viscosity (40°C) (cSt) Kin. Viscosity (100°C) (cSt) PAO4 820 0.015 18 4 .05 PAO40 849 0.022 403 40.5 PAO100 854 0.022 1264 101 Table 1: Material properties of the three used base oils TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 95 hard walls, thus energy is not dissipated at the pin boundaries. The top boundary in is set to be a fixed support. This simulation shows that the ultrasonic pulse is indeed reflected at the contact area, and that the reflection happens at the expected time. However, it must be noted, that the pulse is not only reflected from the contact point, but from an area around it, the contact area. A consequence of this fact is that the measured and calculated viscosity values are an average for the contact area seen by the ultrasonic pulse. Post Processing of Experimental Data Figure 5 shows the acquired experimental signal. The 12 MHz reflected ultrasonic signals were sampled at 1GS/ s by the ultrasonic pulsers, and the signals were acquired every 20 milliseconds, the highest possible acquisition rate for the picoscope ® ultrasonic pulsing/ receiving unit. From this waveform the focus is the third reflection (Figure 5-3). To evaluate the signal and convert it into information about viscosity the reflection coefficient must be obtained. To obtain the reflection coefficient, first the Fast Fourier Transform (FFT) is applied to the reflection of interest. The FFT is applied to each single acquisition. Before a test run, for each specimen a reference measurement was done. Measuring the reflected signal while the specimen is built in the experimental setup, but not in contact with a counter body, provides a so-called reference measurement of the ultrasonic response of the pin. For the reference the same procedure is applied, applying the FFT. The reference is measured over a few seconds, the average reference signal is shown in Figure 8 and the FFT of the average reference is shown in Figure 9. With Am being the amplitude of the FFT of the signal (grey in Figure 9) and A r being the amplitude of the FFT of the reference (black in Figure 9), the reflection coefficient R can be calculated by: Eq. 3 Now the maximum amplitude values of the FFT obtained during a test run are divided by the maximum amplitude value of the FFT obtained from the reference. This yields the reflection coefficient for each acquisition. T ] * ] Nachrichten 96 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Figure 6: Geometry used in COMSOL Multiphysics ® . The top is assumed to be fixed; every other boundary is assumed to be free. Figure 7: Evolution of an ultrasonic pulse within the specimen. Figure 8: Third reflection of: (black) the reference measurement and (grey) one measurement from a test run. TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 96 Nachrichten 97 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Results The resulting values for the reflection coefficient for each test are displayed in Figure 10. For the higher viscous oils, the test runs show repeatability as they are very similar, however, for PAO4 there is quite a difference between the two test runs. This can be correlated to more wear being apparent in the post test analysis of the topography of the specimen, as seen in Figure 11. Local wear events can influence the reproducibility of the low viscosity oils. Using Eq. 2 to convert the obtained reflection coefficient into viscosity requi- Figure 9: Fast Fourier Transform of the signals seen in Figure 8. Figure 10: Reflection coefficient results for all six test runs. The different parameter variations are indicated. Figure 11: Topographic analysis of the specimen after a test run with PAO100 (left) and PAO4 (right). TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 97 res some assumptions to be made: It is assumed, that the density and the speed of sound of the lubricant are constant. The density is taken from Table 1 and the speed of sound is assumed to be 1500 m/ s for all oils. This results in an approximation of the viscosity, which can be seen in Figure 12. The viscosity values obtained from the experiments conducted are compared to values obtained with the Barus model (Barus, 1893). The Barus model is a pressure-viscosity model widely used and accepted for Elastohydrodynamic calculations. When the pressure-viscosity coefficient α of a lubricant is known, the viscosity η at any pressure p can be calculated from the viscosity at atmospheric η 0 pressure by Eq. 4 It can be seen that a very similar trend is visible between the experimentally obtained data and the theoretically calculated from the Barus equation. For the higher viscosity samples, it is assumed that the lubricant is not fully Newtonian anymore. This contradicts the assumptions for elastohydrodynamic lubrication, which assume a fully Newtonian fluid. This results in a deviation from experimental and theoretical values seen in Figure 12, below a reflection coefficient of approximately 0,7. However, when the experimental values for PAO100 are compared to values found in literature, a very good agreement can be found. For example, for the PAO100 a viscosity of 1265 cSt was measured, which is close to the 1300 cSt found in literature. (Bair, Vergne, & Querry, 2005) Using the Hamrock & Dowson equation (Hamrock & Dowson., 1976) the viscosity seen in Figure 12 was converted into film thickness. The result can be seen in Figure 13. The Hamrock & Dowson equation is given by Eq. 5 where G, U, W are the Hamrock-Dowson parameters for material, speed, and load respectively. k is the ellipticity parameter. These properties of the applied oils were taken from Table 1 and test parameters were taken from Figure 4 and additional material parameters from (Engineering ToolBox, 2001). W W ^ _ `a b c Yd.e4 ^dfP g ^dhi j ^d^hi k V U .deV_ ^diPl m Discussion and Conclusion In this study an innovative sensor for the non-invasive and in-situ measurement of lubricant film thickness and viscosity was developed. Standard steel spherical pins were modified to allow the integration of piezoelectric quartzes with the intention of making standard tribological pins into active sensing elements. It is shown that ultrasonic reflectometry can be applied to standard tribological tests and that the ultrasonic reflection amplitude from a lubricated interface is function of the contact load and oil tested. The sensor response was also validated against finite element simulation and the experimental ultrasonic response was found to be in line with the simulated acoustic response. Six sensors were manufactured, and their response showed repeatability in different tests and a high sensitivity to the load applied. The obtained viscosity and Nachrichten 98 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Figure 12: Calculated viscosity obtained from experimental values compared to the simple Barus model. Figure 13: Film thickness obtained by converting viscosity values using the Hamrock & Dowson formula. TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 98 Nachrichten 99 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 film thickness results were compared to literature and to accepted theoretical models like the Hamrock & Dowson Equation and the Barus Equation. The tribo-acoustics pin shear mode response was converted directly in a real time viscosity measurement using a standard ultrasonic model. The measured viscosity agrees with a deviation of less than 12 % the expected viscosity in comparison to the Barus model between 700 cSt and 1150 cSt. For higher viscosities was found that the standard Barus equation does not describe accurately the response of the sensor, probably due to the high non-linearity of the viscoelastic contact at tribological pressures. For lower viscosities wear events cause the experiments to have less reproducibility and introduce external factors like wear particles into the contact, causing a deviation of the measured viscosity. The tribo-acoustic pin sensor offers the possibility for unique insights for the real time non-invasive and in-situ investigation of tribological contacts between metal specimens while being fully integrated with standard tribological operating procedure and standards, thus being appealing for widespread industrial use. References Bair, S., Vergne, P., & Querry , M. (2005). A unified shearthinning treatment of both film thickness and traction in EHD. Tribol Lett 18, 145-152. Barus, C. (1893). Isothermals, Isopiestics and Isometrics Relative to Viscosity. American Journal of Science 45.266. COMSOL Multiphysics ® . (2020, 12 30). COMSOL Multiphysics ® . Retrieved from COMSOL Multiphysics ® : https: / / www.comsol.com/ comsol-multiphysics Dwyer-Joyce, R. S., Zhu, J., & Reddyhoff, T. (2010). Ultrasonic measurement for film thickness and solid contact in elastohydrodynamic lubrication. American Society of Mechanical Engineers, Tribology Division" 111-113. Engineering ToolBox. (2001). Engineering ToolBox. Retrieved 02 10, 2021, from https: / / www.engineeringtoolbox.com Hamrock, B., & Dowson., J. (1976). Isothermal elastohydrodynamic lubrication. ASME J. Lubr. Tech., 223-229. Jakevicius, L., Butkus, J., Vladiauskas, A., & Barauskas, K. (2021, 01 19). Simulation of the pitch-catch of ultrasound waves at oblique incidence to the plane glass layer. Retrieved 01 16, 2021, from nde-ed.org: www.ndt.net/ article/ v10n11/ jakevicius/ jakevicius.htm Kasolang, S., & Dwyer-Joyce, R. S. (2008). Viscosity measurement in thin lubricant films using shear ultrasonic reflection. Proceedings of the Institution of Mechanical Engineers. Nakamura et al., Y. (2016). High-pressure viscosity measurements of polyalphaorefins at elevated temperature. Tribology Online 11.2, 444- 449. Pialucha, T. P. (1992). The Reflection Coefficient from Interface Layers in NDT of Adhesive Joints. Cambridge: IMPERIAL COLLEGE OF SCIENCE, TECHNOLOGY AND MEDI- CINE, University of London. Ruth, T., Drinkwater , B., & Liaptsis, D. (2005). The reflection of ultrasound from partially contacting rough surfaces. The Journal of the Acoustical Society of America. 117(2): 638- 45. Sang-Jin, S., & Jeong, B.-J. (2013). Principle and Comprehension of Ultrasound Imaging. Journal of the Korean Orthopaedic Association 48(5): 325. SpectraSyn™ . (2021, 01 17). SpectraSyn™ - Polyalphaolefin (PAO) Fluid - Datasheet. Retrieved from SpectraSyn™ : http: / / exxonmobilchemical.ides.com/ en-US/ ds244604/ SpectraSyn%E2%84%A2%20100.aspx? I=30156&U=0 Zhang, J., Drinkwater, B., & Dwyer-Joyce, R. (2006). The Measurement of Oil Film Thickness in Ball Bearings Using Ultrasound. AIP Conference Proceedings. 820., 1794-1801. TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 99 Nachrichten 100 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 Die Anwendung der Supraschmierung mit nachhaltigen Schmiermitteln - Aktueller Stand und Perspektive Stefan Makowski* Der Zustand besonders geringer Reibung mit einem Reibkoeffizienten von kleiner 0,01 wird als Supraschmierung bezeichnet und begegnet uns im Alltag zum Beispiel beim Schlittschuhlaufen oder im eigenen Körper in den Gelenken. Angesichts der vielfältigen Anstrengungen zu Verbesserung der Energieeffizienz und der Tatsache, dass zahlreiche technische tribologische Systeme deutlich höhere Reibungskoeffizienten aufweisen, deren Verbesserung nur noch in kleinsten Schritten erfolgt, erscheint die Anwendung suprageschmierter Systeme besonders reizvoll. Aber auch weitere Motive sprechen dafür, wie beispielsweise der reibungsneutrale Ersatz von Wälzdurch Gleitlager oder der konsequente Einsatz nachhaltiger und ökologisch unbedenklicher Schmierstoffe. In der jüngsten Literatur finden sich mittlerweile dutzende Berichte von verschiedenartigsten tribologischen Systemen mit supraschmierender Eigenschaft - Tendenz stark steigend. Im Vergleich zu anderen Ansätzen zur Reibungsreduzierung, wie beispielweise dem Einsatz von Beschichtungen oder niedrigviskosen Ölen, ist die Supraschmierung aber trotzdem noch ein Nischenthema. Per Definition beschreibt Supraschmierung nur einen Zustand geringer Reibung, also ein klar definiertes tribologisches System, jedoch keinen Mechanismus oder auch kein Materialsystem. Ein supraschmierfähiges System kann also unter ungünstigen Bedingungen auch deutlich höhere Reibung haben. Damit lassen sich auch leicht große Diskrepanzen in der Literatur erklären, die auf Grundlagenstudien in Modellversuchen basieren. Eine technische Anwendung der Supraschmierung ist nach 25-jähriger Forschung immer noch nicht beschrieben und zeigt den immer noch bestehenden Forschungsbedarf auf. Eine Einteilung wird heute in ungeschmierte (solid superlubricity oder structural superlubricity) oder geschmierte Supraschmierung (liquid superlubricity) vorgenommen. Im ersten Fall reiben Festkörperüberflächen direkt aufeinander und interagieren auf atomarer Ebene. Sie stoßen sich elektrostatisch, teilweise auch bedingt durch inkommensurable Strukturen voneinander ab. Die Oberflächen sind dabei entweder einkristallin oder amorph, auf alle Fälle aber sehr glatt. Die Effekte sind typischerweise an Atmosphäre deshalb nicht stabil und nur schwer aufzuskalieren. Im zweiten Fall ist ein Schmiermittel zwischen den Oberflächen, wobei verschiedenartige Mechanismen wie strukturierte Eisenkomplexen, Hydrathüllen, niedrigviskose Grenzflächen oder strukturelle Veränderungen an der Festkörperoberfläche beschrieben werden. In einigen Fällen zehren sich die Oberflächen auch auf. Obwohl der größere Teil der Systeme in der Hydrodynamik niedrige Reibung ausbildet, gibt es einige Systeme, die explizit in der Misch- oder Grenzreibung verortet werden. Die Bestimmung des Schmierungszustandes stößt aber hier zunehmend an die Grenzen der Messmethoden und etablierten Modelle, wenn Rauheit, Schmierstoffmoleküle und Schmierfilmdicke sich der gleichen Größenordnung annähern. Zusammenfassend lässt sich feststellen, dass es zahlreiche verschiedene Mechanismen gibt, die in sehr unterschiedlichen Parametergrenzen auftreten. Aus der Sicht des Maschinenbaus sind eine ausreichend hohe Lasttragfähigkeit von 50 MPa, Atmosphärenstabilität, Verschleißstabilität und Robustheit des tribologischen Zustands wesentliche Anforderungen. Mit dieser Auswahl gelangt man unter anderem zu den superharten tetraedrisch amorphen Kohlenstoffschichten (ta-C) und Schmierstoffen auf Basis von Einfachestern (beispielsweise GMO) oder Polyalkoholen (beispielsweise Glycerol). Diese Kombination ist interessant, weil ta-C-Schichten bereits als verschleißstabile und reibungsmindernde Beschichtung unter regulär geschmierten Bedingungen eingesetzt werden und sowohl das Know-how als auch die industrielle Beschichtungstechnik verfügbar ist. Weiterhin sind die als Schmierstoffe verwendeten Modellsubstanzen einfach aus Pflanzenölen zu gewinnen und ökologisch unbedenklich. Basierend auf den ersten vielbeachteten Arbeiten von Kano et al. aus dem Jahr 2005 sind in der betrachteten Dissertation die Wechselwirkungen der ta-C-Schichten mit GMO und Ölsäure systematisch experimentell untersucht worden. Bei den Testreihen zur Schmierstoffchemie stellte sich heraus, dass die beiden Modellsub- GfT-Förderpreis Dissertation * Dr. Stefan Makowski Fraunhofer-Institut für Werkstoff- und Strahltechnik IWS Winterbergstrasse 28, 01277 Dresden Orcid-ID: https: / / orcid.org/ 0000-0003-4102-5258 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 100 Nachrichten 101 Tribologie + Schmierungstechnik · 68. Jahrgang · 3-4/ 2021 stanzen als Vertreter für alle fettsäurebasierten Schmierstoffe stehen. Sehr ähnliche Ergebnisse lassen sich also auch mit allen freien Fettsäuren, deren Estern und Mono-, Di- und Tri-Glyceriden erzielen. Das schließt auch die unraffinierten Pflanzenöle und Verarbeitungsprodukte wie Biodiesel mit ein. Als wesentliches übergreifendes Merkmal wurde die ungesättigte Fettsäurebindung identifiziert, die in fast allen natürlichen Pflanzenölen in hohem Anteil vorhanden ist. Mit fettsäurebasierten Schmierstoffen wurden dann zwei wesentliche unabhängige Effekte ausgemacht: Zum einen kann es unter extrem harten Bedingungen (z. B. sehr hoher Flächenpressung) zu einem tribochemischen Verschleißmechanismus kommen, bei dem selbst die superharten Kohlenstoffschichten unerwartet schnell verschleißen. Dieser Effekt tritt besonders in Kugel-Scheibe-Modellsystemen auf, allerdings sind diese Bedingungen fernab üblicher aktueller Gleitkontakte und lassen sich zudem über die Materialauswahl kontrollieren. Zum anderen kommt es unter moderaten Flächenpressungen zur Supraschmierung, ohne dass messbarer Verschleiß auftritt. Hierfür ist neben der ungesättigten Doppelbindung auch eine weitere reaktive Molekülfunktion, üblicherweise der Säurekopf notwendig. Vergleichsversuche mit Ölsäure (ungesättigt) und Stearinsäure (gleiches Molekül, jedoch gesättigt) zeigen deutlich, dass eine chemische Reaktion stattfindet und die Reibung nur mit Ölsäure stark absinkt, und sich nicht wie auf Metalloberflächen eine selbstorganisierte Monoschicht ausbildet. Begleitende DFT-Simulationen des Fraunhofer IWM legen nahe, dass die zweifach reaktiven Moleküle an beiden Oberflächen andocken und zerrissen werden, und damit eine Kette reaktiver Prozesse in Gang setzen, die unter anderen zu einer atomaren Glättung der Oberflächen durch Graphenisierung führt. Die Oberflächen müssen hierfür nahe beieinander sein, was sich mit der Zuordnung des Systems zur Grenzreibung deckt. Die Ergebnisse von ta-C-Schichten mit Fettsäureschmierstoffen sind in Bezug auf eine zukünftige Anwendung vielversprechend und erfüllen bislang alle gestellten Grundanforderungen. Der Supraschmierungseffekt tritt auch in einer technisch relevanten, einseitig beschichteten Paarung ta-C/ Stahl auf, die auch jenseits der Supraschmierung äußerst robust gegen Verschleiß und Fressen ist. Für die weitere Umsetzung sind die Übertragung in makroskopische Kontakte und geeignete Komponentengeometrien zu untersuchen. Die Einstellung eines definierten Schmierungszustands, zum Beispiel für Gleitlager außerhalb der Hydrodynamik, könnte vorteilhaft sein und erfordert etablierte Konstruktionsregeln zu prüfen. Auch wenn erste Stichversuche über mehrere Tage stabile Supraschmierung gezeigt haben, sind die Verschleißfestigkeit der Oberflächen sowie Langzeitstabilität der Schmierstoffe noch im Anwendungskontext zu prüfen. Gerade bei Pflanzenölen führt die reaktive Doppelbindung schließlich zur unerwünschten Alterung. Insgesamt weist das vorgestellte System im Vergleich zu anderen unter Laborbedingungen nachgewiesenen supraschmierenden Systemen das aktuell höchste Potenzial für die industrielle Anwendung auf, welche in verschiedenen Folgeprojekten untersucht werden. Literatur: Makowski, S. Superlubricity und tribochemischer Verschleiß: Wechselwirkung von tetraedrisch amorphen Kohlenstoffschichten mit fettsäurebasierten Schmierstoffen, Dissertation, TU Dresden, Institut für Fertigungstechnik, 2020, https: / / nbn-resolving.org/ urn: nbn: de: bsz: 14-qucosa2-733631 Kuwahara, T., Romero, P. A., Makowski, S., Weihnacht, V., Moras, G., and Moseler, M., “Mechanochemical decomposition of organic friction modifiers with multiple reactive centres induces superlubricity of ta-C,” Nature communications, V. 10, No. 1, 2019, p. 151 https: / / doi.org/ 10.1038/ s41467-018-08042-8 Weihnacht, V.; Makowski, S. The role of lubricant and carbon surface in achieving ultraand superlow friction. Chapter 14, Superlubricity - 2nd Edition; Elsevier, 2021; pp 247- 273, ISBN 9780444643131 https: / / doi.org/ 10.1016/ B978-0-444-64313-1.00014-4 Makowski, S., Schaller, F., Weihnacht, V., Englberger, G., and Becker, M., “Tribochemical induced wear and ultra-low friction of superhard ta-C coatings,” Wear, 392-393, 2017, pp. 139-151 https: / / doi.org/ 10.1016/ j.wear.2017.08.015 TuS_3_4_2021.qxp_TuS_Muster_2021 03.09.21 13: 28 Seite 101