Tribologie-Handbuch: Reibung und Verschleiß, 3. Auflage

Horst Czichos

I Karl-Heinz Habig

Tribologie-Hand buch

Horst Czichos

I Karl-Heinz Habig

TribologieHandbuch Tribometrie, Tribomaterialien, Tribotechni k 3., überarbeitete und erweiterte Auflage Mit 561 Abbildungen und 12 3 Tabe llen Unter Mitarbeit von Jean-Pierre Celis, Alfons Fischer, Klaus Gerschwi ler, Thomas Gradt, Erich Kleinlein, Fritz Klocke, Gunter KnolI, Eckard Schopf, Frank Talke, Ecka rt Uhlmann, Ward O. Winer und Math ias Woydt

STUDIUM

VIEWEG+ TEUBNER

Bibl iografische Information der Deutschen Nationalbibliothek Die Deutsche Nationalbibliothek verzeichnet diese Publ ikation in der Deutschen Nationalbibliografie; detaillierte bibliografische Daten sind im Internet über abrufbar.

I. Au flage 1992 2. Auflage 2003 3., überarbeitete und erweiterte Au flage 2010

Alle Rechte vorbehalten

© Vieweg+Teubner Verlag I Springer Fachmedien Wiesbaden GmbH 2010 Lektorat: Thomas Zipsner I Ellen Klabunde Vieweg+ Teubner Verlag ist eine Marke von Springer Fachmedien . Springer Fachmedien ist Teil der Fachverlagsgruppe Springer Science+ Business Media. www.viewegteubner.de Das Werk einschließlich aller seiner Teile ist urheberrechtlich geschützt. Jede verwertung außerhalb der engen Grenzen des Urheberrechtsgesetzes ist ohne Zustimmung des Verlags unzuläss ig und strafbar. Das gilt insbesondere für Vervielfältigungen, Übersetzungen, Mikroverfilmungen und die Einspeicherung und Verarbeitung in elektronischen Systemen . Die Wiedergabe von Gebrauchsnamen, Hande lsnamen, Warenbezeichnungen usw. in diesem Werk berechtigt auch ohne besondere Kennzeichnung nicht zu der Annahme, dass solche Namen im Sinne der Wa re nzeichen- und Ma rkenschu tz-Gesetzgebung als frei zu betrachten wären und daher von jedermann benutzt werden dürften. Umschlaggestaltung: KünkelLopka Medienentwicklung, Heidelberg Druck und buchbinderische Verarbeitung: MercedesDruck, Berlin Gedruckt auf säurefreiem und chlorfrei gebleichtem Papier. Printed in Germany ISBN 978-3-8348-0017-6

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Vorwort

Nachdem die zweite Auflage des Tribologie-Handbuches, die von unseren Fachkollegen Erieh Santner und Mathias Woydt unter Mitwirkung von Erieh Kl ein lein, Fritz Klocke, Gunter Knüll, Eckard Schopf und Frank E. Talke bearbeitet wurde, zwischenzeit lich vergriffen war und nachgedruckt werden musste, hielt der Verlag eine dritte Auflage fiir sehr wünschenswert . Das Arbeitsgebiet der Tribologie hat sich in den letzten Jahren durch neue wissenschaftliche Erkenntnisse, messtechnische Instrumentarien und Anwendungen der Mikrosystemtechnik und Mechatronik erheblich erweitert. Die dritte Auflage des Tribologie-Handbuches behandelt dementsprechend die Makrotribologie, die Mikrotribologie und die Nanotribologie. Für neue Beiträge zum Tribologie-Handbllch danken wir folgenden Kollegen:

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TribokorrosiOI1 bei Gleilbeanspruc/lIIlIg, Kap. 7.4, Jean-Pierre Celis, KU Leuven

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IIksslecllllik der Mikro- lind Nanoskala, Kap. 8.4, Heinz Sturm , BAM Berlin

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Triboll/olerialien!iir MEMS. Kap. 13.5, Jean-Pierre Celis, KU Leuven

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Tribologie in der Prodllklionslechnik. Kap. 14 , Eckart Uhhnann, TU Berlin

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VakulIlI/lribologie. Kap. 16, Thomas Gradt, BAM Berlin

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Tieflempera/lIl"frib%gie, Kap. 17, Thomas Gradt, BAM Berlin

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Hochtemperalllririb%gie, Kap. 18, Mathias Woydt , BAM Berlin

Das rur Entwicklung, Konstruktion und Instandhaltung tribologischer Systeme wichtige Kapitel TribOiec/lllische Werkstoffe hat Alfons Fischer, Universität Duisburg- Essen, überarbei tet und erwei tert. Für ihren internationalen Beitrag Machillery Diagllostics (Kapitel 22) sind wir unseren Kollegen Ward O. Winer und Robert Cowan vom Georgia Institute of Technology, Atlanta, USA dankbar. Wir danken Frau Treige-Wegener vom Deutschen Institut fUr Nonnung, D1N, rur die sorgnil tige Aktua lisierung des Anhangs Normen auf dem Gebiel der Tribologie. Ebenso herzlich gilt unserer Dank Herrn Thomas Zipsner, Frau Ellen-Susanne Klabu nde und dem Lektorat Maschinenbau des Vieweg+ Teubner Verlages fur die wiederum ausgezeichnete Zusammenarbeit. Die Aktualisierung und interdisziplinäre Emeiterung unter Mitarbeit von Experten der BAM und Fachkollegen aus dem ln- und Ausland macht das Tribologie-Handbllch auch weiterhin zu einem aktuellen Nachschlagewerk und zuverlässigen Ratgeber rur Wissenschaftler und Ingenieure, die sich in den verschiedenen Bereichen der Technik mit Fragestellungen zur Reibung und zu Verschleißproblemen beschäftigen und technische Systeme optimieren müssen: Konstrukteure, Maschinenbauer, WerkstofT- und Verfahrenstechniker, Ingenieure der Produktionstechnik, der Betriebstechnik und Instandhaltung sowie Physiker, Chemiker und Studierende dieser Fachrichtungen. Berlin, Januar 201 0

Horst Czichos lind Kar/-Heim Habig

VI

Vorwort

Vorwort der 1. Auflage Eine wesentliche Aufgabe der Technik - von der Feinwerktechnik, dem Maschinenbau und der Produktiol1stechnik bis hin zu modernen Transport-, Roboter- und Datenverarbcitungstechnologien - besteht darin, Kräfte, Energien und Informationen zu übertragen sowie Bewegungen zu ermöglichen oder zu verhindern. Die von Leonardo da Vinci , Amontons und Coulomb beobachteten Reibungsregeln haben sich zu dem interdisziplinären Fachgebiet der Tribologie entwickelt, das sich in systematischer Weise mit den Problemen von Reibung, Verschleiß und Schmierung beschäftigt. In diesem Tribologie-Handbuch werden zunächst die systematischen Grundlagen von Reibung und Verschleiß, einschließlich der charakteristischen Merkmale tribologischer Beanspruchungen, dargestellt. Es folgen Kapitel über die Methoden der Reibungs- und Verschleißprüfung, die Grundlagen der Schmierung und die wesentl ichen SchmierstoITklassen. Ein Schwerpunkt des Buches betriffi das Reibungs- und Verschleißverhalten der wichtigsten meta llischen, keramischen und polymeren Werkstoffe unter Einbeziehung von Oberflächenschutzschichten. In anwendungsorientierter Darstellung werden außerdem tribotechnische Bauteile des Maschinenbaus und Werkzeuge der Fertigungstechnik behandelt. Ein umfangreicher Anhang enthält Verschleißerscheinungsbilder tribologisch beanspruchter Werkstoffe, Reibungs- und Verschleißdaten von Gleitpaarungen sowie Normen der Tribologie. Das vorliegende Werk ist das Ergebn is einer 25jährigen Zusammenarbeit der Autoren auf diesem Gebiet. In das Buch wurden neben den internationalen Stand der Kenntnisse besonders die Ergebn isse tribologischer Forschungsarbeiten in der Bundesanstalt rur Materialforschung und -prüfung (BAM) einbezogen. Unser herzlicher Dank gilt allen Kolleginnen und Kollegen der BAM, die mit ihrer Arbeit zu diesem Werk beigetragen haben. Das Tribologie-Handbuch wendet sich an Maschinenbauer, Werkstoff- und Verfahrenstechniker, Physiker, Chemiker sowie andere Wissenschaftler und Ingen ieure, die in den verschiedenen Bereichen der Technik Reibung und Verschleißprobleme zu bearbeiten haben. Daneben soll es Studenten helfen, sich in das komplexe Gebiet der Tribologie einzuarbeiten. Berlin, August 1992

Horst Czichos und Kar/-Heinz Habig

VII

Inhaltsverzeichnis

Technik und Tribologic ............................... . 1.1 Dimensionen der Technik .............. . 1.2 Definition der Tribologie ............ . 1.3 Aufgaben und Bedeutung der Tribologie 2

3

4

Tribologisc he System e ................................. . 2. 1 Einfuhrung in die systcmtechn ische Methodik ................. . 2.2 Funktion und Struktur tribologischer Systeme .................... . 2.3 Dimensionsbereiche lribo logischer Systeme und Prozesse ....................... . 2.3. 1 Nanotribologie ...... 2.3.2 Mikrotribologie ................................... ............ . 2.3.3 Makrotribologie .................................. . 2.4 Methodik zur Reibungs- und Versch leißanalyse ............ . T ribolog isc he Bea nspruchung ............ .. 3. 1 Technische Oberflächen .............. . 3.1.1 Aufbau technischer Oberflächen 3.1.2 M ikrogeornetrie technischer Oberflächen ................... . ...................... ................. . 3.2 Kontaktvorgänge ........... 3.2.1 Adhäsion .......................... ....... ........................ 3.2.2 Kontaktgeometrie und Kontaktmechanik ............. . 3.2.3 Werkstoffanstrengung ..................... . 3.3 MikrolNano-Kontakte ...................................................... . 3.4 Kinematik ......................................................................... . 3.4.1 ßewegungsarten und ßewegungsablauf .............. . 3.4.2 Grenzflächendynamik .. ....... .. .. .. .. .. .. .. .. .. . 3.4.3 Kontakt-Eingriffsverhältnis .. .. .. .. .. .. .. .. . 3.5 Thermische Vorgänge ........................... . 3.5.1 Tempernturen in Tribokontakten 3.5.2 ßlitztemperaturhypothesen .. .. .. . 3.5.3 Modellrechnungen von Reibtemperaturen ..... Reibung ............. .............. ............ .. 4. 1 Grundlagen und Übersicht ............ .. 4.2 Reibungsmessgrößen ..... ............. . 4.3 Reibungsmechanismen ................ . 4.3.1 Adhäsion ................................ . 4.3.2 Defonnation .................... . 4.3.3 Furchung ......................... . 4.3.4 Energiedissipation ............ . 4.4 Reibungsarten ....................... . 4.4.1 Gleitreibung .. .. .. .. .. 4.4.2 Rollreibung .......... . 4.4.3 Stick-slip-Vorgänge 4.5 Reibung und Wirkungsgmd.

2 4

8 8 9 12

13 14 15

18 19 19 19

22 28 29

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46 53

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VIII 5

6

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8

Inhaltsverzeichn is

Verschleiß .............................. . 5.1 Grundlagen und Übersicht 5.2 Verschleißlllessgrößen ... 5.3 Verschleißlllechanislllen ....................................................... . 5.3.1 Oberfliichenzerrüttung .. 5.3.2 Abras ion ........................ . 5.3.3 Adhäsion ........................ . 5.3.4 Tribochemische Reaktionen 5.3.5 Materialdissipation ................. . 5.4 Versch leißarten ..................................................................... . 5.4.1 Gleitverschleiß 5.4.2 Wälzverschle iß 5.4.3 Stoßverschleiß ... .. .... .. .. 5.4.4 Schwingungsversch leiß 5.4.5 Furchungsverschleiß 5.4.6 Strahlverschleiß .... .... ... 5.4.7 Erosion ... .. .. .. .. ... .... .... ... 5.5 Verschleiß und Zuverlässigkeit 5.6 Maßnahmen zur Verschleißm inderung

I 13 113 115 117 119 122 125 127 129 130 13 1 134

Schmierung ............................................................................................ . 6.1 Hydrodynamische Schmierungstheorie ......................................... . 6.2 Elastohydrodynamische Schmierung ............................................... . 6.2.1 Elastohydrodynamik Hertzscher Kontakte ................ .. 6.2.2 Elastohydrodynamische G leitlagerung 7.3 Grenzreibung ........................................................... .

163 164 168 168

Tribokorros ion ... .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .... .... .. .. .... .... .... .... .... ... .. .. 7.1 Ein fl uss des Umgebungsmediums auftribol og ische Systeme. 7.2 Definit ion und Mechanismen der Korrosion 7.3 Korros ionsarten .. .. .. .. .. .. ... .... .... .. .. .... .... .... .... .... ... 7.4 Tribokorrosion bei Gleitbeamspruchung ... .... ... 7.5 Erosionskorrosion ... .. .. .. .. .... .... .. .. .... ... Tribologische Mcss- und Prüftcchnik ..... .......................... .. 8.1 Aufgaben und Kategorien der tribologischen Prüfl:echn ik .................................. . 8.2 Planung und Auswertung tribologischer Prüfungen ........................................... . 8.2.1 Versuchsp lanung ......... ....................... . 8.2.2 Versuchsauswertung ... .. .... .... ... 8.3 Tribologische Laborprliftechnik ... .... ... 8.3.1 Prlifsysteme und Prüfmethodik 8.3.2 Charakterisierung tribologisch beanspruchter Oberflächen 8.3.3 Mechanismenorientierte Prlift.echnik 8.3.4 Tribologische Ringversuche 8.4 Messtechnik der Mikro- und Nanoskala 8.4.1 Surface Force Ap paratus (SFA) 8.4.2 Rasler-Tunnel-Mikroskop ie 8.4.3 Techn iken im Rasterkraftmikroskop (S FM, AFM) . 8.5 Tribologische Simulationsprliftechnik ... ... ...... ... .. .. .. .. .. . 8.5.1 Fallstudie Motortechn ik : Tribosystem KolbenringlZylinderlaufbahn 8.6 Tribologische Betriebsprlift.echnik .... .... .... ..... .... ... .. ... .. . .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .... .... ...

135 137 140 144 146

150 16 1

170 174 182 182 183 184 186

190 193 193

195 196

199 203 203 209 2 14

2 18

222 223 224 226

236 239 24 1

Inhaltsverzeichn is 8.7

Ergebnisdarstellung tribologischer Prüfungen ............................................ . 8.7.1 Zeitabhängigkeit von Reibung und Verschleiß ............................... . 8.7.2 Abhängigkeieten von Beanspruchungskollektiv und Systemstruktur 8.7.3 Tribologische Grenzbeanspruchungs-Diagramme ....... .. 8.7.4 Tribomaps ....

9 Tribotechnische Werkstoffe .. .. . 9. t Tribotechnische Werkstoffe im Maschinen- und Anlagenbau 9.2 Stähle .. .... .... ... .. .. ... .. .. .. .. .... .... ... .... .... .... ..... ... 9.3 Eisen- Kohlenstoff-Gusswerkstoffe ... ..... .... ... 9.4 Hartlegierungen und Hartverbundwerkstoffe 9.5 Nickel- und Kobaltlegierungen 9.6 Kupferlegierungen 9.7 Aluminiumlegierungen 9.8 Titanlegierungen .... .. .. .. . 9.9 Hartmetalle 9. 10 Ingenieurkeramische Werkstoffe 9. tl Oberflächenschutzsch ichten 9. 12 Polymere Werkstoffe .......... ..

IX 245

245 248 248

250 253 256 259 389 306 312 319 328

340 343 357 379

405

10 Schmi{'rstoff{' ......................... . 10.1 Schmieröle .................... .. 10.2 Schmierfette ... .. .. 10.3 Festschmierstoffe ... .. .. ... .. .. .

422 422 429 431

11 Tribolog ic von Konstruktionsclcmcntcn . 11 .1 Lager ... ... .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. .... .. .. .... .... ... 11.1.1 Gleitlager ........................ . 11. 1.2 Wälzlager .... . I 1.2 Zahnradpaarungen .... . 11.3 Axiale Gleitringdichtungen 11.4 Kolbenring/Zylindertaufbahn ..... . 11.5 NockenlNockenfolger ................... .

440

12 Mikromechanische Systeme - Magnetische Datenaufzeichnu ng . 12.1 Prinzipien der magnetischen Datenspeicherung 12.2 Tribologie des Kopf-Band- Interfaces 12.3 Tribologie des Kopf-Platten- Interfaces ...... .... ...

441 443 464 478

489 497

504 510 510

512 515

13 Mikrotechnik und die Tribologie \'on M EMS ......... . 13.1 Funktion und Struktur von MEMS und MOEMS ... 13.2 Herstellungstechnologien für MEMS ..................................... . 13.3 Funktionalität und Ska lierung von MEMS .................................... .. 13.3.1 Mikrosensoren .... ......................... .. 13.3.2 Mikroaktoren ............ ...................................... . 13.4 Tribo logie von MEMS ........... ......................... .. 13.5 Tribomaterialien ftir MEMS .. ...................... .. 13.6 Zuverlässigkeit von MEMS ...

524 524

14 Tribologic in der I~roduktion st echnik . 14.1 Tribologische Systeme in Werkzeugmaschinen 14 .1 .1 Das Tribosystem der Fertigung ... .... ... .....

543 544

525 527 528 529 530 535

540

545

x

Inhaltsverzeichnis 14.1.2 Tribologische Bewegungssystcmc in Werkzeugmaschinen ................ 14.2 Führungen und Lagerungen in Werkzeugmaschinen ........................ 14.3 Optimierung triboteclmischer Werkzeugmaschinenelcmcllte .......... 14.4 TriboJogie der Zerspanungstechnik ................................................... 14.4.1 Technologien zur Verschleißminderung an Werzcugen 14.4.2 Hartstoffschichten fur Zerspanwerkzeuge . ................ 14.5 Triboinduzierte Innovationen in der Produktionstechnik .........

545 547 551 553 553 554 558

14.6 Verftigbarkeil von Produktiol1sanlagcn und Instandhaltung .... ,

563

15 Tribologic von Wer kzeugen . 15.1 Zerspanwerkzeuge 15.2 Umformwerkzeuge

565 565 575

16 Va kuumtribolog ie ........ . 16.1 Tribosysteme in Vakuum umgebung ...... 16.2 Bedingungen und Erfordernisse der Vakuunungebung ........ . 16.3 Apparaturen fur tribologische Untersuchungen im Vakuum .................... . 16.4 WerkSIOITe fur Tribosysteme im Vakuum ............................... .. 16.4.1 Beschichtungen, Festschmierstoffe ......... ..................... ..................... . 16.4.2 Flüssige Schmierstoffe, Fette ........... ..................... ..................... . ................... .. 16.4.3 Polymere und Polymer-Komposite

586 586 587

17 Ticftcmpcraturt ri bologic ....... ........ .... ............... .... ............. . 17.1 Tribosysteme in der Kryotechnik ........... .... ................. . 17.2 Tribologische Prüftechnik rur Temperaturen unterhalb 120 K 17.3 Werkstoffe rur Tribosysteme bei tiefen Temperaturen ......... . 17.3. 1 Metallische Werkstoffe ....................... . 17.3.2 Polymere und Polymer-Komposite ... . 17.3.3 Festschmierstoffe .

599 599 600 603 603

18 I-I ochtempe raturtribo logie ..... ......................... .. 18.1 Tribosysteme in der Hochtemperaturtechnik .............................. .. 18.2 Tribologi sche Pr[jftechnik rur Temperaturen oberhalb 400 18.3 Werkstoffe fUr Tribosysteme bei hohen Temperaturen 18.3. 1 Metallische Werkstoffe 18.3.2 Ingenieurkeramiken ..... 18.3.3 Hartmetalle ........... ....... 18.3.5 Triboaktive Werkstoffe

oe

590 592 593 596 596

605 608 611 611

614 615 615

616 618 621

19 Methodik zur Bea rbeitung \'on Reibungs- und Verschleißpr oblemen 19.1 Tribotechnische Werkstoffauswahl................ ............................ 19.1.1 Systemmethodik zur Werkstoffauswahl ... ................ .......... 19.1.2 Fallstudie: wartungsfreies Feinwerktechnik-Gleit lager ....... 19.2 Tribotechnische Schadensanalyse .................... ................................. .................. 19.2.1 Fallstudie: Schaden an einem Kompressor-Dichtungssystem ................. 19.2.2 Methodik der Schadensanalyse .......... ........................

624 624 624 627 631 632 634

20 Atla s von Ve rschleißerscheinungsbildern ...

636

2 1 Reibungs- und Ve rschleißda ten ................... .......................... . 658 .......................... . 21.1 Methodische Grundlagen ....................... 658 21.2 TriboJogische Datenbank fur Reibungs- und Verschleißdaten .......................... .. 661

Inhaltsverzeichn is 22 Machinery Diagnostics . .................................................................................... . 22.1 Fai lure Prevention Strategies .......................................................... .. 22.1.1 Root-Cause Analysis .................................................................... . ................................................. . 22.1.2 Statistical COlltrol .......... 22.1.3 Reliab il ity Engineering ... . 22.1.4 Asset Maintenance .......... . 22.1.5 Knowledge-Based Systems 22.2 Condition Monitoring ...... .. ........... . 22.2.1 Vibration Monitoring ..... .. 22.2.2 Oil Monitoring ................ . 22 .2.3 Corrosion Monitoring ..... . 22 .2.4 Thermal Monitoring 22 .2.5 Electrical Signature Analysis ... .. .. .. .. .. . 22 .3 Nondestructive Evaluation .. .. .. .. .. .. .. .. .............. . .............. . 22 .3.1 Visual lnspection .. .. .. .. .. .. .. .. . 22 .3.2 Liquid Penetrant and Magnetic Particle lnspeclion .. .. ... . 22 .3.3 Eddy Current Inspection .. .. .. .. ... .. .. .. .. .. .. .. .. .. .. ... ... .. .. .. .. .. .. . 22 .3.4 Rad iography .................................................................... . 22 .3.5 Acoustic Emission and Ultrsonic Detection lnspection 22.4 Tribo-system Appl icat ions 22 .4.1 Bearings 22 .4.2 Gears .............. . 22 .4.3 Seals . .............. . 22 .4.4 Lubricants 22.4.5 Hydraulic Systems

Anhang

Normen auf dem Gebiet der Tribologie

XI 664 664 665 665 666 668

670 671

673 675 678

679 680 681 681 681 682 682

683 684 684 687

688 688 690 692

Lilcralu rvcr.lcichn is

703

S:lchwortver.lcichn is

747

1 Technik und Tribologie Die Tribologie ist eine interdiszi plinäre Ingenieurwissenschaft, die ftir zahlreiche Bereiche der Technik von Bedeutung ist. Nach einer Übersicht über die Dimensionen der heutigen Technik werden die Aufgaben der Tribologie in Wissenschaft, Technik und Wirtschaft dargestel lt.

1.1 Dimensionen der Technik Die Dimensionen der heutigen Technik umfassen mehr als zehn Größenordnungen und sind in exemplarischer Fonn in Bild 1.1 illustriert. Die Übersicht zeigt, dass - ausgehend vom klassischen Umtcter - das Größenverhältnis MeterlNanomcter vergleichbar ist mit dem Größenverhältnis des Erddurchrnessers zum Durchmesser e iner Haselnuss.

\ 1 .)" {~", MInimotor ~ ,

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Nanotechnik

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Bild 1. 1

Dimensionen der heutigen T eehnik: Makroteehnik. Mi kroteehn ik. Nanotechnik

Makrotechnik ist die Technik der Maschinen, Apparate, Geräte und techn ischen Anlagen. Mikrotechnik mit mm/~m-Baut eila bm ess ungen ist das Gebiet der Feinwerktechnik und Mikrosyslemtechnik . Ein Mikrosystem vereint mit Mikro-Fertigungstechnik und min iaturisierter Aufbau- und Verbindungstechnik Funkt ionalitäten aus Mikromechanik, Mikroflu idik, Mikrooptik, Mikromagnelik, Mikroelektronik. Nanotechnik, begründet durch Richard P. Feynman, Physik-Nobelpreisträger 1965, nutzt nanoskal ige Effekte der Physik und Materialwissenscha ft. Ein Beispiel der nanotechn ischen Gerätetechnik ist das mit seinem Prinzi p in Bild 1.1 unten links illustrierte Rasterkraftmikros-

2

I Technik und Tribologie

kop. Das Rastcrkraftrnikroskop ennöglicht durch mechatronische Piezo-Aktorik die Darstellung von Materialoberflächen im atomaren Maßstab und die Bestimmung kleinster Kräfte. Die Aufgabenfelder der Technik lassen sich durch den Produkfionszykfus illustrieren, siehe Bild 1.2. Er kennzeichnet als Maleriafkreislalg di e fur den Weg der Rohstoffe und Werkstoffe zu Produkten lind technischen Systemen erforderlichen Technologien: Rohstoff/Werkstoff-Technologien zur Erzeugung von Werkstoffen und Halbzeugen, Konstruktionsrnethoden und Fel1igungstechnologien

dukt ion von Bauteilen und technischen Systemen,

rur Entw icklung, Design und Pro-

Betriebs-, Wartungs- und Reparaturtechnologien zur Gewährleistung von Funktionalität, Sicherheit und Wirtschaftlichkeit einschließlich Qualitätsmanagement, Recycling (notfalls Deponierung) zur ökologischen Schließung des Stoffkreislaufs.

Rohstoffe - Erze - Nalurstoffe - Erdöl - Erdgas -Chemikalien

Werkstoffe ( Verfahrenstechnik )

, -..,

- Metalle - Polymere - Keramik - Struktu rwer1<stoffe - Funktionswer1<stoffe

Recycling

Techn ik :

\

Produktlonszyklus

I~!!pö. terung ...... _

Bild 1.2

I

/.. unktion, . .,,~;~,p

Technologien t1ir die Produktion technischer Erzeugnisse: der Produktionszyklus

In ökonomischer Hinsicht ist der Produktionskreislauf - der von den erforderlichen Produktionsfaktoren sowie Energie-, lnformations- und Kapilalflüssen begleitet sein muss - al s wirtschaftliche WerlSchöpfllngskelle zu betrachten (HÜTTE Das lngenieurwissen, 2008).

1.2 Definition der Tribologie Obwohl die heutige Technik sich in ihren Produkten und in ihren Dimensionen deutlich von der Technik früherer Zeiten unterscheidet, wurden ihre elementaren Begriffe bereits durch AristOIe!es in seiner Physica geprägt. Bild 1.3 gibt dazu eine kurze Übersicht. Der fLir d ieses Buch zentrale BegriffTribo logie (griech isch tribein: reiben) bedeutet wörtlich Reibungslehre.

1.2 De finition der Tribologie

3

Technik: Gesamtheit der Verfahren und Produkte, die durch Nutzung von Naturgesetzen und Stoffen geschaffen werden; Technikwissen wird als Technologie bezeichnet. - Grundbegriffe (Physica, A ristotetes, • 384 v. ehr.): Bewegung Durch techne (Kunst, Technik) geschaffene Raum Objekt Zeit Objekte werden gekennzeichnet durch: Bewirkendes ..... Stoff Zweck • Raum ' Zeit · Bewegung (Veränderung) Fonn • Vier-Kategorien-Schema des Ursächlichen

r-.

Kategorie

Erläuterung

Beispiel: Rad

Stoff (causa materialis)

Material eines Objekts

Holz, Eisen

Form (causa formalis)

Gestalt eines Objekts

RingfSpeichen-Struktur

Bewirkendes (causa efficiens)

Anlass einer Veränderung

Muskelkraft

Zweck (causa finalis)

Ziel, Nutzen des Objekts

Transport

Bi ld 1.3

Grundbegriffe der Technik nach Aristote1cs

Die Erforschung der Reibung beginnt mit Leonardo da Vinci und Coulomb, siehe Bild 1.4 .

Reibu ngsunte rsuc hungen von Lconardo da Vinci: Der Reib/lngswiders/andjester Körper veränderl sich eil/sprechend der Beschaffe nheil der sich berührenden Flächen. Er is/ abhängig von der GläTte der Flächen, jedoch /Inabhängig von der Größe der berührenden Flächen und nimml proportional zur Lasl zu. Die Reibung kilim durch zwischengeschobene Rollen oder Schmiermitlell"erringerl werden (Leonardo da Vinci, Codex Madrid I, 1492). Rcib ungscxpcrim ente \'on Coulom b: Zur Bewegung eines fes/en Körpers is/ die Überwindung einer Reibullgskraji FR elforderiich Die Reibungskraji FR kan/J experimelllell durch eine gleich große Gewichtskraji G bestimmt werden .::::> IFR I=IG I. Die Reibungskraji ist von der Größe der KOnlakifläche u/Jabhängig und der Belastungs-Normalkraji propor/ional: FR = j . F",; jwird als Reibungszahl bezeichne/ (Coulomb, 1785).

Bild 1.4

Betastung: Normalkraft FN

Reibpaarung

Coulomb·Trlbo meter 1785

CQulomb-Tribomeler zur experimentellen Bestimmung der Reibung und Modell-Nachbau (M. Gienau. Labor rur Tribometrie und Tribophysik. BAM Berlin. 1987)

I Technik und Tribologie

4

Das heutige Wissenschafts- und Technikgebict Tribologie wurde erst Mitte des 20. Jahrhunderts nach einer umfassenden Studie zur volkswirtschaftlichen Bedeutung von Reibung und Versch leiß (Jost-Report, (966) mit folgender Originaldefinitioll begründet: •

Tribology is the science and technology of interacling surfaces in relative motion and of relatcd subjects and practices.

Im deutschen Sprachgebrauch kann die Wortkornbination illfcraclillg surft/ces durch den in der KonstruktiOl1stcchnik fUT .. funktionelle Oberflächen" gebräuchlichen Begriff IVirkflächell übersetzt werden, womit die Tribologie-Definition wie folgt lautet: •

Tribologie ist die Wissenschaft und Technik von Wirk flächen in Relativbewegung und zugehöriger Technologien und Verfahren.

Als Ingenieul"\lIissenschaft kann die Tribologie auch wie folgt definiert werden: •

Die Tribologie ist ein interdisziplinäres Fachgebiet zur Optimierung mechanischer Technologien durch Verminderung reibungs- und versch leißbedingter Energie- und Stoffverlusle.

Zielsetzung und Aufbau dieses Tribologie-Handbuchs orientieren sich an dieser Definition.

1.3 Aufga ben und Bedeutung der Tribologie Durch die Einführung des Begriffes Tribologie wurde der Rahmen zur integrierten Bearbeitung 1I0n Reibungs- und Verschleißproblemen unter Berücksichtigung des interd isziplinären Zusammenwirkens von Physik, Chemie, Werkstoffwissenschaften und Ingenieurdisziplinen geschaffen (Göttner, 1970; Zum Gahr, 1985; Fleischer, 1989). In jüngerer Zeit haben neue wissenschaftliche Erkenntnisse, messtechn ische Instrumentarien und Anwendungen der Computertechnik zu einer Erweiterung der Tribologie bis hin zur Nanotechnik gefuhrt (Singer, 1992; Bhushan, 1997). Während in der Vergangenheit sich die einzelnen Teilgebiete separat entwickelt hatten, erfordert die Tribologie als interdisziplinäre Ingenieul"\lIissenschaft eine vereinheitlichende Terminologie und eine entsprechende Bearbeitungsmethodik unter Anwendung systemanalytischer und systemtechnischer Methoden (Wahl , 1948; Fleischer, 1970; Salomon, 1974; Czichos, 1974). •

Interdisziplinäre Aufgaben der Tribologie: Wissenschaft und Technik der mit Bewegungsvorgängen zusammenhängenden reibungs- und lIerschfeißbedingten energetischen und stofflichen Prozesse und Optimierung von technischen Systemen, deren Funktionen Wirkjlächen in Relo{il'bell'egullg erfordem.

Zur Darstellung der Bedeutung der Tribologie in Wissenschaft, Technik und WiflSchaft werden einige grundlegende Aspekte betrachtet. Wissensch a ft Nach den Gesetzen der Thennodynamik sind alle makroskopischen technischen Prozesse irreversibel und benötigen zu ihrer DurchfLihrung Energie. Das gilt auch fLir die Funktion von Gleit- oder Rollelementen in technischen Anlagen. Kommen sich zwei Festkörper nahe genug, so treten Wechselwirkungen zwischen ihren Kontaktnächen auf, die bei der Einleitung oder Aufrechterhahung einer Relativbewegung nichtkonservative Kräfte induzieren und so eine Dissipation von Bewegungsenergie bewirken. Je nach Art und Größe dieser Kräfte geschieht die Energiedissipation durch unterschiedliche Prozesse. Einer der wichtigsten Dissipations-

1.3 Aufgaben und Bedeutung der Tribologie

5

pfade fUhrt über die Phononenerzeugung (Gitterschwingungen) und deren Ausbreitung im Festkörper, die Quell e der Reibungswärme. Größere Kräfte fUh ren zu den makroskopisch bekannten inelastischen Prozessen wie z. B. plastisches Fliessen, viskoelastische Verluste, und viskoses Fliessen. Mit der Betrachtungsweise der klassischen Physik und ihren idealis ierenden Vorgaben und Randbedingungen kann die Irreversibilität realer technischer Prozesse häufig nicht behandelt werden. So werden .. ReibungsefTekte·' oft vernachlässigt oder die Reibung wird nur als "Störung" betrachtet. Zitat aus einem Phys ik- Lehrbuch von 2005:

Die Reibung spielt im täglichen Leben und bei al/en technischen Geräten mit bewegTen Bautei/en eine außerordentlich große Rolle. Es gibt aber für die Reibung kein einfaches Kraftgeset:. wie:. B. jiir die Schwerkraft. Da die Wirkung der Reibung auf die Bewegung 1'011 Körpern nur schlecht zu kOll/rollieren ist und damit auch schlecht :u reproduzieren ist, betrachten wir die Reibung zunächst als lästige Stömng und l'erSllchen sie:/I renIleideIl. Da Reibung und Verschleiß komplexe Vorgänge sind, muss die herkömmliche Betrachtungsweise erweitert werden. Zahlreiche grundlegende Untersuchungen der Tribophysik und Tribochemie haben gezeigt, dass die Elementarprozesse von Reibung und Verschleiß als dissipative, nichtl ineare, dynamisch-stochastische Vorgänge in zeitlich und örtlich verteilten Mikrokontakten innerhalb der makroskopischen Wirkflächen ablaufen. Die in den letzten Jahren erfolgte Erweiterung der Tribologie bis in " Nano-Dimensionen" hat 500 J ahre nach den ersten Reibungsuntersuchungen von Leonardo da Vinci zu einer ,.Renaissance der Reibung" geflihrt (Urbakh and Meyer, 2010). Wissenschaftl iche Aufgabe der Tribologie ist die Erforschung der Mechanismen und Pfade der Energiedissipationen in Reibkontakten und der auslösenden Prozesse der zum Verschleiß fUhrenden Materialveränderungen. Technik

Zahlreiche Aufgaben der Technik können - wie aus der Übersicht von Bild 1.1 ersichtlich nur durch Wirkflächen in Relativbewegung, d. h. durch Tribotechnik, realisiert werden, z. B. •

Kinematik

•

Dynamik

•

Arbeit, mechanische Energie ~ Übertragung. Umwandlung mechanischer Energie

•

Transportvorgänge

•

Formgebung

~

~

Bewegungserzeugung, Bewegungslibertragung, Bewegungshemmung

Kraft:libertragung über Kontakt-Grenzflächen

~

~

Stoffiransport fester, fllissiger oder gasfönniger Medien

Spanende und spanlose Fertigung, Oberflächentechnik

Die Aufgaben der Tribologie erstrecken sich damit auf folgende wesentliche Bereiche der Technik und die zugehörigen Ingenieunvissenschaften: •

Entwicklung, Konstruktion, Fertigung, Betrieb, Wartung und Instandhaltung mechanischer Bewegungssysteme in den verschiedenen Industriezweigen, wie z. B.: Maschinenbau, Feinwerktechnik, Produktionstechnik, Antriebstechnik, Fahrzeugtechnik, Luftund Raumfahrttechnik, Energietechnik, u. Ä.

In allen diesen Bereichen kann die Tribotechnik zur Erhöhung von Leistung und Wirkungsgrad, zur Verbesserung von Qualität, Zuverlässigkeit und Gebrauchsdauer, zur Energie- und Materialeinsparung sowie zur Verrninderung von Umweltbelastungen beitragen. Typische Aufgabengebiete der Tribologie zur Optimiemng technischer Systeme gehen aus den Ergebnissen einer klassischen Studie der japanischen Gesellschaft der Maschinenbauindustrie und dem Ministry for International Trade and Industry (M IT !) aus den Jahren 1980 bis 1982 hervor (Kubola, 1982). Als wichtigste Entwicklungserfordemisse wurden genannt:

6

I Technik und Tribologie

(a) Fehlerdiagnosetechniken, (b) neue Tribomaterialien, (e) verbesserte Schmierungstechniken, (d) Standardisierung der Iribologischen Prüftechnik, (e) neue Tribosyslcme und Schmiersloffe, (I) verbesserte tribologische Beurteilungsmcthoden, (g) tribologische Datenbank. Zie lsetzungen tribologischer Maßnahmen zu Optimierung maschinentechnischer Systeme sind

in Tabe lle 1. 1 zusammengestellt, sie sind grund legende Aurgabenstellungen der Tribotechnik. Ta b. 1. 1

Charakteristische Aufgabcnstcllungcn der Tribologic in der Techll!k

l iele tribologischer Maßnahmen zur Optimierung maschinentechnischer Systeme

Häufigkeit der Z iel nennungen von Anwendern (100 % = 978 Nennungen)

1. Lebensdauerverlängerung 2. Wartungsfreiheit 3. BelastungsfDrehzahl-Steigerung 4. Produktionsverbesserung

5. Minderung elektr. Verlustleistung

6. Verminderung von Leckage, Abdichlung 7. Geräuschreduzierung 8. Hochtemperaturanwendung 9. Vibrationsreduzierung 10. Gewichtsreduzierung 11 . Sonstiges

32

----•

22 9 8 7

6 5 4 4

2 1

Wirtscha ft Die große volkswirtschaftliche Bedeutung der Tribologie lind die beträchtlichen Einsparungsmögl ichkei ten durch verstärkte Forschung und Anwendung tribologischer Ke nntn isse werden durch Studien in verschiedenen Industrieländem aus mehreren Jahrzehnten belegt. Das Bundesmin isterium fiir Forschung und Technologie (BMFn brachte dies Mitte der I980er Jahre wie folgt zum Ausdruck: .. Reibung, Verschleiß und Korrosion versch lingen in den Industrieländern etwa 4,5 % des Bruttosozialprodukts. Umgerechnet auf die Bundesrepublik Deutschland bedeutet d ies rund 35 Mi lliarden € volkswirtschaftlicher Verluste (insbesondere an Rohstoffen und Energie) in jedem Jah,.· (BM FT Report 1983). In den USA werden nach einer Studie der American Society of Mechanical Engineers (ASME) ca. 25 % des Energieverbrauchs von Industrie und Transportwesen tribologischen Verlustprozessen zugeschrieben und beträchtliche jährl iche Einsparung durch verstärkte Anwendung tribologischer Erkenntnisse ftir möglich gehalten (Pinkus and Wilcock, 1977). Bild 1.5 nennt flir diesen Bereich ein sicher auch heute nicht unrealistisches Einsparpotential von 1I %. Für Kanada ergab eine, im Auftrag des National Research Counci l Canada von einer bedeutenden kanad ischen Industriefirnla durchgeftihrte Studie, dass in fiinf ausgewählten grund legenden Industriebereichen Verluste durch Reibung auf 1,5 Mrd. € und durch Verschleiß auf 4,5 Mrd. € pro Jahr beziffert werden, wovon auf dem Verschleißsektor mehr als 20 % als potent ielle Einspannöglichkeiten angesehen werden (Brockley, 1984). Bemerkenswert ist die aus Tabelle 1.2 ersieht Iiche Zuordnung der Verschleißverluste auf grundlegende tribologische Schadensprozes-

1.3 Aufgaben und Bedeutung der Tribologie

7

se womit ein Ansatz fur Maßnahmen zur Verschleißrninderung gegeben wird (siehe Kap. 5.6). Der bedeutendste Schadensmechanismus in allen Wirtschaftszweigen ist die Abrasion - im Schienenverkehr mit den tribologisch zyklisch beanspruchten Rad/Schiene-Systemen ist es die Ermüdung. Die Schadensmechanismen werden in Kap. 5 detailliert dargestellt. EnergieverbrilUch

1100 %1

IDI

Gewerbe. H;joUsh"lte

120 %)

Ene. gieve.luste

Ein~.rungs ·

1970 145.6" des

poten t ial

(11" ;

16Mrd. US

Energic· vcrbr.:.uths)

-

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Einwarungs· potential

$ Dithtungen VeacJllciß

",

Metall· herncllu n-g

ICI

IDI

Industrie

126 'X.)

-

Ollentl. Ve' $()rgun-g

t27 %1

Li1jc.ungcn

-

IDI 15,0 %)

"-- ICI

(7,6 %)

•

Adi.,lm. Dieselmotor

•

Stufen. Reib· gcuiclJ.c

tDl (1 4,4 %1 lAI

rr.nj.pOrt· wesen

lAI (17,9 %1

(25 %)

Bild 1.5

I,~

Y

Einsparungen

I

•

Niedrig· viskose Ölernil Additiven

Encrgic"crbrauch. Encrgic"crlu slc und Einsparungspolcrnial durch Tribologic. Bcispicl USA

Tab. 1.2 WirtschafiszlI'cigc und Wirtschaftszweig Transportwesen - Schienenverkehr - LkW- und Busverkehr Elektrizitätsversorgu ng

Schadcn sfm:~hani sf11cn.

Bcispiel Kanada

Tribologische Schadensmecha nismen und Schadensanteil in % Abrasion

Adhäsion

Erosio n

29 .7 76,8

27.5 13,1

-

33,4

16.6

13.9

75,4

D,3

22,8

Bergbau - Untertagebau - Tagebau - Raffine rien

88,8

4 ,D

-

55.6

3,8

30.5

Land - und ForstwirtSchaft

76.3

11.8

4,'

Fratling

Ermüdung

Tri bochemie

7,D

37.2

4,4

7,4

3,2

5,5

17.8

18.3

-

-

D,5

7,D

6,4 4,4

D5 5,3

5,4

D,3

D,3

-

'"

Zellstoff- u. Papie rindustrie

57.4

',4

24.6

D,6

3,D

5,D

Alle Wirtschallszweige

66.5

12.1

7,8

7,'

8,'

2,8

Neben diesen nunmehr klassischen Studien zur ökonomischen Bedeutung der Tribologie fiir Technik und Wirtschaft, weisen aktuelle Untersuchungen insbesondere auf die Wichtigkeit der Tribologie fur die Funktion der in neuerer Zeit entwickelten Systemen der Mikrotechn ik, wie z. B. der MEMS, der mikro-elektromechanischen Systeme, hin.

8

2 Tribologische Systeme Die einleitende Übersicht hat deutlich gemacht, dass in der Technik zahlreiche Funktionen von der Bewegungsmechanik bis zur Produk tionstechnik - nur durch Wirk flächen in Relativbewegung realisiert werden können. Dies ist stets mit Reibung sowie häufig mit Verschleiß der betreffenden Werkstoffe, Bauteile und Konstruktionen verbunden. Reibung und Verschleiß sind keine Materialeigenschaflen und können nicht durch einfache Werkstoflkenndatcn (wie etwa Härte oder Elastizitätsmodul) gekennzeichnet werden. Reibung und Verschleiß sind "Systcmcigenschaften". Sie erfordern stets die Analyse und Berücksichtigung der vielf.ihigen Parameter und Einflussgrößen des betreffenden tribologischen Systems. Dieses Kapitel gibt zunächst eine kurze Einfiihrung in die systemtechnische Methodik und schildert dann mit kurzen Übersichten die Themen der Tribologie. die in den Folgekapiteln detailliert behandelt werden.

2.\ Einführung in die system technische Methodik Die system technische Methodik kombiniert Methoden aus Biologie, Kybernetik und Informationstheorie (begründet von Ludwig von Bertalanffy, Norbert Wiener und Claude Shannon) und wendel sie auf die Technik an. Technische Systeme sind allgemein durch die Funktion gekennzeichnet, Energie, Stoffe (Materie) und/oder Information umzuwandeln, zu transponieren und/oder zu speichern, sie gliedern sich traditionell in Maschinen als primär energieumsetzende technische Gebilde Apparate als primär stoff- oder materieumsetzende technische Gebilde Geräte als primär signalumsetzende technische Gebilde. Die Kennzeichen technischer Systeme können vereinfacht wie folgt beschrieben werden: Jedes System besteht aus interaktiven Elementen (Komponenten). Die Systemelemente lassen sich durch eine zweckmäßig definierte virtuelle Systemgrenze von der Umgebung (oder von anderen Systemen) abgrenzen, um sie mode llhaft isoliert betrachten zu können. Die in das System eintretenden Eingangsgrößen (Inputs) werden als .. Prozessgrößetl" über die System elemente in Ausgangsgrößen (Outputs) überfiihrt . Die Funktion eines Systems wird beschrieben durch Input/Output-Beziehungen ZWIschen operativen Eingangsgrößen und funktionellen Ausgangsgrößen; sie kann beeinflusst werden durch Störgrößen und Dissipationseffekte. Jeder Input und Output kann den kybernetischen Grundkategorien Energie, Stoffe (Materie), Information zugeordnet werden. Die bestimmungsgemäße Systemfunktion bildet die Rahmenbedingung fiir die zu gestaltende Systemstruktur mit ihren Elementen, Eigenschaften und Wechselwirkungen. Für Entwicklung und Design technischer Systeme gilt die Regel slruClure /olloll's fillle/ion, d. h. : I. Systemfunktion definieren, 2. Systemstruktur real isieren. Die systellltechnische Methodik hat das Ziel , ein Fachgebiet der Technik in seiner ,.Ganzheit" zu behandeln. Der Begriff "Ganzheit" hat als methodischer Begriff im 20. Jahrhundert in vie-

9

2.2 Funktion und Struktur tribologischer Systeme

len Wissenschaften Eingang gefunden . Ganzheit ist etwas, das nicht durch einzelne Eigenschaften seiner Bestandteile, sondern erst durch deren gefügehaften Zusammenhang (Struktur) best immt ist. Die Ganzheit ist mehr als die Summe der Teile, die selbst nur aus dem Ganzen heraus zu verstehen sind. Zentrale Begriffe der systemtechnischen Methodik sind die Systemfunktion und die Systemstruktur, siehe Bild 2. 1. • Ein System ist ein Gebilde, das durch Funktion und StrukturvertJunden ist und durch eine Systemgrenze von seiner Umgebung virtuell abgegrenzt werden kann. • Die Systemfunktion besteht in der Überführung operativer Eingangsgrößen in funktione lle Ausgangsgrößen, sie wird getragen von der Struktur des Systems. • Die Systemstruktur besteht aus der Gesamtheit der Systemelemente, ihren Eigenschaften und Wechselwir1 --> --> --> --> --> -->

Trennen

Bohr-, Dreh-, Fräs-, Schleifwerkzeuge Passungen, Reibschweißen H Oberflächentechnologien H Erodierverfahren, Lithografie H Dichtungen, Ventile, Kolben/Zyl inder H Fördersysteme, Pipeline, Fluidik H Reifen/Straße, Rad/Schiene H

F[igen

H

Beschichten Sioffeigenschaftändern Stoffabdichtung

SlOffiranspon Gülertransport

Struktur von Tribosystemcn Tribosysleme erfordern, wie alle technischen Systeme, flir ihre bestimmungsgemäßen Systemfunktionen geeignete Systemslrukturen. Bild 2.2 zeigt mit Beispielen aus dem Maschinenbau, rrdass Tribosysteme stets Strukturen mit vier Strukt urelementen (Bauteile und Fluide) haben:

(1)/(2) WirkjIächenpaar. (3) ZlI'ischensloff (z. B. Schmierslaß), (4). Umgebllllgsmedilim. Die Funktion von Tribosystemen wird über Wirkflächen realisiert. Diese sind durch die funktionellen Kräfte und Re lat ivbewegungen Iribologischen Beanspruchungen ausgesetzt. Die Stellen, an denen das physikalische Geschehen zur Wirkung kommt, werden nach der Terminologie der Konstruktionslehre als Wirkorle bezeichnet (DUB BEL, 2007). Reibung und Verschleiß resultieren aus Di ssipationseffekten in örtlich und ze itlich stochastisch verteilten Mikrokontakten innerhalb der geometrischen Kontaktfläche in Abhäng igkeit vom Beanspruchungskollektiv (Kräfte, Geschwindigkeit, Beanspruchungsdauer, Temperatur) und der Systemstruktur. Gleitager

Systemstruktur: (1) Grundkörper} ~rk. ern• (2) Gegenkörper (3) Zwischenstoff (4) Umgebungsmedium

ft8;a

Wälzlager

Gelenke

Bremsen

-"'--==" . ."'--.". ~-" -

Kupplungen

1

,

Getriebe

Systemfunktion: Bewegungsübertragung Bewegungshemmung Kraftübertragung Energieübertragung

[ Reibung und Verschleiß:: f (Beanspruchungskoliektiv, Systemstruktur)

Bild 2.2

Struktur von Tribosystcmcn. Bcispicle aus dcm Maschinenbau

Bei der Strukt ur von Tribosystemen kann zwischen geschlossenen und offenen Systemstrukturen unterschieden werden. Geschlossene Systemstrukturen dienen funktionell hau ptsächlich der Bewegungs-, Kra ft- , Energie- oder Signalübertragung (wie z . B. Relais). Ihre Systeme lemente unterliegen an den Wirkorten dauemd oder intermittierend den tribologischen Beanspruchungen. Tribosystemc mit offenen Systcmstrukturcn (z. B. Fördersysteme, Fert igungssys-

2.2 Funktion und Struktur tribologischer Systeme

l1

terne) sind primär stoffdetemliniert, d. h. bei ihnen findet ein ständiger "S tofffluss" in das System hinein und aus ihm heraus statt. Reibung und Verschleiß von Werkstoffen werden labormäßig oft mit geometrisch einfachen Tribosystemen untersucht, die auch rur die tribologische Modell- und Simulationsprüftechnik verwendet werden, (vgl. Bild 3.2.6 "Wirkgeometr ien und Wirk flächen tribologischer Modellsysteme" ). Bild 2.3 zeigt zwei elementare Modell-Tribosysteme und erläutert die grund legenden Reibungszustände. Kontraforme Kontakte haben einen " punkt- oder lin ienform igen" Wirkort mit Hertzschen Kontaktmechanik-Spannungsverteilungen. Bei konfonnem Kontakt (Gleitlagergeometrie) können im Regime III der Stribeck-Kurve durch geeignete Fluide als Zwischenstoffund die Wirkung von Hydrody namik (z. B. Gleitlager) oder Aerodynamik (z. B. Computer-Festplatten laufwerk) die Wirk flächen vollständig getrennt und eine prakt isch verschieißfre ie Funktion mit geringer Flu idreibung realisiert werden. Tribosystem Kugel (1) I Ebene (2) Kontrafonner Kontakt (Hertzscher Kontakt) • Bewegungsarten: Gleiten, Rolten, Spin, • Relativgeschwindigkeit v Festkörpergleitreibung , gekennzeichnet durch • Normalkraft FN , • Reibungskraft FR' • Gleitreibungszahl f '" FR I F N

(I )1(2)

Wir\1 bzw. Grenzreibung, A < 1; f .. 0,01 ... 0,2 Reibungsmechanismen: Adhäsion, Mikrodeformation, Schmierfilm-Scherung 11 Mischreibung, 1 < A. < 3 Koexistenz von I und 111 Reibungszahlen f .. 0,01 ... 0 ,1 111 Flüssigkeitsreibung, A> 3; Hydrodynamik (Reynolds). Elastohydrodynamik, Rheologie (Fluid-Scherung) Reibungszahlen f .. 0,001 ... 0,01

Modell-Tribosysteme mit einfachen Kontaktgeometrien. kennzeichnende Parameter

Reibung hat in der Technik eine " duale Rolle". Einerseits ist sie als Dissipationseffekt mit Energieverlusten verbunden. Anderseits basieren ganze Wirtschaftszweige, wie Transport lind Verkehr, technisch auf Hajitreiblillg und Traktion von Reifen/Strasse- oder Rad/SchieneSystemen. Reibung ennäglicht auch durch ReibschIIIss die Übertragung mechan ischer Leistungsflüsse. Bild 2.4 zeigt dazu Beispiele aus den Bereichen 1 und 111 der Stribeck-Kurve. Schwungscheibe , Festkörperreibung

Innen la meile , FWssigkeitsreibung

Außenlamelie

-f',-tiJr:

Ausrücker Kupplungsscheibensystem

Bild 2.4

Tribotechnische Kupplun gen. links Reibun gskupplung, rechts Visco-Kupplung

2 Tribologische Systeme

12

2.3 Dimensionsbereiche tribologischer Systeme und Prozesse Die Dimensionsbereiche tribologischer Systeme und Prozesse sind mit charakterist ischen Längen- und Geschwindigkeitsbereichen in Bild 2.5 illustriert. Für die Ingenieurwissenschaften sind die Funktionen und Strukturen von Tribosyslemen im Mikrometer- bis Meterbereich von Interesse, während sich die Materialwissenschaften, Physik und Chemie mehr mit den mikround nanoskaligen Iribologischcn Prozessen beschäftigen (Will iams and Le,2006). 1m

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Raster1toff

~~",,~ .. :l 30 nm reziprok mit der vierten Potenz des Abstandes und rur Kontaktabstände < 30 nm reziprok mit der dritten Potenz des Kontaktabstandes ab. In energetischer Hinsicht ergibt sich bei einem Festkörper/Festkörper- Kontakt eine Änderung der Oberflächenenergie t'!y dadurch, dass zwei Oberflächenenergien durch eine Grenzfläche niedrigerer Oberflächenenergie ersetzt werden. Für die Änderung der Oberflächenenergie je Flächeneinheit 6y resultiert der folgende Ausdruck 6'1 '" '11 +'12 - '112

wobei YI und Y2 die Oberflächenenergien der kontaktierenden Festkörper und YI 2 die Grenzflächenenergie darstellt. Die obige Darstellung der Elementarvorgänge der chemischen Bindung als Grundlage einer Adhäsion von Festkörpern gilt nur fLir idealisierte Verhältnisse (z. B. Einkristalle, ideal glatte und atomar saubere Oberflächen etc.). Beim Kontakt realer technischer Bauteile wird eine Adhäsion entscheidend durch den Aufbau technischer Oberflächen (Bild 3.1.1) und ihre Mikrostruktur beeinflusst, so dass eine Berechnung oder Abschätzung der Wirkung von Adhäsionskräften fiir tibliche technische Kontakte kaum möglich ist . Die einzige experimentelle Möglichkeit zur Bestimmung von Adhäsionskräften zwischen zwei unter einer Norma lk raft FN kontaktierenden Festkörpern besteht in der Messung der zu ihrer Trennung erforderl ichen Trenn- oder Adhäsionskraft FA. Der Quotient

wird als Adhäsionskoeffizient bezeichnet (Bowden and Tabor, 1954). Diese Definition des Adhäsionskoeffizienten ist flir mikro/nanoskopische Kontakte, wie sie mit Abtastspi lzen von Rasterkraftmikroskopen (siehe Abschnitt 3.2.4) entstehen , nicht mehr sinnvoll, da dort die Trennkraft unabhängig von der Normalkraft ist, solange die Defonnationen elast isch bleiben.

3 Tribologische Beanspruchung

32

In zahlreichen experimentellen Untersuchungen mit zum Te il sehr speziellen Versltchsbeding ungcn (z. B. Ultrahochvakuum, e inkristall ine Kontaktflächcn, hochfeine Materialien eIe.) ist versucht worden, Korrelationen zw ischen experimentell bestimmten Adhäsionswenen und grundlegenden Materialeigenschaften der Adhäsionspanner herzustellen . Ergebn isse von Adhäsionsmcssungen mit der "compress ion/lwist/separalion"-Teclm ik zeigen (Sikorski, 1963), dass bei Metallen die Adhäsion mit steigender Härte abnimmt, wobei in Abhängigkeit von der Gitterstruktur eine Aufspahung der Kurvenzüge auftritt (Bild 3.2 .3). Diese Ergebni sse werden wie folgt gedeutet :

Das Fonnänderungsvermögen der Kontaktpartner stellt einen erheblichen Einflussfaktor auf dic Adhäsion dar, da es die Größe der wahren Kontaktfläche beeinflusst (vgl. Abschnitt 3.2.2). Es lässt s ich ze igen, dass die Bed ingungen zur Ausbildung einer großen wahren Kontaktfläche (in der chem ische Grenzflächenbindungen wirksam werden können) flir kubi sch flächenzentrierte (kfz) Metalle günstiger sind a ls fur kubisch raum zentrierte (krz) Meta lle oder Metalle mit hexagonaler Gitterstruktur (Buckley, 1968; Habig, 1968) . Mit dieser Argumentation lässt sich die in Bi ld 3.2.3 dargestellte Aufspaltung experimentell gemessener Adhäsionswerte (Sikorski, 1963) und d ie Kle inhe it der Adhäsionskoeffizienten hexagonaler Metalle qual itativ verstehen. Möglichem'eise wird dieser Effekt aber von einem zwe iten überlagert, der auf Unterschieden in der Wechselwirkung zwischen solchen Metallen, die stabile Ox ide bilden und solchen die ke ine stabilen Oxide bilden können, beruht ( Keller, 1963) .

• klz Cl krz ... hexagonal 0 tetragonal

••

~

•

•...

o \

10

20

SO

Vickers-Härte HV

Gd

Zr 81' Ce

'"

100

Bild 3.2.3 Zusammenhang zwischen dem Adhasionskocmzienlen und der VickersI larte Ix i Paarungen reiner Metalle mit unterschiedlicher Gitterstruktur

Es wird angenommen, dass die Elektronenstruktur der Metalle lind speziel l die Grenzflächendichte fre ier Elektronen (,J ell ium Modell" ) fur die Stärke der Adhäsionsbindungen metall ischer Materialpaarungen maßgeblich sind (Czichos, 1972). Unter Benutzung der Elektronentheorie der metallischen Bindung wurden die Bindungsenerg ien e iner Re ihe ungleicher Metalle mit kubisch flächen zentrierter Gitterstruktur berechnet (Ferrante and Smith, (973). Ergänzende experimentelle Adhäsionsmessungen an reinen Metallen im Ultrahochvakuum ergaben , dass fu r die untersuchten Metallpaarungen di e Stärke der gemessenen Adhäsionskräfte in der Reihenfolge der theoretisch bestimmten Werte zunimmt (Bild 3.2.4) ( Buckley, 1975).

3.2 Kontaktvorgänge

33

Theoret. Bindungs· energie

AI

Ar

(10-5 J/~)

5

t 4

3

""

Ag

5

A,

""

Co

2

3

4

~

6

7

AI

C,

C, Ag

Al

Co

AI

2 8

Adhäsionskraft (exp. Reihenfolge)

Bild J.2.4

Zusammenhang zwischen Bindungsenergie und Adhiisionskraft ungleicher Metalipaarungen mil kubisch niichenzemriertcr Gillerstruklur

Die Untersuchung der Adhäsion im atomaren Maßstab ist seil ca. 1990 durch experimente lle Methoden der Rasterkraftm ikroskopie oder auch "Atomic Force Microscopy" (AFM) (s iehe Kapitel 3.2.4 und Kapitel 8.3 .2) möglich. Diese nanoskopischen Kontakte haben den Vorteil, dass sie relativ gut definierbar sind und zudem wegen ihrer Kleinheit der theoretischen Berechnung mit Hi lfe der Moleku lardynam ik (MD) am Computer zugäng lich sind . In ßild 3.2.5 sind typische Ergebnisse von AFM-Messungen bei einem Adhäsionsversuch (D iagramm a) und einem Eindringversuch (Diagramm b) fur die Kontaktpaarung e iner Nickelspitze (Radius ca. 200 nm) mit einer Goldoberfläche (Umgebungsmedium: trockener Stickstoff) zusammen mit den zugehörigen bildlichen Darstellungen der atomaren Konfig uration der KOlltaktpartner dargestellt, die mit Molekulardynamik-Cotnputersimulation berechnet worden si nd (Landman CI al., 1990). Diagramm (a) im Bild 3.2.5 und Bild 3.2 .5 A zeigen, dass bei Annäherung der Konlaktpartner (Vorschubgeschwindigkeit 5 nm /s) bei einem Abstand von ca. 8 nm infolge des atomaren Anziehungspotent ials - d. h. bei negativer Kontaktkraft - eine spontane Kontaktbildung erfo lgt (,Jump-to-contacr'). Die Kontaktdeformation ist mit Zugspannungen an der Kontaktperipherie von ca. 10 10 N/m 2 verbunden. Bei einer anschließenden Trennbewegung tritl im Trennkraft- Weg- Verlauf eine Hysterese auf. Nach dem Trennen result iert ein adhäsiver Malerialübertrag von Goldatomen auf der Nickelspitze (Bild 3.2.5 B). Beim Eindringversuch, Diagramm (b) und Bild 3.2.5 C, werden als Folge der Kontaktkräfte unterhalb der Kontaktfläche Punktdefekte und VerselZlmgen erzeugt. Bei der Trennbewegung tritt ebenfalls eine Hysterese im Kraftverlaufauf, wobei eine dukt ile Einschnürung des an der Nickelspitze haftenden Goldes zu beobachten ist und ein wechselseitiger Materialübertrag resultiert (Bild 3.2.5 0).

34

3 Tribologische Beanspruchung

B

A Adhäsionsversuch (a)

0.0

0.0

B

- 1,0

0.2

/,

- 2.0

0.4

~

- 3.0

Ni/Au

A

0.6 0.8

-4.0

Z 2~

'"

- 5.0

-.

(al

•

0

8

12

16

20 O.
0.0

D - 1.0

0.2

I

- 2.0

0.'

Ni/Au

-3. 0

0.6

- 4.0

- 50

Bild 3.2.5

1.0

0.'

1-

(bl

•

0

•

I

12 8 Abstand (nm)

I

16

j 1.0 20

Krafi-Wcg-Vcr!iiutc beim Annähern und Trennen eines Nickcl-Gold-Komaktcs und atomare Computersimulation (a) AdhiisionsvcfSlich. (b) Eindringvcrsuch

3.2 Kontaktvorgänge

35

D Eindri ngversuch (h) Mit diesen grundlegenden experimentellen und theoretischen Untersuchungen konnten erstmals verschiedene Deta ils der Adhäsion direkt dargeste llt werden, wie z. B. Wirkung e ines e lektron ischen Anziehungspotentials, Kra ft-Weg-Hysterese , elast isch-plast ische Lokaldeformation, Auftreten von Zugspannungen im Kontaktbereich, Erzeugung von Punktfehlern und Versetzungen, duktile Einschnürungen, Adhäsionsbruch im Bruchmechanik-Mode I, wechselseitiger Materialübenrag im atomaren Maßstab. Es ist ofTensichtlich. dass diese Effekte wichtige Detai Iprozesse sowoh l der Adhäsionskomponente der Reibung (siehe Abschn in 4.3. I) als auch des Verschle ißes (s iehe Abschnitt 5.3.3) darste llen .

3.2.2 Kontaktgeometrie und Kontaktmechanik Nach der Terminologie der Konstruktionssystematik bestehen tribotechnische Systeme aus ,.Wirkgeometrien" mit ,.Wirkflächenpaaren", deren wichtigste Kontaktfonnen fur Systeme mit geschlossenen Systemstrukturen (vgl. Abschnitt 2.2) in Bild 3.2.6 zusammengestellt sind (von Weingraber und Abou-A ly, [989). Beim Kontakt zweier Bauteife trin in folge der Mikrogeometrie technischer Oberflächen e ine Berührung nur in diskreten Mikrokontakten auf, die sich unter der Wirkung der Normalkraft FN deformieren. Es muss deshalb zwischen der geometrischen oder nomine llen Kontaktfläche Ao (makroskopische Betrachtung) und der mei st erheblich kleineren realen Kontaktfläche Ar, d. h. der Flächensumme der Mikrokontaktflächen (mikroskopische Betrachtung) unterschieden werden. Die wahre Kontaktfläche ist für alle tribotechnischen Systeme von zentraler Bedeutung, da in ihr primär die Reibungs- und Verschleißprozesse ablaufen . Im fol genden soll zunächst die sich unter der Wirkung einer reinen Normalkraft FN ergebende Kontaktgeometrie zweier kontaktierender Festkörper und die damit verbundene Kontaktmechanik (Johnson, 1985) betrachtet werden . Elastischer Kontakt: makroskopische Betrachtung Die elastische Kontaktdefonnation gekrümmter Körper (" kontraform e" Kontakte) wird durch die Hertzsehe Theorie unter den Voraussetzungen rein elastischer Materialien mit ideal glatten Oberflächen unter der aussch ließlichen Wirkung von Normalkräften behandelt (Hertz, 188 1). [n Bild 3.2.7 sind die Berechnungsgrundlagen der Hertzsehen Theorie ftlr den Kontakt Zy linder-Zylinder und Kugel-Kugel zusamm engestellt (Wuttke, [986). Mit ihnen lassen sich für Linien- und Punktkontakt die grundlegenden Größen der elast ischen Kontaktdefonnat ion, wie z. 8. nominelle elastische Kontaktfläche, Normaldruckverteilung und maximale Flächenpressung berechnen (Berechnungsgrund[agen für el[iptische Hertzsche Kontaktflächen: siehe Wittenburg,199[).

3 Tribologische Beanspruchung

36

Kontaktform

1

Flache dei Grundltörpeu I Cc,enkörpeu I 11 Ebene

Ebene

HOhUyhnde.

Volli:yhnde,

Anwendun,sbeispiele

SkIZze

#/7/1/,);;'

flächen-

Konform

bcrullfllll8

Hohlke.el

~S11 -

Vo!lqhndrl

dl ~ dU

Vollzyhnder

~

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d) S dU

I

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Gleilliler RundpalSun·

Ion, Z)'hnder. laufbahnen

I

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Keaelpanul1j!tn

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t};y////iJ!

Zyhnder

Iiohlzyhnde,

I

e

VoUkoJc,

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I

Geilld-

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,

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Walzennuhle Rollenlaj:et

~~

r.triebe

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I

;':u~elkalot1c j Vollpmma

\"Pnsma ,

Kontraform

I

"

niche

~' \

Ebene

Ku,.)

(Q - -

beruhrun~

HOhlzyhndu

\'oUzyhndel

Innenri",·

, n.,ht

I Bild 3.2.6

Au6ennng·

I

Z.hm;ide.

KIIBCIf[jhruOJ!en

'//////..'/////"

bW

KUld

(A No""

Punkt·

Schnddenlagu

Ev.lventenflach.

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,

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I

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-

I,

KUiel· fijluungen

;

Ku,t)· flihrun,en

~

\\'alzlager

OF

Ku~el

Y.

~"\,

Wirkgcomctricn und Wirkflaehcn tribologiseh.;r ModcllsystCIllC: Übers icht

I

37

3.2 Kontaktvorgänge

JF, 1-

. ... ~

"

/a

a: +. a: ....

,-----.50

- --

_ ...

-z

, -I

"\

~

P = Po l -~ 2

Maximaldruck

Po

Halbe Kontaktbreite

a·

1

2 R'

' - r = (5 .R't' ~-PR' n· E'

1

~

z

t.. (1 + ~ '2]'"

t

Po = ;

E"F, R'2

5 = 4·F N a- E'

9 5 = ( 16 . E'2.R'

= 0,30 Il o

r

2 '( R' & )'"

=;E

n =( 3':N~,R'r3 = (o- R' t A, = n .a 2

1 .....

r

,

- F '/3

= O,3 1P.

z = O,47 a

F N= FN

1

Übergang zu Zylinder-Ebene bzw. Kugel-Ebene v Poissonsche Zahl E Elastizitäts-Modul, Bild 3.2.7

/

. -- - - -

A, = 2·a·J

z = 0,70n

-.-+R' R 1 R 2

\

P = Po

.(P,S)'" . ~(~r n-R'

I

Kugel-Kugel

( 'j'"

t ....

,~,

1

"

a: +. a:

F.

Normaldruckverteilung

Schub· spannun!!: Lage von

~

- --

Zylinder-Zylinder

Deformation (Abflachung)

- 1 eine plastische Kontaktdeformation resultieren. Nach einer Ana lyse der Bedingungen und der Resultate einer plastischen Kontaktdeformation ergeben sich flir den plastischen Kontakt ähnliche allgemeine Schlussfolgerungen wie beim elastischen Kontakt: die reale Kontaktfläche ist der Nonnalkraft. FN direkt proportional; es gilt Ar == FN/H bei zunehmender Normalkraft FN nimmt die reale Kontaktfläche Ar vor allem durch eine Zunahme der Anzahl der Kontakte zu; die einzelne Mikrokontakt fl äche bleibt annähernd konstant.

Kontaktmechanik mit Grenzfliichcnadhä sion Bei der bisherigen Behandlung der Kontaktvorgänge wurde die Adhäsion im Grenzfl ächenbereich (siehe Abschnitt 3.2.1) separat von der reinen Kontaktmechanik auf der Basis der Hertzschen Theorie behandelt. Eine Analyse des elastischen Kontaktes gekrümmter g latter Körper unter Einbeziehung der Adhäsion - gekennze ichnet durch die Grenzflächenenergie y wurde von Johnson, Kendall und Roberts (197 1) vorgenommen (JKR-Modell). Die Analyse zeigte, dass unabhängig von der wirkenden Nomlalkraft FN eine Trennkraft. 6.FN erforderlich ist , um die beiden Kontaktpartner zu trennen:

3 2

6.FN =--1t · r·y Die Kontaktsituation ist in vereinfachter Weise in Bild 3.2.12 dargestellt. Die Kontaktpartner werden durch eine Kontaktkraft FN zusammengepresst. Der Kontakt erstreckt sich über die infolge der Adhäsion vergrößerte Kontaktfläche mit dem Radius M. Wie im rechten Teil des Bildes dargestellt, resultieren Druckspannungen im mittleren Bereich der Kontaktfläche und Zugspannungen an den Randbereichen. Für das Verhältnis der Kontaktradien mit Adhäsion

1.3

tE

1.2

•

~

1.1

~

0.1

0.2

0.3

Kräfteverhältnis FT/FN

Bild 3.2. 14 Kontakt tliichcnvcrgrößcrung (.j unclion growth") bei einer plastischen Kontaktdcrormatioll mit der Nomml-

kran I'N und einer überlagerten Tangcmialkmft FT

3.2.3 WcrkstofTanstrcn gu"g Bei allen Kontaktvorgängen in tribotechnischen Systemen trill durch die filr techn ische Zwecke genutzte Kran- oder Energieübertragung eine Beanspruchung der kontaktierenden Bauteile auf, die als " WerkstofTanstrengung" bezeichnet wird. In der allgemeinen Festigkeitslehre werden zur Beurteilung der Werkstoffanstrengung mit Hilfe von Festigkeitshypothesen Vergleichsspannungen oy berechnet (Witlenburg, 1991), z. B. Schubspannungshypothese (SH) nach Tresca:

Hierbei bedeuten Ot die größte Normalspannung und 0 2 die kleins,te Norrnalspannung. Gestaltänderungsenergiehypothese (GE H) nach Huber und von M ises: Oy =

.Jü.5 .~( Ot - 02)2 + (02 - 03)2 + (03 - 0r)2

mit Ot , 0"2 und 0"3 als den Norrnalspannungen. Ein WerkstofTversagen kann auftreten, wenn O"v größer ist, als der fUr die gegebene Beanspruchungsart zutreffende Werkstoffkennwert, z. B. Streckgrenze Rp rur Fließbeginn , Zugfestigkeit Rm fijr Bruch, Wechselfestigkeit O"w rur Dauenvechselbeanspruchung usw. Für den Bereich der Tribologie müssen diese allgemeinen Hypothesen der Werkstoffanstrengung auf Konlaktvorgänge übertragen werden.

47

3.2 Kontaktvorgänge

WerkstofT:lnstrcngung bei Nonmllkraftbcanspruchung Grundlage fur die Berechnung der Werkstoffanstrengung be im Kontakt ein- und zwe idimensionaler gekrümmter Oberflächen unter Nomlalbeanspruchung ist die Hertzsehe Theorie (Bi ld 3.2.8). Hieml it lassen sich die Größe der nominellen Kontaktfläche und die Flächenpressungsvertei lungen sowie die maximale Hertzsche Pressung po in der Kontaktfläche emlitteln. In Bild 3.2.15 sind der Verlauf der Koordinatenspannungen crx, ay, crz und die maximalen Schubspannungen "tmax sowie der Verlauf der Vergleichsspannungen crv nach der Gestaltänderungsenergiehypothese (GEH) und der Schubspannungshypothese (S H) dargestellt (Brosze it, 1982). Sämt liche Spannungen in dieser Darstellung sind .. nomlierr', d. h. auf die maximale Hertzsche Flächenpressung po bezogen und aufgetragen über der bezogenen T iefe VA bzw. ZfB. Die Darstellung gibt die Spannungsverhältni sse an der Stelle mit den Koordinaten XfA = Y /B == 0, d. h. den Mittelpunkt der Kontaktfliiche wieder.

Hertzsche Flächenpressung

-, -0.8

_0.4

0,0

0,'

0,'

.0

\ , HormitMt Sponnungtn

"\

'.

".(GEH)

\

t- 0v(SHI

J

,I

, I

2,0

I

I

I

I I

I I

',0

VB

I

I

I

I

I

I

Bild 3.2.15 \VerkslOtlbcanspruehung zweidimensional ge krümmter Oberniiehen (Model trechnung HiT elliptische Kontaktfliiehe. Halbaehscnvcrhiiltnis AlB = 6: 0 ..I,

LO

2.0

Bild 3.2. 18 Ve rgkiehsspannungeu bei Nortnalkratlbeansprudwng (f= 0) sowie Nonnal - und Tangentialkmt\bcansprueh ltng (f = 0.25: 0.5) (punktkontakt Kugel/Ebene)

52

3 Tribologische Beanspruchung •

Oberfliichenrauheit Die Ursache fLir den Einfluss der Oberflächenrauheit ist vor allem auf die Inhomogenität der Krafteinleitungsbedingungen im Vergleich zu idealgeomelrischen Oberflächen und die dadurch verursachten örtlichen Spannungserhöhungen zurückzufLihren. Unter der Voraussetzung, dass die Verformung der Rauheitshügel im elastischen Bereich bleibt, wird angenommen, dass sich die Beanspruchung auf eine - im Vergleich zur Hertzsehen Situation mit ideal glatten Oberflächen - größere Kontaktbreite verteilt. Di e WerkstofTanstrengllng infolge der mi ttleren Pressungsverteilung ist zwar geringer und das Maximum der Vergleichsspannung ist gleichzeitig tiefer unter der Oberfläche verschoben, jedoch überlagern sich infolge von " Mikro-Hertz" -Kontakten höhere Vergle ichsspannungsmaxima unterhalb der Oberfläche.

•

Eigenspannungen Eigenspannungen sind Spannungen, die ohne Einwirkung äußerer Kriifte und Momente in einem Bauteil wirksam sind. Sie stellen einen inneren Zwangszustand dar, der durch VerformlIngsbehinderung entsteht . Mikroeigenspannungen sind Eigenspann ungen im Bereich der Realstruktur, d. h. der Versetzungen , Leerstellen und Ausscheidungen. Die in folge plastischer Verformung auftretenden inhomogenen Versetzungsanordnungen können durch Überlagerung der Spannungsfelder der Einzelversetzungen zu Makroeigenspannungen fuhren. Bei der Analyse der Werkstoffanstrengung in tri bologisehen Kontakten werden Makroeigenspannungen GE additiv dem iiußeren Beanspruchungsfeld zugerechnet.

..

Vergltlchssponnung _

0

600

'200

,

2400 lOOO ,

0

0,1

0,4

0,'

M

(I v

In

Mp"

,p

~

1

0.1'8 0"

j l

Bild 3.2. 19 Einfluss vun Eigens pannungen auf die Werkstoffanstrengung (LinicnkonWkt Zylinder! Ebene): maximale Ilcrtzschc nachenpressung Po = 3000 N /mm 2. Kontakt-Ila!baehsellvcrhaltnis AlB = 6: 0',,1 = 0'" - O'E (Druckcigcllspannungcn): (J,,2 = (J" + (J E (Zu geigcnspannungcn)

Nach den Ergebnissen der in Bild 3.2.19 dargestellten Modellrechnungen filr den Hertzschen Kontakt Zylinder/ Ebene verschiebt sich das Maximum der Vergleichsspannung (GEH) - und damit die Werkstoffanstrengung - durch ZugeigenspannungeIl in Richtung Oberfläche und durch Druckeigenspannungen in Richtung größerer Tiefe

3.3 MikrofNano-Kontakte

53

(Broszeit, 1982). [n vereinfachter Schlussfolgerung bedeutet dies, dass Druckeigenspannungen eine Werkstoffanstrengung in tribologischen Kontakten vennindern und Zugeigenspannungen sie erhöhen und damit einen negativen Einfluss bei tribologischen Beanspruchungen haben . •

G renzsc hichten Grenzschichten in tribo[ogischen Kontakten, die z. B. durch die Wirkung chemischer Add itive in Schmierstoffen gebildet werden (siehe Kapitel 7), besitzen im allgemeinen niedrigere Reibungszah[en als reine Festkörperkontakte. Durch die damit verbundene Absenkung der Tangentialspannungen wird ebenfalls nach den obigen Ergebnissen das gesamte Kontaktspannungsfeld beeinflusst und die Werkstoffanstrengung herabgesetzt . Zu beachten ist, dass bestimmte Schmierstoflbestandteile tribochemische Reaktionen und damit örtliche Spannullgsüberhöhungell auslösen können, die wiederum zu erhöhten lokalen Werkstoffanstrengungserhöhungen fiihren.

3.3 Mikro/Na no-Konta kte Wie bereits im Abschnin 3.2.1 über die Adhäsion envähnt, ist es seit der Entwicklung des Rasterkraftmikroskops (AFM) im Jahre 1986 durch Binnig ( 1986) möglich, Reibkontakte im atomaren Maßstab zu untersuchen. Mikrokont"kt und Mikroadhiision

[m Unterschied zum Rastertunnelmikroskop, dem Vorgänger des Rasterkraftmikroskops, wird beim AFM die Abtastspilze in Kontakt mit der Probe gebracht und dann mit konstanter Auflagekraft über deren Oberfläche gerastert (siehe Abschnitt 8.4). Die Kontaktabmessungen und die Kräfte liegen üblicherweise im nm- und nN-Bereich. Ein solcher Kontakt stellt einen Mikro-Nano-Reibkontakt dar, an dem man die auftretenden Haft- und Reibkräfte messen kann. Betreibt man solche Instrumente im Reinraum z. B. im Ultrahochvakuum (U HV), mit woh ldelinierten Spitzen, Federbalken und Probenoberflächen, so kann man damit Reibung lind Adhäsion mit atomarer Auflösung untersuchen. Adhäsionsmessungen liefern unter diesen Bedingungen direkt Informationen über die Kontaktbildung. Die Notwendigkeit sauberer Bedingungen im UHV fiir Adhäsionsmessungen demonstriert Bild 3.3.1. [m linken Diagramm ist die Kraft-Abstandkurve für eine Si-Spitze auf Ta vor der Reinigung der Tantaloberfläche wiedergegeben und rechts nach der Reinigung im UHV durch Ionenbeschuss (spunern). Die Kanten des .jump to contact .. und beim Abreißen des Kontakts sind nur nach dem Reinigen der Oberfläc he scharf ausgeprägt. Vor der Probensäuberung im UHV geschieht die Kontaktaufnahme nicht sprungartig, sondern die Spitze wird allmählich durch die Adsorbatschichten gezogen. Bei der auf die Kontaktierung folgenden weiteren Annäherung ist die Steigung der KraftAbstandskurve kleiner als im Fall der gesäuberten Tantaloberfläche. Diese Steigung ist ein Maß fijr die Härte der Probe, die rur Adsorbatschichten offensichtlich kleiner als rur Tantal ist. Auch der Wert fiir die Adhäsion, den man aus einer Kraft-Abstandkurve für eine Kontaktpaarung ableitet, ist natürlich nur dann ruf den Kontakt richtig, wenn auch die äußersten Oberflächenschichten die gleiche Zusammensetzung haben wie die Probekörper.

3 Tribologische Beanspruchung

54

0.'

0.' $ifTa (vor sputtern)

,

,

SifTa (nach spu ttern)


Bild 3.4. 1 E1cmentarformen der Kinematik von Festkörpern

60

3 Tribologische Beanspruchung

Bei der Bewegung von Fluiden (Flüssigkeiten, Gase mit oder ohne mitgeführte Partikel) im Kontakt mit Festkörpern können Gleitvorgänge. gekennzeichnet durch den Begriff ,.Strömen", und Stoß- oder Prallvorgänge auftreten . Die dadurch verursachten Verschleißarten werden unter den BegrifTen .. Strörnungsvcrschlciß·' oder "Erosion" zusammengefasst.

Der zeitliche Bewegungsablauf kann kontinuierlich oder unterbrochen (intermittierend) sein; die Bewegungsrichlung kann gleichsinnig sein oder sich auch umkehren (reversierend, oszillierend).

Die Kennzeichnung der kinematischen Verhältnisse in einem tribotechnischen System ist im allgemeinen dann relativ einfach, wenn nur ein Partner sich bewegt und der andere stillsteht. Falls beide Bewegungspartner, d. h. Grundkörper und Gegenkörper, eine Bewegung ausfUhren, können sich komplizierte kinematische Verhältn isse ergeben ( Bild 3.4.2).

Wenn in einem Tribokontakt die Umfangsgeschwindigkeiten von Grundkörper (I) und Gegenkörper (2) mit den Buchstaben UI und U2 bezeichnet werden. sind die folgenden GeschwindigkeitsbegrifTe von Bedeutung; Relativgeschwindigkeit

V

r = IUI

-

u21

Die Relativgeschwindigkeit ist fUr die reihhedingte Energiedissipation (siehe Abschnitt 4.5) und die reibbedingte Temperaturerhöhung (siehe Abschnitt 3.5) maßgebend und beeinflusst in geschmierten Systemen die wirksame Öl viskosität im Kontaktbereich und damit auch die Schmierfilmdicke (siehe Abschnitt 6.1 und 6.2). Summengeschwindigkeit

Vs = UI

+ U2

Die Summengeschwindigkeit ist bei geschmierten tribotechnischen Systemen rur den Ölzufluss in die KontaktsteIle von Bedeutung und beeinflusst z. B. einen elastohydrodynamischen (E HD) Film in dem Sinne, dass mit zunehmenden Werten von Vs die EHD-Filmdicke zunimmt.

Der Schlupf (.. stide-rol1-ratio") kennzeichnet die Translations- und Rotationsanteile in einem Tribokontakt zweier sich bewegender Körper. Von den in Bild 3.4.2 zusammengestellten kinematischen Möglichkeiten sollen hier nur zwei Grenzfalle betrachtet werden. Im Fall des reinen Gleitens (Bild 3.4.2 (a), mittlere Zeile) sind die heiden EinzeIUmfangsgeschwindigkeiten der beiden Körper gleich groß, aber entgegengesetzt gerichtet (s = (0). In diesem Fall ergibt sich die von allen kinematischen Fällen höchste Relativgeschwindigkeit, während die Summengeschwindigkeit nominell Vs = 0 ist. Beim reinen Rollen (Bild 3.4 .2 (h), mittlere Zeile) sind die Umfangsgeschwindigkeiten beider Körper gleichgerichtet und gleich groß (s = 0). Damit ist die nominelle Relativgeschwindigkeit Vr = 0 und d ie reibbedingte Temperaturerhöhung minimal, während die Summengeschwindigkeit gleich der doppelten Einzelgeschwindigkeit der Prlifkörper ist und ein EHD-Film mit maximaler Dicke resultiert .

3.4 Kinematik

61

Bewegungsform

Einzelgeschwind.

Relotivgeschw.

1-61,1

u,

u,

vr 'l ul- u21

Schlupf Sumrrengeschw. (- EHO-Film) (slide-rolf roho) s, z[ u,.u ~ "IUloUll

""'J

Gleiten {simple slidingl

~ ~

Ul~O

U1"0

Vr ,u 1

Vs • Ul

S· Z

Gleiten

~ ~

Ul~O

U2 40

Vr ·ui

V," u1

2 ... s .. 00

~ ~

Ul~O

Vr "2u 1

v~.

~ ~

UI~O

vr~lUll

Vs-IUll

-O

u2' 0

v, • ul

v, • u1

~

Ul>O u2>0 Ul > U2

Vr UI

0"'sO UI

U2>0 u1

V,U1

-Z"5 900 oe bzw. lokaler Schmcl.zprozessc (Montgomery, 1976, Mcsspunkte x), d. h. T y > 1500 oe, rcsultieren.

10'

•...

'.

Isothermen (oe)

T1 : 100 T2: 200 T3: 350 T4: 550 T5: 800 T6: 1100 T6: 1500

1- T7

~~j\ :•.'.

- 1

10- 3

Bild 3.5.8

I

10- 2

10- 1

1

10

Gleilgeschwindigkeit (m/s)

10 2

f cmpera/llre map flir den Gleitkontakt von Koh1cnstoffstahl in einer Stift-ScheibeKonfi guration als Funktion von Flächenpressung und Glci tgcschwindigkcit -

ausgczogenc Linicn: Isothcrmen der mittlcrcn Tcmpcraturerhöhung T v gestrichdtc Linien: Isothermcn dcr L3litztemperatur T R

-

Mcss punktc:' T v bei Schmelzprozessen: x bei Rcibmartensitbildung

Der befriedigende Vergleich zwischen den theoretisch berechneten und den experimente ll bestimmten Daten verifiziert die Brauchbarkeit der computerunterstützten Rechenmethoden zur Bestimmung von Reibtcmperaturen in Tribokontakten.

81

4 Reibung

4.1 Grundlagen lind Übersicht Reibung ist ein Beweg/ll1gswiderstalld. Er äußert sich als Widerstandskraft sich berührender Körper gegen die Einleitung einer Relativbewegung (Ruhere ibung, statische Reibung) oder deren Aufrechterhaltung (Bewegungsreibung, dynamische Reihung). Neben dieser ,.äußeren Reibung" gibt es die " innere Reibung" von Stoffen (Viskosiläl) , sie gehört zur Rheologie. Die Reibung eines tribologischen Systems wird durch Reibungsbegriffe beschrieben, (siehe Bild 4.1.1 ), die mittels der Stribeckkurve eingeteilt und auch zur Klassifikation des Verschleißes (KapitelS) und der Schmierung (Kapitel 6) verwendet werden: •

Festkörperreiblillg: Reibung beim unmittelbaren Kontakt fester Körper

•

Grenzreibullg ! Grenzschichlreibllng: Festkörperreibung, bei der die Obernüchen der Reibpartner mit einem molekularen Grenzschichtfilm bedeckt sind

•

Fliissigkeilsreiblillg: Reibung in einem die Reibpartner lückenlos trennenden flüssigen Film, der hydrostatisch oder hydrodynamisch erzeugt werden kann

•

GasreibulIg: Reibung in einem die Reibpartner lückenlos trennenden gasförmigen Film, der aerostatisch oder aerodynamisch erzeugt werden kann /l4ischreibul1g: Reibung, bei Koexistenz von Festkörperreibung und FHissigkeitsreibung

•

Festkörper/Grenz-Reibung

Mischreibung

.. " &;\4)

Bewegung ~Be laSlur'lg f N

=

OA

:c E •~ z0

03

"-

.r ~

~

~

" •'" =•• ,c D

~

"~

0.2

,

0'

'"

o

~

c

• D

Bild 4.1.1

.-0

Festkörperreibung ,

Reibungszustände . gekennzeichnet durch die Stribeck-Kurve

Mischreibung : 1< I.. < 3 I

FlOssigkeitsreibung, I.. > 3: - Hydrodynamik (Reynolds), - Elastohydrodynamik (EHD) - Rheologie ( Fluid-Scherung)

Partielle 1EHD

I 11

H

ZwischenstOff

GI'1..Ir'ld körperlGeger'lkörper

z

Flü ssigkeitsreibur'l g

Im Regime 111

Irr gilt

f-v+1] / F N

2 3 4 5 6 I.. '" Filmdicke d / [Rauheitu" (R,2 + Rl )"2] -

Rcibungszusw ndc und Rcibungs1x:g rifTc eines Iribologischcn Systcms

7

d

82

4 Reibung

4.2 Reibun gsmessgrößen Die Reibung kann durch kräftemäß ige und energetische Messgrößen gekennze ichnet werden (frühere DIN 50281) : Reibungskraft FR Kraft, die infolge der Reibung a ls mechanischer Widerstand gegen eine (translatorisehe) Relativbewegung auftritt und der Bewegungsrichtung entgegengesetzt ist. Hierbe i kann ggf. noch unterschieden werden zw ischen der stat ischen Reibungskraft FRs (ohne Relativbewegung) und der dynamischen Reibungskraft FRd (m it Relativbewegung) Reibungsmornent MR

Mom ent, das illfo lge der Reibung als Widerstand gegen eine rotatorische Relat ivbewegung auftritt Reibungszahl f = FR/FN

Quotient aus Reibungskra ft FR (para llel zur Kontaktfläche) und Nonnalkraft FN (senkrecht zur Kontaktfläche)

Re ibungsarbe it AR Die zur Aufrechterha ltung eines Bewegungsvorganges unter Reibung zu verrichtende (Verlust-)Arbeit, bezogen auf die vorliegende Kinemat ik Gle iten: ARG = JFR ' ds l{

"

Rollen:

Bohren (Spin) ARß'" fM ß'd1l:ß

"

mit SR: Gle itweg; 1tR: Rollwinkel; 11:13: Bohrw inkel Re ibungsle istung PR Die zur Aufrechterha ltung eines Bewegungsvorgangs unter Reibung zu verrichtende (Verlust-)Leistung, definiert als Momentanleistung PR "" dAR/dt oder mittlere Leistung

PR = AR / t = FR 'v = f · FN v mit t: Bewegungsdauer; v: Geschwindigkeit

4.2 Reibungsmessgrößen

83

Reibungswinkel p (Bild 4.2. 1) Winkel zwischen der Richtung der Nonnalkraft FN und der Richtung der Resultierenden aus Reibungskraft FR und Normalkraft F: p = are tan f; f = tan p Der Re ibungswinkel p beschre ibt e inen Kegel mit dem Kege lwinkel 2p um den Normalkraftvektor, wenn die Reibung im Kontakt rotationssymetrisch g leich ist (Bild 4.2.1 ). Gleiten liegt dann vor, wenn d ie Vektorsumme aus der Normalkraft FN und der angreifenden Kraft Fg außerha lb des Kegels mit dem Kegelwinkel 2p liegt, der durch die Reibungszahl des Kontaktsystems fbestimmt ist (p = arc tan f). Ruhereibungswinkel pr nennt man den Betrag des Reibungswinkels, bei dessen Überschre iten Gleiten eintritt : pr = arc tan f r . Zur Best immung vOn fr kann e in Probekörper auf eine schiefe Ebene ge legt werden und der Neigungswinkel der Ebene so lange erhöht werden, bis bei einem Winkel von pr der Körper ins Glei ten gerät (siehe Bild 4.2. 1).

F"

Bild 4.2. 1

Schematische Darstcllung dcs Reibungswinkels und der ßestimmung der Haftreibungszahl aur der schiefen Ebene

Die Reibung stel lt definitionsgemäß einen Wechselwirkungsprozess kontaktierender Körper oder Stoffe dar. Eine Reibungsmessgröße bezeichnet daher nicht die Eigenschaft e ines einze lnen Körpers oder Stoffes, sondem muss stels auf die Material-Paarung, d h. allgemein auf das bet reffende tribologische System, bezogen werden. In vereinfachter symbolischer Foml gilt, vg1. Abschnitt 2.4 : Reibungsmessgröße = f(Systemstruktur, Beanspruchungskollektiv) Hierbei sind durch d ie Systemstruktur die am Reibungsvorgang direkt beteiligten Körper und Stoffe sowie ihre relevanten Eigenschaften zu beschreiben. Das Beanspruchungskollekliv ist gegeben durch die Kinemat ik, die Norma lkraft FN, die Geschwindigkeit v, die Temperatur T und die ßeanspruehungsdauer t, wie aus der allgemeinen Darstellung der Parametergruppen tribolog ischer Systeme von Bild 2.15 ersichtlich ist.

84

4 Reibung

4.3 Reibungsmechanismen Die Darstellung der Reibungsmessgrößen hat gezeigt, dass jeder Reibungsvorgang einen Energieaufwand erfordert. Aus physikalischer Sicht kann daher eine Energiebilanz zur Übersicht über die vielfaltigen Einzelprozesse der Reibung vorgenommen werden (Czichos, 1971):

I.

Energieeinleitung

Berührung technischer Oberflächen Bildung der wahren Kontaktfläche

M ikrokontaktflächenvergrößerung (,Junct ion growt h"') Delam ination von Oberflächen-Deckschichten

Grenzflächenbindung und Grenzflächenenergie 11 . Energieumsetzung

-

Deformationsprozesse (mikroskopisch/atomar und makroskopisch) Adhäsionsprozesse (fUhren erst bei einer Relativbewegung der Kontaktpartner zu einer Energieumsetzung durch das Trennen adhäsiver Bindungen) Furchungsprozesse (Deformation)

111. Energied iss iplltion

(a)

Thermische Prozesse (makroskopisch) - Erzeugung von Wärme (mechan isches Wärmeäquivalent)

(b)

Energieabsorption Phononen-/EIektronenanregungen Elastische Hysterese Gi tterdeformat ionen Erzeugung und Wanderung von Punkt fehlern und Versetzungen Ausbildung von Eigenspannungen M ikro-Bruchvorgänge Phasentransfonllationen Tribochemische Reaktionen

(c)

Energieem ission Wärmeleitung Wärmestrahlung SchwingllngsallsbreitllnglPhononenemission Sclmllemission Photonenemission (Tribolumineszenz) Elektronen- und Ionenemission

Alle in der Energiebilanz der Reibung stichwortartig genannten Phänomene sind experimentel l festgeste llt worden und können an der makroskopisch beobachteten Reibung betei ligt sein.

4.3 Reibungsmechanismen

85

Die Phasen der Energiebilanz e ines Reibungsvorgangs sind in ßild 4.3.1 in einer vereinfachenden Darstellung illustriert: Die "E nergieeinleitung" (I) erfolgt bei einem tribotechnischen System durch die jeweils vorliegende tribologische Beanspruchung (siehe Kapitel 3). Die " Energieumsetzung" (11) bei der Reibung wird durch ReiblllJgsmechanismen verursacht, womit die im Kontaktbereich e ines tribologischen Systems auftretenden bewegungshemmenden, energiedissipierenden Elementarprozesse der Reibung bezeichnet werden. Sie gehen von den im Konlaklbereich örtlich und zeitlich stochasti sch verteilten Mikrokontakten aus. Die "E nergiedi ssipat ion" (111 ) erfolgt meist durch die Entstehung von ,.Reibungswärme·' in den Kontaktpartnem, kann aber auch mit " Energieemissionsprozessen" verbunden sein. Sämtliche Prozesse sind dynamisch und sind - wie in Abschnitt 2.4 erläutert - von der jeweiligen Systemstruktur und dem jeweiligen Beanspruchungskollektiv abhängig. Im Fo lgenden werden nach der Definition von Reibungsmessgrößen und -kenndaten die rur die Phasen der ,_Energieurnsetzung" (11) und der .. Energied issipation" (11 1) maßgebenden Prozesse d iskutiert und anschließend die in der Technik wichtigen Reibungsarten und die Zusammenhänge zwischen Reibung und Wirkungsgrad technischer Systeme behandelt. I. Tribologlsche Beanspruchung: EnergieeInleitung

j '.

Nanomodell: • Mikro-Kontaktbereiche sind atomar unregelmäßig • Kontakt- und Relativbewegung löst atomare Adhäsions- und Deformationsprozesse aus • Energiedissipation durch Gitterschwingungsdämpfung

,-

Adhi:i5 ian u. Scheren

Pl 0"5tische Deformation

Furchung

Elast. HY 5t.rtse u. Dämp f ung

( Nanomodell

111. Energiedissi pation: (a) Thermische Prozesse, (b) Energieabsorption , (c) Energieemission Bild 4.3. 1

Energiebilanz dcr Rcibun g in einer schematisch ve reinfachten Übersichtsdarstellung

Nach den Ergebn issen der Kontaktmechanik (siehe Abschnitt 3.2.2) nimmt bei einer Berührung technischer Oberflächen die Anzahl der Mikrokontakte etwa linear mit der Normalkraft FN zu. Geht man davon aus, dass jeder Mikrokontakt einen elementaren Bewegungswiderstand darstellt, so erg ibt sich rur die makroskopische Reibungskraft näherungsweise der folgende Ansatz: Reibungskraft FR - Anzahl der Mikrokontakte - Nomlalkraft FN. Hieraus resultiert fUr die Festkörperreibung das makroskopisch-empirische Reibungsgesetz nach AmOlltOlls-Coulornb (1699, 1785)

86

4 Reibung

mit fo lgenden auf den oben genannten Näherungen basierenden Aussagen: Die Reibungskraft FR ist bei Festkörperreibung der Normalkraft FN proportional, der Proportionalitälsfaktor wird als Reibungszahl bezeichnet. Die Reibungskraft ist unabhängig von der Größe der nominellen geometrischen Kontaktnäche. Die Reibungsmechanismen können nach der vereinfachten Darstellung von Bild 4.3.1 eingeteilt werden in Adhäsion und Scheren Plastische Defomlation

Furchung Elastische Hysterese und Dämpfung Im Folgenden werden die hauptsächlichen Mechanismen der Festkörperreibung und grundlegende Modelle zu ihrer Beschreibung in vereinfachter Form einzeln betrachtet. Zu beachten ist, dass eine Korrelation zwischen wirkenden Reibungsmechanismen und der makroskopisch bestimmten Reibungskraft nur unter idealisierten vereinfachten Bedingungen möglich ist (Suh and Sin, 1981). In praktischen tribotechnischen Systemen überlagern sich im allgemeinen die elementaren Reibungsmechanismen mit nicht erfassbaren, zeitl ich und örtlich im Kontaktbereich wechselnden Anteilen, so dass das praktische Reibungsverhalten nicht theoretisch, sondern nur experimentell charakterisiert werden kann (siehe Kapitel 8).

4.3.1 Adhäs ion Physikalische Ursache der Adhäsionskomponente der Reibung ist die Bildung und das Zerstören von Adhäsionsbindungen in der wahren Kontaktfläche Ar (vgl. Abschnitt 3.2. 1). Die atomaren Adhäsionskräfte beim Gleiten können neuerdings mit dem " Atomic Force Microscope"' (AFM) (vgl. Abschnitt 3.3) direkt gemessen werden, Für Gleituntersuchungen an Polymeroberflächen mit Flüssigkeitsfilmen wurde festgestellt , dass beim Gleiten durch das .,Scheren" adhäsiver Bindungen erhebliche Variationen der atomaren Nomlalkräfte auftreten, die mit der Re- Iaxationsdynamik der Endketten der Flüssigkeitsmoleküle zusammenhängen sollen (Klein, Perahia and Warburg, 1991). Ein einfaches Model1 fur die Adhäsionskomponente der Festkörperreibung von Metallen wurde von Bowden und Tabor (1964) entwickelt. Wird mit 'tsU die Scherfestigkeit im Grenzflächengebiet bezeichnet, so gilt fiir die Reibungskraft FR = t s U' Ar Für metallische Kontaktpartner ist bei einer plastischen Kontaktdeformation die wahre Kontakt fläche gegeben durch Ar = FN/P, wobei p den Fließdruck des weicheren Reibpartners bezeichnet. Hieraus folgt fur die Adhäsionskomponente der Reibungszahl

87

4.3 Reibungsmechanismen

Verschiedene Untersuchungen, besonders an metallischen Werkstoffen, haben gezeigt, dass das Verhiiltnis von Scherfestigkeit und Fließdruck einen numerischen Wert von etwa I : 5 besitzt, woraus eine Reibungszahl von f - 0,2 resultiert. Bei Festkörperreibung werden in der Regel aber höhere Werte in der Größenordnung f = I gemessen. Dies deutet darauf hin, dass bei der plastischen Verformung zur Bildung der wahren Kontaktfläche das überlagerte Wirken von Norrnal- und Scherspannungen zu berücksichtigen ist, wodurch der Gesamtspannungszustand komplexer wird (Bowden und Tabor, 1964). Dieses einfache Modell der Adhäsionskomponente der Reibung wurde durch verschiedene andere Theorien erweitert (Bild 4.3.2): eine grenzflächenenergetische Theorie der Adhäsionskomponente der Reibung, bei der die Grenzflächenenergie y a ls wichtiger Parameter eingeführt wird (Rabinowicz, 1965) ein bruch mechanisches Modelt der Adhäsionskomponcnte der Reibung, das den Mikroprozess der Reibung als Bruchvorgang einer adhäsiven Grenzflächenbindung auffasst und als Parameter einen kritischen Rissöffnungsfaktor und einen Verfestigungsparameter einfuhrt (Marx und Feiler, 1979).

Einfachstes Adhäsionsmodell ta

su =F N -- P FA

t

: SCherfestigkeit S12 p : F1ießdruck

t

ß

J

GrenzflAchenenergetisches Modell

Bruchmechanisches Modell

I n

Gren211ächenfestigkeil Kmischer R!ßölfnungsfaklor Verfestigungsparameler

H

HMe

0

12

Öc

Bild 4.3.2

Modelle der Adhäsionskomponcntc der Reibun g

Die Adhäsionskomponente der Reibung ist naturgemäß von zahlreichen Einflussfaktoren abhängig (Tabor, 1981 ; Woska und Barbehön, 1982). Modellmäßig kann die Adhäsionskomponente der Reibung als ein Stufenprozess mit den fo lgenden zwei hauptsächlichen Schritten und den damit zusammenhängenden Einflussfaktoren betrachtet werden:

88

4 Reibung 1.

Bildung von Mikro-Kontaktflächen : - Einfluss des Formänderungsvermögens der Kontaktpartner

11. Bildung von Adhäsiollsbindungen:

-

Einfluss der Elektronenstrukturen Einfluss von Oberflächenschichten und freien Oberflächenenergien Einfluss von Zwischenstoffen und Umgebungsmedien

Mit dieser Modellüberlegung lassen sich die wichtigsten Einflussfaktoren auf d ie Adhäsionskomponente, die in verschiedenen experimentellen Untersuchungen, besonders an MetallMetall-Paarungen, erforscht wurden, in vereinfachter Weise folgendemlaßen zusammenfassen:

Einflu ss des Fo rmänderungs\'crmögens d{'T Konta ktpartner Bei der Ausbildung der wahren Kontaktfläche können plastische Formänderungen (besonders fUr metallische Konlaklpartner) unter der Annahme einkristalliner Rauheitshügel nach der Versetzungslheorie durch Abg[eitung in vorhandenen kristallographischen Gleitsystemen beschrieben werden. vgl. AbschniIl3.2.1. Für die kubisch-f1ächenzentrierten Metalle gibt es vier {Ill }-Gleitebenen und drei < llO>-G[eitrichtungen, also zwölf G[eitsysteme. Die hexagonal dichtest gepackten Metalle besitzen dagegen bei {OOOI } Basisgleiten nur drei Gleitsysteme. Somit sind die Bedingungen zur Ausbildung einer kleinen wahren Kontaktfläche, in der Adhäsionsbindungen wirksam werden können, bei den hexagonalen Metallen günstiger als bei den kubisch flächenzentrierten Metallen. so dass fiir hexagonale Metalle auch eine niedrigere Adhäsionskomponente der Reibung result ieren sollte (Habig, 1968). Dies wird z. B. durch die Ergebnisse von Sikorski (1963) in Bild 3.2 .3 bestätigt. Aber auch experimentel[e Gleitreibungsul1Iersuchungen von Buckley (1968) an Kobalt, das bei Zimmertemperatur in der hexagona[en Modifikation vorliegt und bei ca. 420 oe eine Transformation in die kubisch f1ächenzentrierte Modifikation durchläuft, belegen dies. In Bi[d 9.4.4 ist die Reibungszah[ von Kobalt/Kobalt als Funktion der Umgebungstemperatur aufgetragen. Ul1Ier den vorgegebenen experimentel[en Bedingungen bleibt die Reibungszah[ bis etwa 300 oe konstant und erfMlrt dann einen steilen Anstieg. Die vorgegebene Volumentemperatur der Reibpartner, wie sie auf der Abszisse aufgetragen ist, bewirkt in Verbindung mit der auftretenden Reibungswärme im Kontaktgrenzflächenbereich die Umwandlung der Gitterstruktur von der hexagonalen in die kubisch-flächenzentrierte Modifikation. Werden die Proben nach dem Verschweißen getrennt und danach auf Rauillteillperatur abgekühlt, so ergibt sich wieder der ursprüngliche niedrige Wert der Reibungszahl der hexagonalen Phase. Damit wird gleichzeitig die Reversibilität der Umwandlung bestätigt.

Einflu ss der Elektronenstruktur Bei vorliegender wahrer Kontaktfläche sollte fiir den Kontakt reiner Metalle die Ausbildung der Adhäsionsbindung in Illetallphysika[ischer Hinsicht mit der Elektronendichte im Kontaktgrenzf1ächenbereich zusammenhängen (siehe Abschniu3.2.1). Metalle mit hoher Dichte beweglicher Elektronen, wie die Edelmetalle, sollten eher zur metallischen Adhäsion neigen, als Metalle mit geringer Dichte freier Elektronen, wie z. B. die Übergangsrnetalle. Diese Modellvorstellungen werden durch Ergebnisse experimenteller Untersuchungen sowohl unter Bedingungen der Rollreibung im elastischen Bereich ( Bild 4.3.3) als auch unter Bedingungen der

89

4.3 Reibungsmechanismen

Adhäsion re iner Metalle im Ultrahochvakuum (Bild 4.3.4) gestützt. Di e Bilder 4.3.3 und 4.3.4 zeigen in einer vereinfachten Darstellung, dass die Adhäsionskomponente mit Stellung im Periodensystem der Elemente in der Reihenfolge Übergangsmetalle, Edelmetalle, B-Metalle zunimmt (Czichos, 1969, 1972). Nach der Elektronentheorie nimmt außerdem die in der KOIltakt fläche verfiigbare Dichte an freien Elektronen mit dem d-Bindungscharakter der Elektronen ab (Ohmae, Okuyama and Tsukizoe, 1980).

1,1

".,

, 8

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I., •

i

7

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EdftHttl18e

5

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UbergangfmdDlk

3

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I

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iibergangsmefl1Ue

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Pd

n

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-

to

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511

50

n

I!!l.t I- 8-Httallt-l

Bild 4.3.3 Abhängigkeit der Adhäsionskomponellte da Rollreibung von der Ekktrollenstruklur. gekennzeichnet durch die Stellung der Metalle im Periodensystem der Elemente

Bi ld 4.3.5 zeigt die Ergebnisse experimenteller Untersuchungen, die unter idealisierten Modellbed ingungen gewonnen wurden, und die darstellen, dass die experimentell gemessenen Reibungszahlen ebenfalls mit dem prozentualen Anteil von d-Bindungselektronen abnehmen (Buckley, 1981). Durch diese Ergebnisse wird die qualitative Korrelation zwischen Elektronenstruktur und Adhäsionskomponellle der Reibung ftir Metalle bestätigt.

90

4 Reibung

I

B-M8/a/16

tEm--- -

.m!.

-

W

t-----

j,

11

Pb

Q'

"AI

Ag

QB

A, Ni

Fr

Cberpangsm6t.aJJe

I

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0.5 T.

" " " " T;

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17

tI

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lbetpangsmBIaJ18

10

" "AI

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" " "" ," ", " " " " • • I " If,

M6tal/e

TI

"

o.•

U

n

" "Pb

B..t./etall6--l

OFe

Anteil von d·Bindungselektronan (%)

Bild 4.3.4 Abhiingigkdl der Adhäsion VOll der ElcklrOllcnstruklur. gekennzeichnet durch d ie Stellung der Metalle im Periodensystem der Elemente (Ultmhochvakuum)

Bi ld 4.3.5 Abhängigkeit de r Reibungszahl vom prozentualen An teil von d-Bindungselektronen (U hrahochvakuum: Normalkraft

FN = 10. 2 N: Flächcnprcssung p '" 10.8 N /m2: Glci tgcschwindigkcil v == 0.7 mm/llli n: Temperatur T '" 23 Oe)

4.3 Reibungsmechanismen

91

Einfluss von Obertlächcnschichten Obwoh l empirisch seit langem bekannt ist, dass Oberflächen schichten cinen schr großen Einfluss auf die Adhäsionskomponente der Reibung ausüben, konnte mit einer grundlegenden Erforschung dieses Einflusses erst begonnen werden, nachdem Vakuumsysteme entwickelt worden waren, mit denen es möglich wurde, ein Uhrahochvakuum von 10-10 Torr experimentcll tiber langc Zeiten herzustellcn . In Bild 4.3.6 ist in einem charaktcristischen Beispiel dcr Ein flu ss einer Sauerstoffzugabe auf die Gleitreibung von Reineisen wiedergegeben (Buck ley, 1981). Unter den Bedingungen des Ultrahochvakuums von 10- 10 Torr liegt eine extrem hohe Reibungszahl von f "" 4 vor. Mit der zunehmenden Sauerstofuugabe werden Eisenoxide gebildet, die mit der Hilfe der Auger-Elektroncn-Spektroskopie und der ESCA-Analysc nachgewiesen wurden (siehe Abschnitt 6.7.2). Durch die Bildung von FeO, Fe304 und Fez03 wird die metallische Adhäsionsbindung im Kontaktbercich sukzessive erniedrigt und damit die Rcibungszahl erheblich abgesenkt. Der Einfluss der Oberflächenschichten auf die Reibung beruht im wesentl ichen auf der Änderung der freien Oberflächenenergie durch die Bildung von dünnsten Schichten. (CompLete sei zurel 40

"Fressen"

',----

y =0,01 mm/s T =20·C p = tO·,oTorr

,

J::o 30 '

•"

~

5 2,0

.~

•

Ir

1.0

0

10·'0 10·'

10·'

10·'

10· '

10"

tO·'

10"

10·'

10'

10 ' Torr·s 10' 10'

Po·s 10'

Bild 4.3.6 Abhängigkeit der Reibungszahl einer Eisen/ Eisen-G1citpaanmg I'om SauerslOffgehalt des UmgebungsIllediums

Sauerstaff zug obe

Einfluss vo n ZwischenstofTen und Umgebungsmedien Die Adhäsionskomponente der Reibung wird naturgemäß auch durch eine Absätt igung der Adhäsionsbindungskräfte durch Zwischenschichten im Kontaktbereich beeinflusst. In Tabelle 4.3. 1 sind die Reibungs.zahlen metallischer und nichtmetallischer Materialpaarungen unter den Bedingungen des Ultrahochvakuums, der Nomlalatmosphäre und mit einem Mineralöl als ZwischenSlOfT untcr sonst gleichen experimentellen Bedingungen zusammengestellt (Buckley, 1981). Am ausgeprägtesten ist der Einfluss des Zwischenstoffs und des Umgebungsmediums fiir die Paarung Kupfer/ Kupfer. So wird die extrem hohe Reibungszahl von > 100 durch die Nonnalat1l1osphäre auf den Wert I, das heißt den 100sten Teil und im Beisein eines Mineral· öles auf den Wert 0,08 abgesenkt. Es wird deutlich, dass mit der Ausnahme der Glas/GlasPaarung die Reibungszahl durch die stärker wirkende Funktion von Adhäsionsbindungen im Vakuum erheblich höher ist als unter Nomlalbedingungen mit der Wirkung der atmosphärischen Medien . Einen außerordentlich wichtigen Einflussfaktor auf die Festkörperreibung stellt die Luft feuchte des Umgebungsmediums dar (Lancaster, 1990).

92 Tab. 4.3. 1

4 Reibung Rcibungszahl von Matcrialpaarungcn bci Festkörperreibung und Mischrcibung sowic untcrschicdlich~n Umg~bungsmcdi~n

Reibungszahl bei Materialpaarung

Festkörperreibung im Vakuum (10- 9 bis 10- IOTorr)

Festkörperreibung in

Loft

Grenzreibung (Mineralöl)

(feucht)

> 100

1,0

0,08

NaCllNaCI

1,3

0,7

0,22

Diamant/Diamant

0,9

0, 1

0,05

Saphir/Saphir

0,8

0,2

0,2

QuartzlQuartz

0,7

0,35

0,2

Glas/Glas

0,5

1,0

0,28

Kupfer/Kupfer

4.3.2 De fo r m a t ion Da beim Kontakt und der tangentialen Relativbewegung sich berührender Körper stets eine Kontaktdeformation auftritt, können sich Energieverluste durch dissipative Prozesse bei der plastischen Kontaktdefomlation ergeben (Gümbel, 1925). Die Deformationsverhältnisse eines Rauheitshügelkontaktes wurden von Green (1955) unter Benutzung der Schlupflinientheorie für einen ideal-plastischen Körper armlysiert. In ähnlicher Weise wurde unter Benutzung einer zweid imensiona len Spannungsanalyse nach Prandtl von Drescher ( 1959) ein Fließliniendeformationsmodell der Reibung erarbeitet (Bild 4.3.7). In diesem Modell wird angenommen, dass bei ei nem Rauheitshügelkontakt (AB in Bild 4.3.8) sich drei Zonen plastisch deformierten Materials entwickeln, die in Bild 4.3.8 durch die Bereiche ABE, BED und BDC gekennzeichnet s ind. Die maximale Schubspannung in diesen Bereichen ist gleichzusetzen der Fließschubspannung in dem betreffenden Material. Ein wichtiger Parameter in diesem Modell ist der Faktor "- der Anteil der durch plastische Deformation getragenen Belastung, der in komplizierter Weise vom Verhältnis der Härte zu den Elastizitätsmoduln der beiden kontaktierenden Körper abhängt. Wenn der RauheitshügeJkontakt sich vollständig plastisch verhält und der Steigungs winkel der Rauheitshügel 55 0 beträgt, resultiert eine Reibungszahl von f = 1,0 . Dieser Wert ern iedrigt sich auf den Betrag von f = 0,5 5, wenn der Rauheitshügelwinkel gegen geht. In der Diskussion dieses Deformationsmodells der Reibung wies Drescher darauf hin. dass in Erweiterung dieses sehr einfachen Modells auch noch andere Materialeigenschaften, wie die Mikrostruktur, Verfestigungseffekte, therrnisch bedingte Endfestigungseffekte und Einflüsse von Grenzflächenschichten betrachtet werden müssten.

°

Ein anderes Schlupflinienmodell der Deformationskomponente der Reibung wurde von Challen und Oxley (1979) entwickelt. In dieses Modell gehen neben den Steigungswinkeln der kontaktierenden Rauheitshügel besonders auch ein " AdhäsionsfaktOr"' ein, der das Verhältnis

4.3 Reibungsmechanismen

93

der Grenzf1ächenadhäsion im Bereich AB von Bild 4.3.7 in Relation zur Fließschubfest igkei t des weicheren Material s kennzeichnet.

FR

1

F.

Fließlinienmodell

I

B

;1. • ;1. (E', H\ Plastizitll.tsanteil

E" : E-Moduf H : Harte

Energetisches plastisches

Deformationsmodell

A,

: wahre Kontaktflac:he resultierende $chubfesligkeit : milli. Grenzflachen-Scherfestigkeil

t .... :

t,

Bild 4.3.7

Modelle der Deforrnulionskomponenlc der Reibung

Für nahezu glatte Oberflächen ergibt sich bei einer Variation dieses Adhäsionsfaktors von 0 (keine Adhäsion) bis I (maxima le Adhäsion) eine Variation der Reibungszahl in Abhängigkeit dieser Deformationskomponente von f = 0 bis f = 0,39. Ein weiteres Modell der Defornlationskomponente der Reibung, bei der die Reibungsverluste im wesentlichen auf eine plastische Deformation zurückgeflihrt werden, wurde von Heilmann und Rigney (198 1) vorgeschlagen. Die grundlegende Annahme dieses Mode lls geht davon aus, dass die Reibungsenergie als Arbeit zur plastischen Defonnation beim Gleichgewichlsgleiten angesehen werden kann. Wie in Bild 4.3.7 formeImäßig zusammengefasst, wird dieses Modell durch die folgenden Parameter charakterisiert : -

die wahre Kontaktf1äche die resu ltierende Schubfest igkeit des Werkstoffs, d ie sich während einer Scherbeanspruchung ergibt die mittlere Scherfest igke it, die an der gleitenden Grenzfläche vorherrscht

Die genannten Größen hängen wiederum von zahlreichen experimentellen Parametern ab, wie z. B. den Beanspruchungsbedingungen (Belastung, Gleitgeschwindigkeit, Temperatur) und anderen Werkstoffkenngrößen, wie z. B. der Kristallstruktur, der Mikrostruktur und der Verfestigung.

94

4 Reibung

4.3.3 Furchung Beim Kontakt zweier Körper mit unterschiedlicher Härte können die härteren ObernUchcnrauheitshügel in den weichen Gegenkörper eindringen. Bei einer Tangentialverschiebung ergibt

sich eine Reibungskomponente als Resultat des Widerstandes des Materials gegenüber der Furchung durch den härteren Gegenkörper. Dies kann erheblich zum gesamten Reibungswiderstand beitragen, wie bereits im Jahre 1925 von Gümbel unterstrichen wurde.

Die heiden grundsätzlichen Möglichkeiten einer ReibungskompOllcntc infolge Furchung sind

gegeben durch eine mögliche Furchung durch Rauheitshügel des Gegenkörpers ("Gegenkörperfurchung") oder durch e ine mögliche Furchung durch eingebettete Verschleißpartikel ("Te ilchenfurchung") (Bild 4.3.8). Bei dem einfachsten Modell, d. h. dem Fall eines sich tangential bewegenden konischen Rauheitshügels, hängt die Re ibungszahl von dem Tangens der Neigung des Rauheitshügels ab (Rabinowicz, 1965). Da übliche technische Oberflächen Rauheitshügel mit einer Ste igung von etwa nur 5 bis 6° besitzen, sollte nach diesem Modell der die Reibungszah l einen Wert von f 1

4.4. 1 Glei treibu ng Bei der Gleitreibung findet e ine translatorische Relativbewegung s ich berührender Materialbereiche im Konlaktgeb iel SlalL In der Technik ist die Gleitreibung fur die Funktion zah lreicher tribotechn ischer Systeme VOll grund legender Bedeutung. Nach der Klassifikation von

4.4 Reibungsarten

101

Abschnitt 2. 1 ist sie in verschiedenen techn ischen Ausflihrungen von energiedeterminierten, stoffdeterminierten und informationsdeterminierten Systemen anzutreffen. In Bild 4.4.2 sind ein ige typische technische Systeme, in denen Gleitreibung auftritt, in vereinfachter Weise zusammengestellt.

Radialgleitlager

Axialgleitlager

-'-0 Schubführung

Drehgelenk

Ili ld 4.4.2 Tribotechnische Systeme mit Gleit reibung (l3eispicle. vereinfacht)

Die Gleitreibung ist - verglichen mit anderen Reibungsurten - mit den größten tribologischen Beanspruchungen im Kontaktgrenzbereich verbunden. Dies bezieht sich sowohl auf thermische Vorgänge (siehe Abschnitt 3.4) als auch auf einen möglichen Verschleiß (siehe Kapitel 5). In physikalischer Hinsicht kommt die Festkörpergleitreibung im allgemeinen durch die Überlagerung mehrerer Reibungsmechanismen zustande (vgl. Abschnitt 4.3). Im folgenden wird eine vereinfachte Abschätzung der Beiträge der einzelnen Reibungskomponenten vorgenommen (Suh, N. P., 1986).

Ad häsionskolllponente der G leitreibung Die Adhäsionskomponente der Festkörpergleitreibung wird flir technische Oberllächen (z. B. Stahlgleitllächen) in Normalatmosphäre und mittleren Belastungen durch Reibungskoeffizienten von f ", 0, 1 bis f "'" 0,6 gekennzeichnet. Die Werte hängen von der chemischen Natur der äußeren Grenzschichten (siehe Bild 3.1.1) und der chemischen Natur der sich ausbildenden Adhäsionsbindungen ab. Die Adhäsionskomponente kann unter Bedingungen der Grenzreibung durch grenzllächenaktive chemische Additive in Schmierstoffen auf Werte von f ", 0,05 abgesenkt werden bzw. unter Bedingungen des Ultrahochvakuums - besonders fiir metallische Gleitpaarungen - auf Werte f > I erhöht werden (siehe Ta belle 4.3.1 ).

102

4 Reibung

Dl'formati onskomponl'ntl' dl'r G Il'itrcibung Die Deformationskomponente der Gleitreibung ist insbesondere fur den Bewegungswiderstand zu Beginn einer Gleitbewegung, gekennzeichnet durch die stat ische Reibungszahl (Haftreibungszahl) verantwortlich. Nach Einsetzen der Bewegung und nach "Einebnen" der ursprünglichen Rauheitshügel nimmt der Eintluss der Deformationskomponente im allgemeinen ab. In Zusammenhang mit der Deformation von Obertlächenrauheitshügeln kann die De format ionskomponente Werte von f "" 0,4 bis f "" 0,75 einnehmen, wenn die gesamte Normalkraft durch Obertlächenrauheitshügel mit einem typischen Neigungswinkel von 4" bis 20" aufgenommen wird.

Furchun gskomponenle der G leitreibun g Die Furchungskomponente und ihr Anteil auf die Reibungszahl variiert fUr metaH ische Werkstoffe zwischen f "" 0 bis f ~ I gemäß einer theoretischen Abschätzung in Abhängigkeit von der Eindringtiefe. Normalerweise ist der Anteil der Furchungskomponente auf die Reibungszahl kleiner als f "" 0,4. Hohe Werte einer Furchungskomponente können aus einer großen Eindringtiefe von Verschleißpartikeln ergeben. Ein niedriger Beitrag der Furchungskomponente resultiert, wenn entweder Verschleißpartikel nicht im Grenzflächenbereich enthalten sind, oder wenn eine weiche Oberfläche gegen eine harte, sehr glatte Obertläche gleitet. Zusammenfassend muss nochmals betont werden, dass bei realen technischen Gleitvorgängen stets eine Überlagerung der verschiedenen Reibungskomponenten auftreten kann, so dass eine theoretische Abschätzung von Reibungszahlen im allgemeinen nicht möglich ist. Die Bestimmung von Reibungszahlen in einem technischen Anwendungsfal l kann somit nur durch experimenteHe Messungen unter Berücksichtigung der verschiedenen Systemparameter des konkreten Anwendungsfalls vorgenommen werden (siehe Kapitel 6).

4.4.2 Ro llre ibung Mit dem Begriff Rollreibung soll hier zusammenfassend die Reibungsart bezeichnet werden, die bei Rollen oder Wälzen (vgl. dazu Abschnitt 3.3 . 1) in tribologischen Systemen auftritt. Beim RoHen findet die Relativbewegung der zur Berührung kommenden Stoflbereiche der Kontaktpartner in kinematischer Hinsicht auf Zykloiden (Rollkurven) statt, wobei d ie gedachte Drehachse des Rollkörpers eine Parallelverschiebung erfahrt. Die Drehachsen können auch räumlich stationär sein , wenn eine Rollbewegung zweier Zylinder vorliegt. In technischer Hinsicht sind Rollbewegungen deshalb von besonderer Bedeutung, weil der Rollreibungswiderstand stets erheblich kleiner als ein Gleitreibungswiderstand ist. Dies ist im wesentlichen dadurch begründet, dass bei Rolivorgängen die kontaktierenden Stoffbereiche der beiden Kontaktpartner sich nur nonnal zur Kontaktfläche annähern und wieder entfernen, während bei Gleitvorgängen in großem Umfang Schubspannungen beteiligt sind. Die wichtigsten techn ischen Systeme mit Rollreibung sind Radsysteme und Wälzlager. Daneben sind in techn ischer Hinsicht eine Reihe von Maschinenelementen von Bedeutung, bei denen eine Überlagerung von Rollreibung und Gleitreibung im Kontaktbereich vorliegt, wie z. B. bei Zahnradgetrieben (Bild 4.4.3). In physikalischer Hinsicht kommt die Rollreibung ähnlich wie die Gleitreibung durch die Überlagerung mehrerer Reibungsmechanismen zustande (Czichos. 1969).

" %

4.4 Reibungsarten

:

103

~ I '

;

Wälzlager

Zllhnrodpoorung

t

, Rod - Schiene

\,

Nocken-Stößel

Bild 4.4.3 Tribotcchnische Systeme mit Roll reibung (Beispiele)

Mikroschlupfkomponente d er Rollreibung Nach den Ergebn issen der Kontaktmechanik (siehe Abschnitt 3.2.2) tritt beim Hertzschen Kontakt gekrümmter Körper bei der Überlagerung von Nonnal- und Tangentialkräften eine Aufteilung des Berührungsgebietes in Haft- und Schlupfzonen statt. In der Literatur werden drei Arten des Mikroschlupfes bei der Rollreibung unterschieden: -

Reynolds-Schlupf Betrachtet wird der Hertzsche Rollkontakt zweier Körper mit untersch iedlichen Elastizitätsmoduln. Bei einer Rollbewegung beider Körper werden die Flächenelemente der beiden Kontaktpartner unterschiedlich in Tangentialrichtung gestreckt, so dass s ich Schlupfzwischen ihnen ergibt (Reynolds, 1876).

-

Heathcote-Schlupf Bei unterschiedlichen Krümmungsradien der beiden Rollkörper ergibt sich eine gekrümmte (Hertzsehe) Kontaktfläche. lnfolge des ungleichen Abstandes der einze lnen Oberflächenelemente von der Rollachse wird während der Bewegung Schlupf erzwungen (Heathcote, 1921).

-

Carter-Poritsky-Föppl-Schlupf FUr den zweidimensionalen Rollkontakt (z. B. zwei abrollende Zylinder) mit einer Tangentialkraft in Rollrichtung kann der Mikroschluptbereich berechnet werden. Es ze igt sich, dass zum Unterschied des statischen Kontaktes mit einer zentralen Haftzone und einer konzentrischen Schlupfzone beim dynamischen Rollkontakt die Adhäsions- bzw. Haftzone im vorderen Bereich der Hertzsehen Kontaktfläche liegt (Carter, 1926; Poritsky, 1950).

104

4 Reibung

Nach Untersuchungen von Bowden und labor (1964) tragen die Gleitantei le des Mikrosch lupfs bei der Rollreibung nur geringfugig zum Rollwiderstand bei, da die Rollreibungswcrte praktisch nicht durch eine Schmierung der Oberflächen verringert werden kön nen, wie dies bei Gleitreibungsexperimenten stets der Fall ist. In ingcnieurtechnischer Hinsicht ist die Aufteil ung der Kontaktfläche bei Rollbewegungen in Haft- und Schlupfbereiche von fun ktioneller Bedeutung, wie z. B. in Transmissionsgetrieben.

Adhiis ionskomponentc der Rollreibung Bei jedem Rollkontakt findet eine kontinuierliche Annäherung und Kontaktierung von MaIerialbereichen an der Vorderfront des Konta ktes und eine kontinuierliche Trennung von Materialbereichen an der Rückseite des Kontaktes statt. Das Trennung adhäsiver Kontaktbrücken an der Rückseite eines Rollkontakes kann zur Energiedissipation und damit zum Rollwiderstand beitragen. Dies konnte in experimente ller Hinsicht sowohl fiir den Rollkontakt zwischen einem Glaszylinder und einer glatten Gummioberfläche (Kendall , 1975) als auch flir den Rollkontakt metall ischer Oberflächenschichten auf Stah lkugeln (Czichos, (969) nachgewiesen werden. Wie bereits in AbschniH 4.3.1 erläutert, ergibt sich fUr metallische Rollpartner nach Stellung der Metalle im Periodensystem der Elemente eine niedrige Adhäsion fur die Übergangsmetalle, ei ne mittelstarke Adhäsion fur die Edelmetalle und e ine starke Adhäsion fur die B-Metalle (vgl. Bild 4.3.3). Bei Paarungen ungleicher Metalle tritt dann eine starke Adhäsion bei der Rollreibung auf, wenn der eine Partner als " Elektronendonator" und der andere als "E lektronenakzeptor" wirken kann. Beim Rollen von Halble itern und Isolatoren sollen nach einer Theorie von Derj aguin und Smilga ( 1964) Rollpartner mit unterschiedlicher Elektronenaflinität sich gegenseitig aufladen. Beim Rollen müssen verlustbehaftete Ausg leichsströme fließen , die zum Rollwiderstand beitragen können.

D{'formationskom pon{'nt{' d{'r Rollreibung Eine Analyse der Werkstoffanstrengung bei Rollkontakt zeigt (siehe Abschnitt 3.2.3), dass bei Überschreiten der Normal- und Tangentialspannungen über bestimmte Grenzen hinaus eine plastische Kontaktdeformation unterhalb der Berührungsfläche auftreten kann. Für den Fall des Rollens einer Kugel mit dem Radius r auf einer weichen Metallunterlage wurde folgende Relat ion zwischen der Rollreibungskraft FR und der Norma lkraft: FN gefunden (Eldredge and Tabor, 1955): FR

F

0::

2f 3

,

konst . _N_

Überschreitet die Belastung eine bestimmte kritische Schubspannung, so ist das Material einem kombinierten Effekt von Eigenspannungen infolge der vorhergehenden plastischen Verfonnung und den Kontaktspannungen des Rollkörpers ausgesetzt. Es findet zwar kein plastisches Eindringen normal zur Oberfläche statt, der Kontakt schei nt rein e last isch zu sein. Die überlagerten Kontakt- und Eigenspannungen ("res idual stresses'") können aber ein beträchtl iches plastisches Scheren in Richtung parallel zur Oberfläche bewirken, so dass Materialbereiche unterhalb der Oberfläche in Roll richtung verschoben werden können (Ham ilton, 1963; Merwin and Johnson, 1963). Alle geschilderten plastischen Deformationsvorgänge tragen zum Rollwiderstand bei.

4.4 Reibungsarten

105

Hyslcrcsc komponenle der Rollreibung Bei einem Rollkonlakt muss zur Komprimierung der Konla ktfläc hen und ihrer Umgebung Energie aufgebracht werden. Um die Ro llspur zu bilden, ist also bei konstanter Geschwindigkeit eine bestimmte mechanische Leistung nötig . Hierbei werden die Oberflächenelemente unter einem Rollkörper einer komplizierten gekoppelten Kompression und Torsion unterworfen (Greenwood, M insha ll and Tabor, 1961). Die aufgebrachte Leistung w ird zwar durch elastische Kräfte nach der Entlastung größtente il s wiedergewonnen; durch eine Spannungsre laxa[ion können diese Kräfte aber kl einer sein , als die vorher wi rkenden, so dass sich aus der Differenz der Leistungen die Reibleistung ergibt. Mit der Theorie der e last ischen Hysterese (vgl. Abschnitt 3.2.2 (b)) können die Rollreibungsw iderstände besonders fiir elasto viskose Materialien (z. B. Gummi) befr iedi gend erklärt we rden. Unter Benutzung verschiedener rheologischer Modelle wurde z. B. gefunden, dass fiir den Rollkontakt elastoviskoser Materialien d ie Rollreibungszahl bei einer best immten Geschwindigkeit, die der Retardationszeit der clastoviskosen Materialien entspricht, ein Maximum aufweist (Flom and Bueche, 1959). Z usammenfasse nd muss fiir die Rollre ibung - ähnlich wie fur die Gleitreibung - festgehalten werden, dass be i einem kon krete n praktischen A nwend ungsfall der Rollreib ungsw iderstand sich aus mehreren Komponenten zusammensetzen kann, so dass eine genaue Besti mmung von Rollre ibungswhlen nur durch experimentelle Untersuchungen möglich ist.

4.4.3 S tick-s lip-Vorgänge Bei der G le itreibung w ird häufig ein sogenanntes Ruckgleiten (Stick-slip) beobachtet. Di eses hat seine Ursache in makroskop ischer Betrachtung darin, dass be i tribologischen Gleitkontakten die Gleitpartner an die Umgebung durch schw ingungsfah ige Sy steme angekoppelt sind. In verein fac hter Weise können som it tribologische Gleitsysteme häufig durch ein Modell gemäß Bild 4.4.4 dargestellt we rden. Das Modell besteht aus ei nem Gleitkörper ( 1) der Masse m[ , der sich relat iv zu einem Gegenkörper (2) der Masse m2 bewegt. die wiederu m mit einer festen Bezugsebene über e ine Feder mit der Federkonstante Cs2 und einem Dämpfungselement mit der Dämpfun gskonstante eil angekoppelt s ind. Der Körper (I) wird übe r eine Feder mit der Federkonstanten Cs[ mit einer konstanten Geschwindigkeit Vo = si! a ngetrieben. VI ' :
90 % nur durch Realisierung einer FHissigkeitsreibung (hydrodynamische Schmierung oder hydrostatische Schmierung) erreicht werden kann und dass sich die höchsten Wirkungsgrade durch eine Substitution der Gleitreibung durch Rol lreibungselernente ergeben kann. Daraus ergeben sich die folgenden elementaren tribologische Gestaltungsregeln ftir reibungsamle Lagerungen, exemplarisch illustriert in Bild 4.5.3: •

Ersatz von Festkörper-Gleitreibung durch RolliWälzreibung

~

f :::: 0,00 I ... 0,005

•

Realisierung von Luftlagem und mechatronischen Lagern

~

f :::: 0,0001.

4 Reibung

112

Tribologische Systeme tür reibungsarme Führungen und lager: Rotationsbewegung: Kugellager (a) Kugellager mit freien Rollbewegungen : Leonardo da Vinci (Codex Madrid , 1492) (b) Kugellager-Urform: direkter Kugel/ Kugel-Kontakt behindert Rollbewegungen (c) KUgellager mit Kugelkäfig: Stand der Technik, Reibungszahl f '" 0,001 .. . 0,005

Translationsbewegung : Kugelumlaufspindel (a) Prinzip: geführte Kugel-Wälzbewegung zwischen SPinn~d~el~:n:~u:~tl~u~n~d,~,~~~elml~~::~ (b) Ausführungsbeispiele , Reibungszahl f'" 0,01 ... 0,02; ...,..

Translallonsbewegung : Luftlager Das linear bewegte Gleitelement wird durch komprim ierte ausströmende Luft getragen .

........ element

,

Mechatronisches Magnetlager : Funktionsprinzip: Trennung der rotierenden Welle (1) von den Tragflächen (2) durch einen Luftspalt (3), erzeugt durch magnetische Kräfte, die durch Aktor-Slellmagnete in Verbindung mit Positions-Sensoren geregelt werden: Active Magnetic Bearings, AMB. Anwendung z,B, in WerkzeugmaschinenSpindein mit optimaler Spanleistung , n > 20000 Umdrehungen/min. Bild 4.5.3

e" S

-

Sensor

Rotor (1)

x

, t~:~jF-I(.) (2)

I(e)

Tribologische Systeme rur Translation und Rotation mit geringer Reibung

Aktor

113

5 Verschleiß

5.1 Grundlagen lind Übersicht Verschleiß ist der fortschreitende Materialverlust aus der Obern üche eines festen Körpers (Grundkörper), hervorgerufen durch tribologische Beanspruchungen, d. h. Kontakt- und Relativhcwcgung eines festen , Illissigen oder gasförmigen Gegenkörpers. Das mögliche " Verschleißspeklrum" eines tribologisch beanspruchten Grundkörpers - gekennzeichnet durch das Verschleißvolumen Wy dividiert durch NOnTlalkrafl FN und Weg s - in den verschiedenen Reibungszuständen eines tribologischen Systems zeigt ßild 5.1.1. Als Grenze zwischen .,schwerem Verschleiß" (serere lI'ear) bei Festkörperreibung und "mil dem Verschleiß" (mild wem) bei Grenz- und Mischreibung gilt nach einer Konvention der Inlemal ional Research Group on Wear of Engineering Materials (lRG-OEC D) (siehe Abschnitt 8.8.3) ein Verschleißkoe m zient von W v = l0---6mm 3/N. m.

·" -• . -;;

'z

c U. 'N "C

8 E, ö ~~

~.,. Zwischen-

11

lIIiiiiiiiiIi

~

~

si off

u-

-•

_li

"I

>

z

Reibungszust ände, gekennzeichnet durch die Stribeck-Kurve

U.

~

:c

•

•N

,c D ••0:

~

Mischreibung

••

1
Ein zahlenllläßiges Modell fUr ein sich ergebendes Verschleißvolulllen, das durch den Mechanismus der Oberflächenzerrüttung resultiert, wurde von Halling (1975) entwickelt. Dieses Modell umfasst das Konzept des Ermüdungsversagens und ebenfalls e ines einfachen plastischen Versagenskriteriums, wobei der elementare Verschleißprozess als Ermüdungsversagen in einern Lastzyklus betrachtet wird. Die wesent lichen Zusammenhänge dieses Modells sind in ßild 5.3.4 zusammengeste llt.

IOberflächenzerrütlungsmodell I

,.,

W, = c , - · FN . s

FR

~1 ·H

--"-+-

/1 1~ ~

Zug /' / Bild 5.3.4

Risse

O",ck

Tl

Linienvertellung der

"Y

Teilchengröße

E,

Rauheitshügel

Versagensdehnung in einem

BeanspllJch!Jngssystem H : Harte

Modcll dcr Obcrfliichcnzcrrüllungskomponcll1c dcs Verschleißes

122

5 Verschleiß

Die von Nam P. Suh (1973) entwickelte .. Delam inationstheorie" des Verschleißes ist im weiteren Sinne der Oberflächenzerrültung zuzurechnen. Nach dieser Theorie wird das in zahlreichen Gleitreibungsexperimenten beobachtete Auftreten von plättchenfönnigen Verschleißpartikeln beim Kontakt metallischer Gleitpartner durch das Ablaufen folgender partieller Prozesse unter tribologischer Wechselbeanspruchung erklärt: Erzeugung von Versetzungen unterhalb der tribologisch beanspruchten Oberfläche Aufstauung von Versetzungen Bildung von Fehlstellen und submikroskopischen ,.Löchern" (voids) Vereinigen der voids zu Rissen parallel zur beanspruchten Oberfläche Entstehen von Verschleißpartikeln, wenn die Risse eine bestimmte kritische Länge erreichen Mit d iesen auf den modernen Modellen der Versetzungstheorie und der Bruchmechanik basierenden Konzepten (Hirth and Rigney, 1976) erscheint es nunmehr möglich, das Auftreten von plättchenfönnigen Verschleißpartikeln theoretisch fundiert zu erklären, wie sie bereits im Jahre 1929 von Füchsel experimentell beobachtet wurden und durch einen Prozess von spannungsinduzierten Materialtrennungen (" Abblättern") in vereinfachter Form gedeutet wurden.

5.3.2 Abrasion Eine Abrasion tritt in tribologischen Kontakten auf, wenn der Gegenkörper beträchtlich härter und rauer ist, als der tribologisch beanspruchte Grundkörper oder wenn harte Partikel in einen tribologisch beanspruchten Werkstoff eingedriickt werden (Weil inger und Uetz, 1955; Föhl, 1982). Bei einer Relativbewegung der Beanspruchungspartner kann aus dem weichen Grundkörper durch verschiedene Materialabtrennprozesse abrasiver Verschleiß entstehen. Nach Bild 5.3.5 können die verschiedenen Formen der Wechselwirkung zwischen einem abrasiv wirkenden Teilchen und der verschleißenden Werkstoffoberfläche und damit die Detailprozesse der Abrasion wie folgt beschrieben werden (Zum Gahr, 1987): Das Mikropjliigen ist dadurch gekennzeichnet, dass der Werkstoff unter der Wirkung des abrasiven Teilchens stark plast isch verformt und zu den Furchungsrändern hin aufgeworfen wird. Beim idealen Mikropflügen tritt bei einmaliger Beanspruchung durch ein einzelnes abrasives Teilchen noch kein Werkstoffabtrag auf. Beim l14ikroermiiden kann in folge lokaler Werkstoffermüdungsprozesse bei einer wiederholten mikropflügenden Beanspruchung der Oberfläche durch mehrere abrasive Teilchen ein Materialabtrag erfolgen (dieser Teilprozess ist eigentlich der Oberflächenzerrüttung zuzuordnen). Beim Mikrospanen bildet sich vor dem abrasiv wirkenden harten Teilchen ein " Mikrospan", dessen Volumen im Idealfall gleich dem Volumen der entstehenden Verschleißfurche ist . Das Mikrobrechcn tritt oberhalb einer kritischen Belastung besonders bei spröden Werkstoffen auf, wodurch es durch Rissbildung und Rissausbreitung zu größeren Materialausbrüchen längs der Verschleißfurche kommt.

123

5.3 Verschle ißmechan ismen

Mikropflügen

Mikrospanen

Mikroermüden

Mikrobrechen

tab

= 0 : ideales Mikropflügen

fab = 1 : ideales Mikrospanen

Bild 5.3.5

Dctailprozcssc dcr Abmsionskompollclltc dcs Vcrschleißcs (Zum Gahr. 1987)

Be i der Überlagerung mehrere abras iver Tei lprozesse nach Bild 5.3.5 kann der relative Anteil der Tei lprozesse Mikrospa nen und Mikropflügen durch den sogenannten fab-Wert gekennzeichnet werden: fab::O Av

-~~ +A2)

Be im reinen Mikropflügen ist fab '" 0 und beim reinen Mikrospanen ist fab '" I; f.lb > I tritt beim Mikrobrechen auf. Das Verhältn is der Te il prozesse Mikropflügen und Mikrospanen wird auch durch den Neigungswinkel des abrasiv wirkenden Kontaktpartners beeinfl usst, der in dieser Hi nsicht als" Spanwinke l " beze ichnet werden könnte (Bild 5.3.6) (Zum Gahr, 1987).

124

5 Verschleiß

t

Niedriger Verschleiß

~

I

Hoher Verschleiß

• ~

"

111~~~?3 1 " Mikropnügen

Angriflswinkel a kritischer Angriffswinkeill e

Bild 5.3.6

•

Abhängigkeit der DClailprozcssc der Abrasion (M ikropnligcll und Mikrospmlcn) vom Neigungswinkcl des abrasiv wirkenden Kontaktpanncrs (Zum Gahr. 1987)

Für den Abrasionsprozess des idealen Mikrospanens ist von Rabinowicz (1965) ei n einfaches Modell angegeben worden (Bild 5.3.7). Danach nimmt das ahrasive Versch leißvolumen linear mit der Normalkraft FN und dem Abrasivweg s zu, wobei das Verschleißvolumen von dem Neigungswinkel des abrasiv wirkenden Teilchens und der Härte des Grundkörpers abhängt .

Einfachstes Modell

w .v =1... . tane H

.F

N

s

Erweiterte Modelle

cosp· sine

~(=:: .),;",r---COS! . COS(8-p) Bild 5.3.7

.F N

S

Modelle dcr Abrasionskomponcnlc des Verschleißes

In Ergänzung zu dem einfachen Modell des Abrasivprozesses durch ideales Mikrospanen nach Rabinowicz kann die kombinierte Wirkung von Mikrospanen und Mikropflügen aus der Geometrie der abrasiven Verschleißfurche A" abgeschätzt werden (Zum Gahr, 1982). Für das Versch leißvolumen Wy ergibt sich die Beziehung Wy = fab . A y . s.

5.3 Verschleißmechanismen

125

Eine Analyse abrasiver Versch leißprozesse mit bruchmechanischen Modellen zeigt, dass der Detailprozess Mikrobrechen einsetzt, wenn eine kriti sche Belastung übersch ritten wird. Der Prozess des Mikrobrechens wird durch eine zunehmende Größe der abrasiven Teilchen, durch e ine abnehmende Bruchzähigkeit und durch e ine zunehmende Härte des versch leißenden Werkstoffs begünstigt. Ein von Hornbogen (1975) vorgeschlagenes Modell rur das Verschleißvolumen Wy bei einem dominierenden Mechani smus des Mikrobrechens ist formeImäßig ebenfalls in Bild 5.3.7 angegeben.

5.3.3 Adhäs ion Während die Verschleißmechanismen Oberflächenzerrüllung und Abrasion im wesentlichen durch die Kontaktmechan ik, d. h. Kräfte, Spannungen und Deformat ionen, ausgelöst werden, spielen bei dem Verschleißmechanismus Adhäsion stoffiiche Wechselwirkungen auf atomarer und molekularer Ebene die entscheidende Rolle (Holm, 1946, 1967). Der Verschleißmechani smus Adhäsion besieht darin, dass bei e iner tribologischen Beanspruchung infolge hoher lokaler Pressungen an einzelnen Oberflächenrauheitshügeln schützende Oberflächendeckschichten durchbrochen werden und lokale Grenzflächenbindungen entstehen (de Gee. 1982). Diese Grenzflächenbindungen, die im Falle metallischer Kontaktpartner auch als " Kahverschwe ißungen" bezeichnet werden, können eine höhere Festigkeit besitzen, als das ursprlingliche Material der Kontaktpartner. Daher kann bei e iner Relativbewegung der Kontaktpartner eine Trennung oder Verschiebung der kontaktierenden Materialbereiche nicht in der ursprünglichen Kontakt-Grenzfläche, sondern im angrenzenden Volumen e ines der Partner erfolgen . ßild 5.3.8 zeigt den adhäsiven Materialübertrag nach lokalem " Fressen" einer Stah l/StahlGleitpaarung.

100 ~m

Bild 5.3.8 Adhäsiver Mat I Spannungsverteilung im Kontaktbereich: maximale Schubspannung primär im Werkstoffinneren bei Werten der Rei· bungszahl f < 0,2 maximale Schubspannung auch in Oberllächenbereichen bei Werten der Reibungszahl f > 0,2

132

5 Verschleiß •

•

Adhäsion und plastisches Fließen: Grenzflächen - Scherspannu ng Fließ oder Streckgrenze des Materials

> 0,5

Obernächenzerrüttung (Kurzzeitermüdung): maxima l aufgebrachte Hertzsche Schubspannung Schub , Fließ oder Streckgrenze

> 0,2

•

" h"" 1 aufgebrac hte Dehnung ß ruc h von Rau hel1S uge n: Streckgrenzendehn ung

•

. . Abrasivstoffilärte Abraslve Matenalabtrennung: Werkstomlärte

>1

>I

Di e Erscheinungsfonnen des Gleitverschleißes betreffen sowohl Mikrostrukturänderungen techn ischer Oberflächen unter Gleitverschleiß, siehe Bild 5.4.1 (a) als auch die Erzeugung loser Verschleißpartikel , siehe Bild 5.4.1 (b). Mikrostrukturiinderungen teehnischer Oberflächen unter Gleitverschleiß Die Veränderungen der Mikrostruktur technischer Oberflächen unter Gleitversch leiß sind 111 exemplarischer Form in Bild 5.4 .1 (a) am Beispiel des Querschn itts einer tribologisch beanspruchten Metalloberfache dargestellt und durch Fetldruck hervorgehoben (Büscher, 2005).

Verl.lnreinigungen AdsOfjltionsschicht Oxid schicht

MIkrostrukturänderungen unter Gleit- oder Furchungverschleiß

I=?~==='=:::=~=f:~~ ~)

" Tribog ene rierte Schicht-

"',mi"h } d'" 0.3 ... 5 nm chemischmechanisch

Mixlng

d" 50 ... 400 nm

Rekrtstallisationsschicht

Verformte Schicht

" Mec~an~7al

(((((((

mechanisch d" 1 ... 10 11m

Plastische Verl"ormung und 99f. Insitu Rekristallisation

GNndwerkstoff

Bild 5.4. 1 (a) Mikrostrukturdnderungcn lmter Gleit- oder Furehungsvers "

vor dom Stoß

(1)

(2)

mt

m,

E"v,

(2)

Stoß

Kontaktdelormation p (Hertz). Stoßzeit At nach dem Stoß

(1)

(2)

Bild 5.4.3 Modelldarstellung des zentralen Stoßes zwischen zwei ßaulcilen (I). (2): 1Il1. 1111 Masse: EI. E2 ElastizitiilS1110dul: VI. \'2 Poissonschc Zahl

Kennzeichnet man den bei einem Stoßvorgang dissipierten Anteil der kinetischen Energie mit e2 (0 < e < 1), so kann die Energiebilanz wie folgt dargestellt werden: [(mI' v' 12)/2 + (m2 ' v' i)/2 ] = [[(m I' VI 2)/2 + (m2 ' vi)/2]

5.4 Verschleißarten

137

wobei die sogenannte Stoßzahl gegeben ist durch

,=

v2 -VI vl-v2

Der ideal elastische Stoß wird durch e = I gekennzeichnet, während bei e = 0 die gesamte kinetische Energi e dissipiert wird (z. B. durch plastische Deformation). Die bei Stoßvorgängen in den Kontaktpartnern auftretende WerkstofTanstrengung kann nach den in Abschnitt 3.2.3 erläuterten Festigkeitshypothesen, z. B. -

Schubspannungshypothese (SH) Gestaltänderungsenergiehypothese (GE H)

abgeschätzt werden. Die fiir Stoß- und Pra llvorgänge charakteristischen Verschleißerscheinungs form en der Rissbildung und der plastischen Defonnation können dann auftreten, wenn die Vergleichsspannung 0"1' größer ist als der fiir die entsprechende Beanspruchungsart zutreffende Werkstoffkennwert, z. B. Dehngrenze Rp oder Streckgrenze ReH fiir Fließbeginn, Zugfestigkeit R m fUr Bruchprozesse. Die mit Stoß- und Prallvorgängen verbundenen Temperaturerhöhungen können fur Hertzsche Kontakte aus einer Energiebilanz abgeschätzt werden (Enge l, 1978). Hierzu wird angenommen, dass die maximale .. Stoßwänne·' Q aus der " Dehnungsenergie" U resultiert:

,

Q=(l-'-)·U

Die maximale Dehnungsenergie beim Hertzschen Kontakt kugelförmiger Körper (Elastizitätsmodul E, Poissonsche Zahl v = 0,3) und der maximalen Hertzschen Pressung pllma.x ist gegeben durch 2

Urna.x = 0,47· PH max / E Die maximale Temperaturerhöhung ö T bei dem Stoßvorgang folgt aus der Beziehung fiT = Q / C · m (m Masse, c spezifische Wärmekapazität):

,

fiT = O,47·(l-e-)·PHrna.x C· In'

E

Die bei einem zentralen Stoß Hertzscher Stahl kontakte an der Fließgrenze auftretenden Temperaturerhöhungen liegen im Bereich von wenigen Grad Celsius; bei der Überlagerung von Nonnal- und Tangenlialspannungen - z. B. beim Aufprallen eines Bauteils auf einen rotierenden Drehkörper - können jedoch erhebl ich höhere Temperaturimpu Ise auftreten.

5.4.4 Sc hwi ngungs\'crsc hlciß Schwingungsverschleiß entsteht, wenn die Kontaktpartner eines tribologischen Systems oszillierende Relativbewegungen mit kleinen Schwingungsamplituden ausfUhren und ist als Verschleißart sclnver sichtbar. Es wird indirekt über die Erzeugung von Oberflächenrissen die Dauerschwingfestigkeit vorzeitig herabgesetzt. Man unterteilt in drei mikroskopische Zustände: a. Stick regime, < 2 11m (Haften mit elastischer Verformung der Mikrokontakte ohne Gleitung), b. Mixed stick-slip (Te ilgleitung, meist am Rand der Mikrokontaktfläche) und

138

5 Verschle iß c. Gross sli p regime > 10

~1I11

(volles Abgleiten der Mikrokontakte)

Die A mplitude der Relarivbewegung ist dabei im A llgemeinen kleiner als der Durchmesser der

momentanen geometrischen Kontakttlächc; das Kontakt-Eingriffsverhähnis € (siehe Abschnitt 3.3 .3) tljr einen oder auch heide Kontaktpartner liegt zwischen 1/2 und 1, d . h. 1/2 < € < I. Typische Be ispiele lribotechnischer Systeme, in denen Schwingungsversch leiß auftreten kann, sind in Bild 5.4.4 in vereinfachter Form dargestellt. Bei den zu Schwingungsverschleiß flihrenden relativen Oszillationen der beiden Kontaktpartner sind zwei makroskopische Fälle zu unterscheiden (Deyber, 1982): Quasistatischer Tribokontakt Bei fest verbundenen stat ischen Kontaktflächen (z. B. Presspassungen, Schraubverbindungen) erzeugen wechselnde oder vibrierende Kräfte schwingende elastische Verformungen von Grund- oder Gegenkörper. Dynamischer Tribokontakt Hierunter werden Schwingungen verstanden, die funkt ionsbedingt bei Glei t-, Wälzoder Prallbewegungen auftreten (z. B. Kupplungen, Federgelenke, Stellgetriebe, Seile). Ein durch derartige Relativbewegungen ausgelöster Schwingungsverschleiß ist gekennzeichnet durch Oberflächenschädigungen und tribochemisch gebi ldete Versch leißpartikel, die eine freie Bewegung des Tribokontaktes blockieren können Verminderung der Dauerfestigkeit des Grundwerkstoffes durch das Entstehen von Mikrorissen mit dem Resultat eines .. Reibdauerbruchs" (z. B. Brüche an Gasturbinenschaufeln oder an Bolzenverbindungen bei Flugzeugteilen) Am Schwingungsverschleiß können alle hauptsächlichen Verschleißmechanismen, also OberflächenzeTTÜttung , Abrasion, Adhäsion und Tribochemische Reaktionen betei ligt sein. Bei Stah l-Kontaktpartnern ist das charakteristische Merkmal von Schwingungs verschleiß die Bildung von " Passungsrosr" oder " Reibrost", und zwar in der Form von schwarzem Eisenoxid FeJ04, das bei Anwesenheit von Sauerstoff und Wasserdampf zu dem rötlichen oder braunen Cl.- Fe203 verändert werden kann. Die Luftfeuchtigkeit ist somit ein außerordentlich wichtiger Einflussparameter beim Schwingungsverschleiß, nicht nur von Metallen, sondern auch von keramischen Werkstoffen (Klaffke, 1989). Aufgrund dieser triboinduzierten Oxidat ionsvorgänge wird der Schwingungs verschleiß auch als Reibkorrosion (Freuing corrosion) bezeichnet (Waterhouse, 1972). Die zu Schwingungsverschleiß fUhrenden Schwingbewegungen können innerhalb der Grenze des Kontakt-Eingriffsverhältnisses von 112 < E < I mehrere Größenordnungen überdecken, vom Nanometerbereich bis zu 100 Mikrometer oder mehr, je nach Größe der Tribokontaktfläehe. Amplituden im Nanometerbereich können bei engen Passungen von Stahlpannern bereits zur Reibox idation (Passungsrost) fUhren . Bei größeren Schwingungsamplituden, E < 112, ist es zutreffender, von reversierendem Gleitverschleiß statt von Schwingungsversch leiß zu sprechen , weil in diesem Fall die Konstellation der Verschleißmechanismen zu anderen Erscheinungsformen als denen des typischen Schwingungsverschleißes fiihrt.

139

5.4 Verschleißarten

.@ f L

+' , q7~

Bild 5.4.4

,v

Typische lkispiek lribolechnischer Sysleme. in denen Schwingungsverschleiß aufirelen kann

Die Versch leißerscheinungsforrnen des Schwingungsverschleißes sind nach den Ergebnissen von Laboruntersuchungen an schw ingenden Stahl-Stahl-Tribokontakten durch unterschiedliche Veränderungen der Kontaktpartner im Tribokontakt begleitet, die folgendemlaßen charakterisiert werden können (Deyber, 1982):

-

-

Metallisch blanke, extrem glatte Partien im Kontaktbereich Abrasion durch harte, kahverfonnte Verschleißpartikel Materialübertrag vom Gegenkörper durch Adhäsion Ermüdungsschuppen, die durch Adhäsion herausgerissen werden Ennüdungszungen, die im Laufe des Schwingungsverschleißvorganges ausgewalzt werden und zu harten Partike ln fUhren Oxidierte Risse in der plastifizierten Schicht Ermüdungsrisse, die im Grundmaterial weiterwandern können.

Werden in einem Tribokontakt, der mit Schwingungsverschleiß verbunden ist, die eingeleiteten Schwingungen unterbrochen, so hören die typischen Schädigungsprozesse, spezie ll die Tribokorrosion, auf, siehe Kapitel 7. In dieser Hins icht unterscheidet sich die Tribokorrosion von der üblichen atmosphärischen Korrosion, die in Abhängigkeit von der Luftfeuchte oder anderen korrosionsfordernden Agenzien von selbst einsetzt und in Abhängigkeit der Umweltverhältn isse fortbestehen kann .

140

5 Verschleiß

5.4.5 Furchungsverschleiß Beim Furchungsverschleiß dringen raue Rauheitshügel eines kontaktierenden Partners oder

harte Partikel in die Oberflächenbereiche des beanspruchten Werkstoffs oder Bauteils ein und erzeugen durch Abrasionsprozesse (5. Abschnitt 5.3.2) Kratzer oder Riefen hzw . Furchen . Es ist übl ich, den Furchungsverschleiß in zwei Untergruppen einzuteil en (Bild 5.4.5):

I. Gegenkörperfurchung, auch Abrasiv-Gleitverschleiß genannt (Zwci-Körper-Abrasion)

11. Te i1chen furchung, je nach Kinematik gegliedcl1 in Komgleitverschleiß, Kornwälzverschleiß, Kornstoßverschleiß (Drei-Körper-Abrasion)

,

,

Bild 5.4.5 Furchungs verschleiß in Form von Gegenkörperfurchung ( Z wci-Körpcr-Abra~ ion. links) oder Teilehenfurchung (DrciKörper-Abrasion. recht s)

Zur Beschreibung des Furchungsverschleißes unter abrasiven Verschleißbedingungen sind die folgenden Begriffe gebräuch lich -

Verschleißwiderstand

-

Relativer Verschleißwiderstand

1 w""-Wy W r ""

w (Probekörper) W (Standard)

Ein wichtiges Charakteristikum des Furchungsverschleißes ist d ie sogenannte Tieflage-Hochlage-Charakteristik (Wah l, 1951 ; Wellinger und Uetz, 1955). Sie besteht darin , dass in vielen Fällen einen Korrelation zwischen der Härte des beanspruchenden Abrasivstoffes HA und der Härte des abrasiv beanspruchten Materials HM besteht, wobei drei Verschleißbereiche zu unterscheiden s ind (Hi ld 5.4.6):

I.

Versch le iß-Tieflage, wenn HA < HM

11.

Übergangsgebiet, wenn H:, =: HM

In. Verschleiß-Hoch lage, wenn HA > HM

5.4 Verschle ißarten

1 VerschJeißTieflage

141

11

111 VerschfeiBHochJage

HA < H"

HA > H"

C

~

E

g" ~ .~

"~

..

~

Härte des Abrasivstoffs, HA

Bi ld 5.4.6 Ei nl1 llss der l-liirte des Abrasivs1ol1'cS I-lA auf den Verschleiß e ines Ma1erials mi1 dcr Härte NM (schema1isch vcrcinfaeh1e Dars1el lung)

I-lieraus ergibt sich die zur Verminderung des Furchungsverschleißes in technischen Anwendungen sehr bedeutsame Folgerung, die heute Allgemeinw issen darstellt, dass die Härte eines abras iv beanspruchten Materials HM um einen Faktor von etwa 1,3 höher sein muss, als die Härte des angreifenden Abrasivstoffes, d. h. dass HM > 1,3· HA

gelten muss, damit der Furchungsverschleiß in der Verschleiß-Tieflage bleibt. Das Modell zum Abrasivverschleiß von Rabinowicz (1977) geht davon aus, dass ein Abrasivte ilchen in die Oberfläche nur bi s zur Fl ießgrenze des beanspruchten Werkstoffes eindringen kann, d. h. bis zum Härtewert. Das vom Abrasivpart ikel erzeugte Verschleißvolumen errechnet sich einfach aus der Projektionsfläche in Gleitrichtung des Eindruckes multipliziert mit dem Gleitweg. Zur Vereinfachung wird das Abrasivpartikel se lber al s verschleißlos angenommen . Das Mode ll von Rab inowicz unterschiedet drei Bere iche, wei l das Eindringen selber auch von der Härte der eindringenden Partikel abhängt. FN s V o:: tan9 - - , 3 1-1 11'

F (Ha 2.5 , ) 'N S

V o::tan9 - - - - 5,3 H II' HII'

V 8

mit

Hw < 0.8

H,

( I)

m it

0,8 < H w < 1,25

(2)

mit

I-I w > 1,25

(3)

H"

H,

Verschle ißvolumen Winkel der Form des eindringenden Abrasivpart ikels

142

5 Verschleiß FN

Normalkraft

Ha Hw s

Härte des Abrasivpartikels Härte des beanspruchten Werkstoffes Gleitweg des Partikels

In der Praxis sollten Betrachtungen zum Abrasivverschleiß erst mal mit den härtesten, natürlich vorkommenden Mineralien angestellt werden. So haben sich in der Automobil- und Baumaschinen industrie als extreme, abrasive ModellSllbstanzen der fellergetrocknete QuarLSand (7.500 MPa< H v < 12.000 MPa), Arizonasand (bestehend aus - 65 vol.·% Quarz und -+17 vol.-% Feldspat und Reste) und Turkeysand (bestehend aus - 77 vol.-% Quarz und - 22 vol-% Calcit) herausgebildet. Die Härte von Calcit (CaC03. Scheuerpulver) beträgt ca. 1.090 MPa und die von Feldspat (Albit, NaAISi30S) - 6.000 MPa. Der Furchungsverschleiß verschiedener Werkstoffe unter abrasiven Verschleißbedingungen ist in umfangreichen Laboruntersuchungen bei Verwendung von Korund (HA = 23.000 MPa) als AbrasivSlOfTund einer weichen Blei-Zinn-Antimonlegierung als Vergleichsstandard untersucht worden. Für die verschiedenen Werkstoffgruppen ergaben sich die folgenden wesentl ichen Zusammenhänge (Khrushov, 1974): Technische reine Metalle im weichgeglühten Zustand und weichgeglühter Stah l zeigen eine direkte Proportionalität zwischen dem relativen Verschleißwiderstand Wr und der Härte HM: w r = CMC1 · HM

wobei

CMCl

=

13.8' 10-3 N-I mm 2

Für harte Werkstoffe und Mineralstoffe resultiert ein ähnlich linearer Zusammenhang mit erheblich kleinerem Proportionalitätsfaktor c zwischen relativem Verschieißwiderstand und Härte: wobei

CMin = 1,3' 10-3 N-I mm2

Bei metallischen Werkstoffen fUhren Härtesteigerungen, die durch Kaltverfestigung oder Ausscheidungshärtung bewirkt werden, kaum zur Erhöhung des Verschleißwiderstandes. Eine Wärmebehandlung (Härten und Anlassen) von Stählen reduziert den Furchungsversch leiß und erhöht damit den abrasiven Versch leißwiderstand. Die Zusammenhänge zwischen dem abrasiven Verschleißwiderstand und der Werkstoflhäl1e sind fiir die verschiedenen Materialgruppen in verallgemeinerter, schematisch vereinfachter Form zusammen mit der Kennzeichnung der jeweils wirkenden Abrasionsmechanismen (vgl. Abschnitt 5.3.2) in Bild 5.4.7 dargestellt (Zum Gahr. 1987). Für eine vorgegebene Werkstoffhärte ist der Verschleißwiderstand um so größer, je geringer der in Abschnitt 5.3.2 definierte fab-Wert isl. Dies bedeutet , dass der Verschleißwiderstand mit zunehmender Verformungsfahigke it des beanspruchten Werkstoffs zuni mmt.

143

5.4 Verschleißarten

Schledpapll'lVNfatren Verschleln-Hoch!oge

l/Jllehm......

4bn,"'mp,,_ """" v&/,

""'e-

I.

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' ~&I

- - -- - - - - Werk stoflhorte - - -- - -- - -- " Bild 5.4.7 Zusammenhang z\\ ischen abrasiH:-m Versc h1c iß\\ idersumd und WerkSlofThfine

1 W· . ' IH ' b) • (l

..

Belostung

~;;:~~:v~errSChleinbeonSDrUChung.("" Abraslvi! Korngröfle

....,

......... Schlelnscharle Mlflerolhor te,. Werkst alfharte

'~,

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Werkstoffh..-te

.~

'~ Bruchzohlgkell Kle

•

Hild 5.4.8 Abhlingigkeit des abrasive n Yerschlciß\\idcrslamks von Ilruchznhi gkcil und WcrkSloOh!lrtc

144

5 Verschleiß

Neben der Härte wird der Furchungsverschleiß auch von der Bruchzähigkeit der beanspruchten Werkstoffe erheblich beeinflusst (Bild 5.4.8). Das Diagramm zeigt den Zusammenhang zwischen dem abrasiven Verschleißwiderstand und der Bruchzäh igkeit fiir keramische Werkstoffe, Stähle und Gusseisen (Zum GahT, 1987). Die einhüllende Kurve über alle Messdatcn ergibt ein Maximum im Verschleißwidersland bei einem bestimmten Bruchzähigkeitswert. Li nks vom Maximum, das heißt bei Werkstoffen mit geringer Bruchzähigkeit, steigt der Verschieißwiderstand mit zunehmender Bruchzlihigkeit an, obwohl die Härte der bea nspruchten Werkstoffe abnimmt. Die Erscheinungsformen des Furchungsverschleißcs werden hier durch die Merkma le des Mikropflügens, Mikrospanens und Mikrobrechens bestimmt. Bei größeren Bruchzäh igkei tswerten, d. h. rechts vom Maximum des Verschleißwiderstandes, sind die Erscheinungsfonnen des Furchungsverschleißes vor allem durch die Mechanismen Mikropflligen und Mikrospanen gekennzeichnet. Hier wird der Verschleißwiderstand nicht durch die Bruchzähigkeit, sondern primär durch die abnehmende Härte der beanspruchten Werkstoffe bestimmt.

5.4.6 Slrahlvcrschleiß Strah lverschleiß entsteht beim Auftreffen körniger Teilchen auf eine Werkstoff- oder Bauteiloberfläche. Die Nomenklatur fiir diese Verschleißart ist nicht eindeutig; der Strahlverschleiß wird teilweise dem Furchungsverschleiß und teilweise der Erosion (siehe Abschnitt 5.4.7) zugerechnet. In technischen Anwendungen tritt Strahlverschleiß beispielsweise in Sandstrahldüsen auf; in der Fertigungstechnik wird dagegen das " Sandstrahlen" als Bearbeitungsverfahren zum fliichigen Stoffablragen angewendet. Strah lverschleiß wird je nach dem Anstrahlwinke l a, mit dem die Partikel auf die Werkstoffoberfläche treffen, wie folgt eingeteilt: Gleitstrah Iverschleiß Prallstrah lversch leiß Schrägstrahlverschleiß (0 ° < a < 90°) Beim Gleitstrahlverschleiß (a ~ 0°) wird d ie tribologische Beanspruchung durc h die gleichen Prozesse wie bei der Teilchenfurchung hervorgerufen (siehe Abschnitt 5.4.5). Durch d ie Abrasionsmechanismen Mikropflügen , Mikrospanen oder Mikrobrechen können dabei je nach tribologischem System und den Beanspruchungsbedingungen, unter denen Strahlverschleiß auftritt, d ie charakteristischen Erscheinungsfornlen der Abrasion auf den Verschleiß-Oberfläche n beobachtet werden. Pralistrahlverschleiß liegt bei Anstrahlwinkeln a ~ 90° vor. Durch das wiederholte Auftreffen von Partikeln auf die Werkstoff- oder Bauteiloberfläche laufen Vorgänge ab, die dem Verschieißmechanismus der OberflächenzelTütlung zuzuordnen sind. Bei Anstrahlwinkeln, die zwischen a =0 0° und a = 90° liegen , kommt es zum Schrägstrahlverschleiß. Den Impul s p eines unter einem Winke l a auf ein Bauteil auftreffenden Part ike ls kann man in eine Gleitstrahl- und eine Prallstrahlkomponente zerlegen (Bild 5.4.9). Die Analyse der Teilprozesse des Strahlverschleißes zeigt, dass der Anstrahlwinkel a die Größe der Stoßkomponenten und damit auch d ie zu erwartenden Versehleißraten bestimmt (Uelz und Khosrawi, 1980). Von der kinetischen Anfangsenergie der Körner werden je nach dem

5.4 Verschle ißarten

145

Oberflächenzustand und den Stoffe igenschaften des beaufschlagten Werkstoffs oder Baute ils mehr oder weniger große Impu lsanteile fur die folgenden Teilprozesse verbraucht: Elastisch-p lastische Verfonnung Bruchenergie zur Erzeugung e iner veränderten Oberfläche Energie zur Auslösung von Sekundärprozessen (z. ß . Bi ldung von Reaktionssch ichten) Partikelimpuls p bei Schrägstrahleinlall Gleitstrahlkomponente p. cos a

Prallstrahlkomponente

p. sin

a

Bauteil

Bild 5.4.9 Partikeli111puls bei Schrägstrah Iversch Jei ß und ZerJegung in Pmllstrahl- und G1citstrahlkomponenten

Mit abnehmender Stoßenergie geht d ie fUr den Versch le iß maßgebl iche e lastisch-p lastische Verfomumg immer mehr in e ine rein elastische Deformation über, so dass der Verschleißprozess allmählich aufhört. Wie bereits erwähnt, ist die Verschleißerscheinungsfonn des G leitstrahlversch leißes vorwiegend von Furchungsvorgängen geprägt, während be im Pra llstrahlverschieiß hauptsächlich mehr oder weniger große kraterähnliche Vert iefungen mit verformten Rändern zu beobachten sind. Aufgrund der sich in Abhängigke it des Anstrah lwinkels verändernden Verschleißmechanismen können sich Materialeigenschaften in unterschiedlicher Form auf d ie Te ilprozesse des Strahlverschle ißes auswirken (Uetz, 1969). Hartes Material verhält sich bei klei nen Anstrah lwinke ln (dom inierende Abrasion) günstiger a ls weiches Material. Be i senkrechtem Prallstrahl (Dom inanz der Oberfl ächenzerrüttung) kö nnen sich aber die Verhäl tnisse umkehren, wenn der Härteanstieg mit einem Duktilitätsverlust verbunden ist. Neben den Beanspruchungsparametern Strahlimpu ls p und Anstrahlwinkel n geht auch die Strahlgeschwind igkeit v bei duktilen Werkstoffen mit dem Quadrat bei spröden WerkstofTen mit noch höherer Potenz in den be i Strah lverschleiß resultierenden Verschlei ßbetrag ein. Von den Parametern der Systemstruktur spielen die Korngröße und die Kornhärte beim Strah lversch leiß eine wichtige Rolle (Uetz und Föh l, 1972). Mit zunehmender Korngröße verm indert sich bei sonst gleichen Verhältnissen der Anteil der plastischen Verformung. Bezüglich der Materialhärte HM ist auch be im Strahlversch leiß eine Tieflage-Hochlage-Gesetzmäßigkeit in Abhängigke it vom Verhältnis der Materialhärte HM zur Strahlkornhärte HS zu beobachten . Ist das angreifende KO]"llmater ial härter als der härteste GefUgebestandteil des beanspruchten Materials, d. h. ist HS > HM, so liegt der Strahlverschleiß in der Hochlage. Der Versch leißbetrag hängt dann weniger von der Härte des beanspruchten Materia ls a ls von dessen Zähigkeit ab. Während der Verschleißw iderstand reiner Metalle nahezu li near mit ihrer Härte ansteigt, ni mmt er bei wärmebehandelten Stäh len mit zunehmender Härte mehr und mehr ab.

146

5 Verschleiß

5.4.7 Erosion Unter dem Oberbegriff Erosion (oder .. Strömungsverschlciß") werden Verschleißarten zu· sammengefasst, bei denen infolge Gas- oder Flüssigkeilsslrömung ohne bzw. mit darin enthaltenen Te ilchen Kräfte auf Werkstoff- oder Bautc iloberflächen (z. B. Umschließungen, Führungen) übertragen werden und auf diese Weise Matcrialschüdigungen entstehen. Di e hauptsäch lichen Erosioll sarten - gekennzeichnet durch die unterschiedlichen Beanspruchungsmedien, also strömendes Fluid (Gas. Dampf, FHissigke it), bewegte Materie oder deren Kombinationen - sind :

Eros ion sart : Gaserosion Kavitat ionserosion

Tropfenschlagerosion Flüssigkeitserosion

Erosionskorrosion

Bea nspruc hun gsmediu m : Gas Flüssigkeit (Unterdruck zonen) Flüssigke it (Tropfen) Flüssigkeit + Partikel Flüssigkeit + Partike l + Fluidphasen

Typ ische Verschleißerscheinungsformen der Erosion sind bei scharfer Beanspruchung, (wenn die Körner in fo lge ihrer Trägheit nicht der Strömung folgen) Mulden oder sonst ige großnächige Gestaltänderungen . Die durch Strömungsprozesse verursachten Oberflächenveränderungen können sich in Quer- und Längswellen oder Riffe ln äußern ( Bild 5.4.10).

"

."

,

.. . .

.

bI

Bild 5. 4.10

Ers(,:heinungsfonn des Erosionsverschleißes: (a) Vaschleißbcginn. (b) M uldenbildung. Symbole: \V Was ser mit mineT Standardnormalverteilung

O( t) = 1- « 1- ") 10) MTTF 0:: )J

Bild 5.5.2 Vcrtci!ullgsdithtc da Ausf,I! !zcitpun ktc dcr Rcgler von DicsdmotorCIl (Expollcnlia!vcrtci!ung) (F1cischa. 1972)

154

5 Verschleiß

Durch eine Nomlalvcrteilung können zahlreiche verschleißbed illgte Versagensfal le gekennzeichnet werden, besonders wenn das Versagen durch die Überlagerung mehrerer Schädigungsprozesse zustande kommt, wie z. B. bei Gleitverschleiß.

Lognorm alve rteilung

1.(1) =

f(l) l-«"'(I)-~) / a)

R(t)=I-$Cn(t~-)..IJ MTTF =

ex{).I +2(J2 ]

Die Lognormalverteilung konzentriert sich auf die positive Zeitachse und triH liberall dort auf, wo das Zusammenwirken einer großen Anzahl statistisch unabhängiger Zufallsgrößen sich multiplikativ auswirkt. Die Ausfallrate nimmt bis zu einem Maximum zu und fallt dann relativ schnell auf Null ab. Daher kann diese Funktion der ModelIierung von Überlebenswahrscheinlichkeitcn nach extremen Beanspruchungen - w ie z. B. bei zeitraffenden Zuverlässigkeitsprüfungen - verwendet werden.

Wcibull-Ycr lcilu ng 1,,(1) ,=".s:.. t C - 1 10

f(t)=~.tC-lex{_::] R(I) =

,+ : ]

MTTF =

1~/C . ~c~ I)

Di es iSI in ihrer einfachsten FOntl eine Verteilung mit zwe i Parametem, der charakteristischen Lebensdauer to (Maßstabsparameter) und der Konstanten C , dem sogenan nten Formparameter. Für C = I ergibt sich die Exponentialveneilung. Für C > I ist die momentane Ausfallrate monoton steigend (z. ß. .. progressiver Versch leiß"), fUr C < I monoton fallend (z. ß. ,.Einlaufverschieiß" ). In der Tribologie werden z. B. die Ausfalle von Kugellagem, die im wesentlichen durch den Verschleißmechanismus Oberflächenzerrlitlung ausgelöst werden, durch die Wei-

5.5 Verschleiß und Zuverlässigkeit

155

buH- Verteilung beschrieben. Bild 5.5.3 zeigt als typisches Beispiel die Ausfa Hwahrscheinlichke it e iner Versuchsreihe mit 500 fettgeschmierten Ri llenkugellagern bei einer Drehzahl von 1000 min- 1 (Bergling, 1976). Ga mm:I-Verteilung f(t) = C-

(C t),-I

exp(-C- t)

rc,)

ÄCt) =C t

x- I

"p

-C·t

I

Iq,)- q "C t)

R(t)= r(x) - r(x.C-t)

rc,)

MTTF =x / C mit r ex) Galllll1afunktioll 0.95 0.90 !l.ao

I -" b

..' .....

0.50

....

~!l.2 0

"

~

0.10

Bild 5.5.3 Ausfallwahrscheinlichkeil \'on Rillenkugel-

0.05

2

5

10 20

50 100 200

Million en Umdrehung en

lagern (Wcibull-Vcrtcillmg) (ßergling.1976)

_

Die Bedeutung dieser Verteilungsfunkt ion besteht in theoretischer Hins icht in ihrem Zusammenhang mit der Exponential-Vcrtei lung. Dies bedeutet in anwendungstechnischer Hinsicht, dass e in Bauteil oder technisches System bei einem x-ten Beanspruchungsimpuls versagt, der sich als Poisson-Vertei lung mit dem Parameter C darstellt. Als Beispiel ze igt ßild 5.5.4 die Verteilungsdichte der Ausfallzeitpunkte der Kolben von Dieselmotoren in Form e iner Gamma- Verteilung mit x = 2 (Fleischer, 1972).

t

150 , - - - -- - - ----; 10- 6 100

__ SO

-

Bild 5.5.4

~

rTIh,~ 3

0 .WillW1 .LUl.l.lb: I

o

5

10

Zell I

15

-

2010 h25

Vcrtcilungsdicille der Ausfallzeitpunklc dcr Kolben von Dieselmotoren (GammaVerteilung) (Fleische r. 1972)

5 Verschleiß

156

Die aufgefiihrten Beispiele illustrieren, dass den verschiedenen tribologischen Schadens- und Versagensprozessen unterschiedliche statistische Vertcilungsfunktioncn zugeordnet werden können, wobei andererseits auch aus beobachteten Verteilungsfunktionen auf die wirkenden Schäd igungsprozesse gesch lossen werden kann. In vereinfachter We ise besteht ühersichtsmäßig der folgende Zusammenhang: Versagen bei impulsfönn iger tribologischer Bean spruchung

-*

Exponentialverte ilung, y- Verteilung

Versagen bei Werkstoffermüdung ~

Weibull-Verteilung

Versagen bei überlagerten Verschleißmechanismen --+ Normal vcrtcilung, Lognormal vertcilung Wenn die verschleißbedingte Ausfa llrate A(t) als Funktion der Betriebsdauer eines tribologischen Systems aufgetragen wi rd, so result iert häufig ei ne Darstellung, die als " Badewannenkurve" bekannt ist ( Bild 5.5.5).

111

Früh· ausfalle

Normal· ausfalle

Betriebszeit

Spät·

ausfälle

Bild 5.5.5 Ausfallrate in Abhiingigkclt von der Betriebszeit

__

In dieser Darstellung können drei Bereiche unterschieden werden:

1. Degressive Ausfallrate 11. Konstante Ausfallrate 111. Progressive Ausfallrate Keine der oben genannten Verteilungsfunktionen besitzt diese " Badewannen"-Charakteri stik, jedoch können ausreichende Näherunge n durch Auswahl einzelner Versagensd iehtefunktionen flir die Teilbereiche der drei Regime gewählt werden. Das Reg ime (I.) beschreibt das Gebiet der " Frü hausfälle". Dieses Gebiet mit abnehmender Versagensrale k.ann zum Beispiel bei tribologischen Systemen durch ein erfolgreiches Ei nlaufverha lten beeinflusst werden. Das Gebiet (1 1.) mit konstanter Versagensrate ist im allgemeinen der Bereich der übl ichen Betriebsbedingungen. Ein Versagen trin hier im allgemeinen als eine Konsequenz statist isch vone inander unabhängi ger Faktoren auf. Das Regime (1[ 1.) mit ze itl ich zunehmender Versch leißrate kann aus der Schadensakkum ulation wirkender Verschleißm echani smen resultieren. Daher ist dieser Bereich besonders charak.teristi sch fLir das verschleißbedingte Versagen tribotechn ischer Systeme.

5.5 Verschleiß und Zuverlässigkeit

157

Das Zuverlässigkeitsverhalten tribotechnischer Systeme hängt von der Konstellation wirkender Verschleißmechanismen ab und kann durch eine Variation von Einflussgrößen aus den beiden grundlegenden Parametergruppen (A) Beanspruchungskollektiv z. ß. Belastung, Geschwindigkeit, Temperatur (B) Systemstruktur z. B. Materialpaarung und Schm iersto ffei gensclm Ren

Materialeigenschaftell

sowie Schmierstoff und

beeinflusst werden , wie in den Bildern 5.5.6 und 5.5.7 in exemplarischer Form dargestellt ist (Fleischer, Gröger und Thurn, 1980). 95

F (t)

5

%

%

90

10

80

R (t)

20 p .. 2,5 NImm'!

70

30

~

j

60

40

.0

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50

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40

60

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20

80

10

•

Z ."

90

2 Bild 5.5.6

~

ß

4

6

8 10 3

2

4

Zeit I in h

Einfluss der Flach.:npressung p auf die Ausfal1- bzw. Übalcbcnswahrscheinlichkeil einer Gleilpaarung (Fleischa. Gröger und Thum. 1980)

Den Einfluss des Beanspruchungskollektivs (A), z. B. der Flächenpressung auf die Ausfallwahrscheinlichkeit F(!) bzw. die Überlebenswahrscheinlichkeit R(!) einer Gleitpaarung illustriert Bild 5.5.6. Die verschleißbedingten Ausfallzeiten der Gleitpaarung ~ experimentell bestimmt als Funktion der Flächenpressung p bei Konstanz aller anderen Systemparameter ~ wurden in ein .,Weibull-Netz;; eingetragen. Im Weibull-Netz (Abszissenteilung In t, Ordinatenteilung In In [I /(l-F(t)]) wird der Graph einer Weibullverteilung F(!) = l-exp(-tC/to) als Gerade wiedergegeben. Der Parameter C kann

158

5 Verschleiß

graph isch aus der Steigung der Ausgleichsgeraden und der Parameter 10 aus dem Abszissenwert fUf die Ausgleichsgerade bei F = 0,632 (d. h. in In In [l /(l-F(!))] = 0) besti mmt werden. Man erkennt, dass erwartungsgemäß eine Venn inderung der Flächenpressung p zu einer längeren Nutzungsdaucr I fiihn, verbunden allerdings mit einer größeren Streuung der A usfa llzeitpunkte. Die mittlere Betriebszeit 150 - gekennzeichnet durch d ie Ausfa ll- bzw. Überlebenswahrscheinlichkeit von 50 % - erhöht sich in diesem Beispiel von 150 auf ", 1000 Stunden. 5 %

95

"

"

R(t)

~

60

"

50

50

90

(,)

F (I)

(b)

SO

20

70

~

'. I, ~e

~


bei tribologischen Prüfungen - international a ls Macjine Diagnost ics bezeichnet - sind in Kapite122 dargestellt. Ultraschall (US)-Sensorik: Durch LuftJKörperschall-Analysen (Frequenzanalysen, Fourieranalysen) können mit geeigneten Sensoren mit inversem piezoelcktischen Effekt in Verbindung mit computerunterstützter Signalverarbeitung laufende Maschinenanlagen, wie Motoren oder Turbinen , überwacht und Hi nweise aufeventuelle Betriebsstörungen gewon nen werden (II/achinery condition moni/oring). Durch elektronisch gesteuerte Schall felder mit Signal- und Bild verarbeitung können mittels US -Echolomo-graphie aufschlussreiche Schnittbilder erzeugt werden: von einem Prüfkopf werden US-lmpulse einer Frequenz von 0,05 bis 25 MHz ($pezialanwendungen bis 120 M Hz) in das Prüfobjekt gestrahlt und nach Rel1exion an einer Wand oder an Fehlern von demselben oder einem zweiten Prüfkopf empfangen, in ein elektrisches Signal umgewandelt, verstärkt und auf einem Bildschirm dargestellt (DIN EN 583). Schall richtung und Laufze it entsprechen der Weglänge zwischen PrülKopf und Rel1exionsste lle und geben Auskunft über die Lage der Rel1exionsste lle im Prüfobjekt. Merkmale von US-lmpulsechogeräten: Messbereich < I mm bis 10m; Ableseunsicherheit < 0, I mm ; Prüfobjekttemperatur: < 80 oe, mit $pezialprülKöpfen bis 600 oe Elektrische und magnetisc he ZW-Verfahrcn: Sie dienen hauptsächlich zum Nachweis von Materialfehlern im Oberl1ächenbereich von WerkstofTen und Bauteilen. Das WirbelstrOlln·erfahren (D IN EN 12084) nutzt die durch den Skineffekt an der Oberl1äche konzentrierten, bei der Wechselwirkung eines elektromagnetischen Hochfrequenz-(HF-)Feldes mit einem leitenden Material induzierten Wirbelströme aus (f ;:;: 10kHz bis 5 MHz, fLir Sonderfälle auch tiefer, z. B. 40 Hz bis 5 kHz). Inhomogenitäten in Bauteilobcrl1ächen oder GefLigebereiche mit veränderter Leitfähigkeit (z. B. Anrisse, Härtungsfehler, Korngrenzenausscheidungen) verändern die Verteilung der Wirbelströme in der Oberl1ächenschicht und beeinl1ussen dadurch das Fe ld und die Impedanz einer von außen einwirkenden HF-Spu le. Radiographisc he Verfahren: S ie basieren auf der Durchstrah lung von Prüfobjekten mit kurzweil iger e lektromagnetischer Strah lung und vermitteln durch Registrierung der Intensitätsverteilung nach der Durchstrahlung eine schattenrissart ige Abbildung der Dicken- und Dichteverteilung, Die Bildaufzeichnung hinter dem Prüfobjekt erfolgt überwiegend mit Röntgenfihnen, sowie zunehmend durch direkte Aufzeichnung der Intensitätsverteilung der Strahlung mit Gamma-Kamera, Bildverstärker, Fluoreszenzschirm und zugehöriger Fernsehkette (Radioskopie-System, DIN EN 13068). C omputertomographie : Bei der Computertomographie wird das zu untersuchende Bauteil mit ei nem fein gebündelten Röntgen- oder Gammastrahl in einer bestimmten Querschnittsebene in zahlreichen Positionen und Richtungen (Translation und Rotation des Bautei ls) durchstrahlt. Alle Intensitätswerte des durchgetretenen Strahls werden von einem Detektor gemessen und einem Rechner zugefLihrt, der den lokalen Absorptionskoeffizienten, d .h. die Dichte jedes Querschnittselements im Bauteil berechnet. Als Ergebnis werden berührungslos und zerstörungsfrei gewonnene Querschnittsbilder des Bautei ls in be liebigen Schnittebenen konstruiert, auf einem Bildschiml dargestellt, elektronisch gespeichert und als Bilddateien ausgegeben . Die CT wird in vielen Bereichen der Technik angewendet, z. B. im Turbinenbau. Die CT-Sensorik kann fijr Bautei le und fLir Systeme mit geschlossenen Sytemstrukturen bei Ortsaullösungen bis zu t f.Im (Mikro-CT) eingesetzt werden.

5.6 Maßnahmen zur Verschleißminderung

161

5.6 Maßnahmen zur Verschleißminderung lnfolge der Vielfalt der Verschleißarten und der Verschleißmechanismen sowie der zugehörigen Einflussgrößen und Parameter müssen sich Maßnahmen zur Verschleißminderung an dem spez iellen Einze lfall orientieren. Di e folgende Zusammenstellung gibt einen kurzen allgeme inen Überblick über grundlegende Möglichkeiten. Verschle ißbeein fl ussende Maßnahmen müssen in jedem Falle von einer individuellen Systemanalyse des jeweiligen Problem s ausgehen . Zunächst muss generell geprüft werden, ob der betreffende Tribokontakt "eliminiert" werden kann, d. h., ob die ,,äußere Reibung" durch "i nnere Reibung" (z. B. Fluide, elastische Festkörper) ersetzt werden kann. Falls dies ni cht möglich ist, können verschleißmindernde Maßnahmen entweder das Beanspruchungskollektiv modifizieren - z. B. Venn indem der Flächenpressung, Verbessern der Kinematik (Wälzen statt Gleiten) - oder die Struktur des tribologischen Systems durch gee ignete Konstruktion, We rkstoffwahl oder Schmierung beeinflussen (Peeken. 1976). Von besonderer Bedeutung fiir den Verschle ißschutz ist dabei die gezielte Beein fl ussung der wirkenden Verschleißmechanismen, z. B. durch fol gende Maßnahmen (Habig, 1982) :

•

Beeinfluss ung de r Abra sion: Für den Widerstand gegenüber der Abrasion ist die sogenannte Verschleiß-Tie fl ageHochlage-Charakteri st ik besonders wichtig. Danach ist der Verschleiß nur dann gering, wenn der tribologisch beanspruchte Werkstoff härte r als das angreifende Material ist. Fürdie Werkstoffauswahl gilt demnach folgendes : rWrte des beanspruchten Werkstoffs mindestens um den Faktor 1,3 größer als die Härte des Gegenkörpers harte Phasen, z. 8. Carbide in zäher Matrix wenn das angrei fende Material härter als der Werkstoff ist: zäher Werkstoff

•

Beeinflussung de r Obe rflüchenzerrüttung: Werkstoffe mit hoher Härte und hoher Zähigkeit (Kompromiss) homogene Werkstoffe (z. B. Wäl zlagerstäh le) Druckeigenspannungen in den Oberflächen zonen, z. B, durch Aufkohlen oder Nitrieren

•

Bee influss ung der Adh äsion Schmierung Vemleiden von Überbeanspruchungen, durch welche der Schmierfi lm und die Adsorptions- und Reakt ionssch ichten von Werkstoffen durchbrochen werden Verwendung von Schmierstoffen mit EP-Additiven (exprerne pressure) Vermeidung der Paarung Metall/ Metall; statt dessen; Kunststoff/M etall, Kerami k/Metall, Kunststoff/Kunststoff, Keramik/Ke ramik , Kunststoff/Keramik bei metallischen Paarungen: keine kubisch fläch en zentrierten Metalle, sondern kubisch raumzentrierte und hexagonale Metalle; Werkstoffe mit heterogenem Gefiige

162

5 Verschleiß

•

Beeinflussung tribochemisc her Reaktionen: keine Metalle, höchstens Edelmetalle, statt dessen Kunststoffe und keramische Werkstoffe formschlüssige anstelle von kraftschlüssigen Verbindungen - Zwischenstoffe und Umgebungsmedium ohne oxidierende Bestandteile hydrodynamische Schmierung

Die möglichen Maßnahmen zur Beeinflussung und Verminderung des Verschleißes können in Ergänzung der speziellen Möglichkeiten zur Beeinflussung der Verschleißmechan ismen übersichtsmäßig wie folgt zusammengefasst werden: I.

Eliminierung des Tribokontaktes Ersatz der " äußeren" Reibung durch "innere" Reibung: Fluide Elastische Festkörper - Mechatronische AklOren, d. h. Ersatz von Tribokontakten durch lasnragende elektromagnetische Felder

11. Beeinflussu ng des Beans pruchu ngskollektivs Verminderung tribologischer Beanspruchungen durch Modifikation von Kinematik Belastung und Flächenpressung Thennischem Verhalten und Temperatur Beanspruchungsdauer 111.

Beeinfluss ung der Struktur des tribologise hen Systems Konstruktive Maßnahmen Werkstoffiechnische Maßnahmen Werkstoffsysteme Werkstoffeigenschaften Oberflächentechnologien Schm ierungsteclm ische Maßnahmen

Die geschilderten Möglichkeiten zur Verschleißminderung sind als generelle Hinweise aufzufassen; spezielle Angaben können den Kapiteln von Tei l C Tribotechnik im Hinblick auf den Versch leiß von Werkstoffen, Konstrukt ionselementen und Werkzeugen entnommen werden.

163

6 Schmierung Durch die Anwendung von Schmierstoffen können Re ibung und Verschleiß stark vermindert werden, indem der unmittelbare Kontakt von Grund- und Gegenkörper unterbrochen wird . Hier soll nur die Schmierung mit fllissigen SchmierslOfTen behandelt werden. Über die Feltund Feslsloffschmierullg wird in Kapitel 10 berichtet. In Abhängigkeit von der geometrischen Gestaltung und Anordnung der KOl1taktpartner, ihrer Oberflächcnrauheit, der Schmierstoffviskosität, der Geschwindigkeit und der Belastung werden unterschiedliche Reibungs- bzw. Schmierungszuslände durchlaufen, die mit der StribcckKurve (vgl. Bild 4.1.1 und 5.1.1) gekennzeichnet werden können, siehe Bild 6.1. In Abhängigkeit vom Verhältnis der Filmdicke d zum Rauheitswert (J der relativ zueinander bewegten Triboelemente werden folgende Reibungs- bzw. Schmierungszustände durchlaufen:

Fe.l"lkörperreibung -+ Gren::reibllng -+ Mischreibung -+ EHD -+ Hydrodynamik Modelldarstellungen geschmierter tribologischer Gleitsysteme Rauheit R, Zwischen- I

stoff

z u-

.'" '"-• r • -.. •" -

0.4

Fluid ViSkosität '1

Film-

dicke d

i R2

Reibungszustände, gekennzeichnet durch die Stribeck-Kurve

~

:c E 0 N z ~

c 0

D

a:

u-

03 0.2

'" ~

~

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1 1

I

i

Partielle EHD

0.1

Im Regime 111 gilt

1

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2

3

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111

11

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Mischreibung 1 n. v. irhum... G.. ~ch\\ ind lg"" i!

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Bild 6. 1.2

n.:1. 1.1Igcn.pu.:1

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Dimensionslose Rcy nolds' sehe Di fferentialgleichung rur Radiallager

Die Sommerfeldzahl So ist eine Ähnlichkeitskennzahl. Bei gleicher Sommerfeldzahl sind Lager mit gleichem Lagerbreitenvcrhähnis b - unabhängig von der Baugröße Bund D, dem Lagerspiel \jI, der Schmierstoffviskosität TJ sow ie Drehzahl ffi - hydrodynamisch ähnlich. Dies bedeutet, dass die Exzentrizität E und damit die minimale Spahweite Hmin (= 1 - E) sowie die Reibungskennzah l ~/'V gleich si nd, siehe Bild 6. 1.3. Di e minimale Spaltweite Hmin ist ein Kriterium fiir die Bewertung der Versch leißsicherheit. Ein zweites Kriterium fur die Betriebss icherheit ist die mittlere Schmierfilmtemperatur, die sich aus dem therm ischen Gleichgewicht zwischen der dissipativen Energieumsetzung im Sch mierfilm und der abgegebenen Wärmemenge e instellt . Nach dem Newtonschen Schubspannungsgesetz l' == Tl duldh s ind die Reibungsverluste proportional dem Scherge fall e du/dh und der Schmierstoffviskosität Tl. Ein einfacher Zusammenhang zwischen Re ibungskennzahlll und Lagerbelastung folgt aus der An nahme, dass das Schergefa lle du/dh gleich dem Verhältnis aus Umfangsgeschwindigkeit u und radialem Lagerspiell1r ist. Die Substitution der Reibkraft FR in der Schubspannung l' durch die Sommerfeldzahl , ruhrt dann auf den e infachen Zusammenhang)JJ\jI == nlSo zw ischen Reibwert 11 und Sommerfeldzah l So, s iehe Bild 6. 1. 3. Aufgrund der vereinfachenden Annahme fur das Schergefälle, die strenggenommen nu r fur eine Exzentrizität E = 0 gilt, wird d iese Beziehung bei Sommerfeldzahlen So > I durch e inen Korrekturfaktor K modifiziert (Es g ilt : Ill \jl = KJ"J So). Übliche Werte für den K- Faktor liegen bei K :: 3. Mit den beiden Kennfeldem rur Tragkraft kennzahl So(b,E) und den Reibwert )JJ\jI = f(So) sind die Voraussetzungen fiir ein einfaches Berechnungsschema zur Ermittlung der mittleren Lagertemperatur t3 und der minimalen Spaltweite hlllin gegeben, siehe Bild 6.1 .3.

167

6.1 Hydrodynamische Schmierungstheorie

Der Berechnungsgang geht davon aus, dass im Betriebspunkt eines Gleitlagers thennischcs Glcichgewicht zwischen dissipativer Energieumse1l.ung im Schmierfilm und abgefUhrter Wärmemenge vorliegt. Die miniere Schmierfilmtempcratur t'} , die im Allgemeinen apriori nicht bekannt ist, wird itcrativ untcr Berücksichtigung der nichtlincaren Temperaturabhängigkeit der Viskosität Tl( ö) ermittclt, wie in Bild 6.1.3 schematisch dargestellt.

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kennfddbasierWIl Auslegung hydrodynamischer

Ausgehend von dcn ßctricbsparamctcrn (Lagerlast F, Drehzahl (0), den konstruktiven Lagerabmcssungen (Lagcrbreitvcrhältnis b. Lagerspiel 'V) sowie der Viskositätsklasse des Schmicrstoffs, wird in einem erstcn Bcrechnungsschrilt zunächst eine Star1temperatur Ö "" Ö Sl"rt angenommen. Die schmierstoffspezifische Temperaturabhängigkeit liefert dann die zugehörige mittlere Viskosität 'let'}) (step I), so dass eine erste Sommerfeldzahl So berechnet werden kann, (step 2). Mit der Sommerfeldzahl So folgt im Schritt (step 3) aus 11 = ({So) der Reibwert 11. Das thermische Gleichgewicht zwischen der Reibleistung Pr = Il F v und der abgefUhrten Wärmemenge aus dem Lager liefert dann eine neue mittlere Schmierfilmtemperatur Öncu. (step 4). H ierbei kann unterschieden werden zwischen der Wärmeabfuhr durch Konvektion oder durch Umlaufschmierung (Kühler). Bei unzureichender Übereinstimmung der beiden Temperaturen aus step 1 und step 4, wird die Iterat ion mit einer neuen gemittelten Temperatur wiederholt, bi s Konvergenz vorliegt.

168

6 Schm ierung

6.2 Elastohydrodynamische Schmierung Wie aus der Reynoldsschen Differentialgleichung ersichtlich, wird die Druckentw icklung im Schrnierspalt neben anderen Parametern auch von den Schrnierstoffparametern Dichte und Viskositiit sowie mit der drillen Potenz exponentiell vorn Spaltverlauf bestimmt. In hochbelasleien Tribokontakten treten Schmierfilmdrücke auf, bei denen sowohl die Druckabhängigkeit der Schmicrsloflkennwerte (Viskosität und Dichte) als auch die Änderung der Sch mierspaltgeometrie durch die Verformung der Gleitnächen zu berücksichtigen sind. Diese Problemstellung fUhrt auf das elasto-hydrodynamische Schm ierungsprob lern. Die hierzu notwendigen theoretischen Grundlagen wurden zunächst fur das Hertzsche Kontaktproblem von konkaven bzw. konvexen Wälz- und Gleitkontakten mit Punkt- und Linienberührung entw ickelt. Mit zunehmender Leistungsdichte und verstärkter Anwendung von Leichtbauprinzipien war es notwendig, auch spezielle Verfahren ftir die elastohydrodynamische Auslegung von Gleitlagern zu entwickeln. Aufgrund unterschiedlicher Verfahren und auftretender Beanspruchungen werden die beiden Problemstellungen getrennt behandelt.

6.2.1 Elastohydrodynamik Hert7..schcr Kontakte Elastohydrodynamische Hertzsehe Wälz-Gleitkontakte treten an einer Vielzahl unterschiedlicher Maschinenelementen auf, wie : Wälzlager, Verzahnungen, Kettentriebe, Nocken-StößelPaarungen und Reibgetriebe. Basierend auf der Dimensionsanalyse leiten Dowsen und Higgenson eine Beziehung zur Berechnung der e laslo-hydrodynamischen Spaltweite H ab und differenzieren hierbei zwischen belastungs-, material- und geschwind igkeitsspezifischen Parametern. Der Ansatz ~ basierend auf drei Kennzahlen , deren Eintluss durch unterschiedliche Exponenten gewichtet wird ~ hat sich fijr die EHD-Spaltweitenberechnung grundSätzl ich bewährt. In zah lreichen Untersuchungen wurden teilweise abweichende Exponenten erm ittelt, die auf unterschiedliche Problemstellungen zurückzuftihren sind, siehe Bild 6.2.1. Messungen und numerische Lösungen der Reynoldsschen Differentialgleichung unter EHDRandbedi ngungen zeigen, dass die elasto-hydrodynamische Druck verteilung annähernd der Hertzsehen Druckverteilung folgt. Hierbei verläuft die Spaltweite ho im zentralen Bereich unter der Hertzschen Druckvertei lung parallel und fallt am Ende der Druckentwicklung auf einen Minimalwert hmin ab. Nach Dowson , Higginson (1971) gi lt annähernd hminl hQ ;:: 0,75. Bereits 1975 veröffentlichte Untersuchungen von Lui , Taillian und McCool (Liu, 1975) zeigen, dass neben der statistischen Ausfallwahrscheinlichkeit und den Materialeigenschaften auch die elasto-hydrodynamische Spaltweite hmin die Lebensdauer maßgeblich bestimmt. Dieser Einfluss wird in der erweiterten Lebensdauerdauerberechnung Lna von Wälzlagern durch den a3-Beiwert berücksichtigt. Bild 6.2.2 zeigt die Abhängigkeit des a3-Beiwertes von der zentralen EHD-Schmierspaltweite ho, ermittelt aus Lebensdauerversuchen an Wälzkontaklen mit Punkt und Linienberührung von Skurka und Tallian.

169

6.2 Elastohydrodynamische Schmierung

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6 Schm ierung

170

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Bild 6.2.2

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f-f+t+~IV, O. Bei gleicher Lagerbelastung So = const. sinkt hierbei die minimale Spahweite Hmill mit zunehmender Schiefstellung q. Unter Berücksichtigung der Lagerelaslizität wird die Wellenschiefsteilung teilweise durch die Lagerdeformation kompensiert wie der Verlauf unter EHO-Bedingungen ze igt. Das konstruktive Optim ierungspotential einer elaslo-hydrodynamischen Gleitlagerauslegung verdeutlicht der Verlauf des Spaltweitenverhältnisses Hmin-dast I Hmin-starr in Abhängigkeit von der SchiefsteIlung q, siehe Bild 6.2.3.

6.2 Elastohydrodynam ische Schmierung

171

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Bild 6.2.3

D

L.age rabmessu ngen B = 80 mm

D = 60 mm

IJI = O, I % 11 = 3 m Pas

Einfluss der Wellenbiegung und Lagervcrformung auf die hydrody namische Tragfähigkeit minimale Spaltweite: Hrtl in.Slarr Lager starr. Welle elasti sch Hrn in.cl asl Lager und Welle elastisch

Mit steigenden spezifischen Belastungen sind die Entwicklungsziele bei Gleitlagerungen technisch nur umsetzbar, wenn auch Beanspruchungszustände im Bereich des Überganges zwischen Hydrodynamik und Mischreibung sicher beherrscht werden. Voraussetzung fiir eine Vollausnutzung der Festigkeilsgrenzwerte von Gleillagerwerkstoffen iSI hierbei eine gleichmäßige Lastverteilung in der tragenden Zone. Zur Vermeidung von Beanspruchungskonzentrationen erfordert dies aus konstruktiver Sicht ei ne beanspruchungs- bzw. steifigkeitsopti mierte Lagergestahung. Bei einern Schmierspalthöhenverhältnis A(= h· /o) < 3+5, beeinflusst der strukturelle Aufbau der Oberfläche zunehmend den lokalen Schmiersloffiransport und damit den hydrodynamischen Druckaufbau. Gleichzeitig nimmt der Anteil diskreter Festkörperkontakte zu, so dass die Gesamtbelastung anteilig übertragen wird, du rch lokal begrenzte hydrodynamische Traganteile sowie durch partielle Festkörpertraganteile im Mikrokonlakt. Für die Auslegung von hochbelasteten Gleitlagern mit partiellen Mischreibungskontakten mussten Verfahren entwickelt werden, welche geeignet sind, die mikrogeometrischen Eigenschaften der Rauheitsstruktur mit der makrogeometrischen elasto-hydrodynam ische Druckentwicklung zu verknüpfen. Für d ie mikrohydrodynamischen Eigenschaften sowie die Festkärpertraganteile wurden physikal isch/mechanisch basierte Verfahren entwickelt, welche die reale Oberflächentopografie berücks ichtigen. Bild 6.2.4 zeigt eine spezielle Foml der Reynoldsschen Differentialg le ichung

172

6 Schmierung

(Berthe und Godet, 1973), welche durch Flussfaktoren $S_P ef\\Jeitert wurde. Die Wirkung der Druck- und Scherflussfaktoren $S,P in der Reynoldsschen Differentialgleichung kann als Änderung der Viskosität 11 interpretiert werden .

hydrodynamische Schmierungsth eorie rauer Oberflächen

Kontaktdrue k Pt

I Reynolds DGll

1

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121] Bx j

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I Rauheitskennfeld

I

I-!J p.dA

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Flußfaktoren $P$

Drueldluß

Seherfluß nominelle Spaltweite hBild 6.2.4

nominelle Spaltweite h-

Erweiterte Schrnierfilrnlheorie rur raue Obcrmtehen und Mi sehrcibungskontaktc

Die mikrohydrodynamischen Eigenschaften rauer Oberflächen sind zurUckzufiihren auf Unterschiede im Schmierstofftransport, der sich aus der Flussbilanz bei Scher- und bei Druckströmung ergibl (Palir, 1978; Palir, 1979; Pek lenik, 1965; Peklenik , 1967). Die Flussfaktoren werden spaltweitenabhängig ermittelt, indern die Reynolds'sche Differentialgleichung auf die reale 3-dimensionale Oberflächentopografie angewendet wird. FUr den Festkörpertraganteil und zur Charakterisierung der mechanischen Beanspruchung rauer Oberflächen wurden Kontaktdruckmodelle entwickelt, welche sowohl die Topographie von Grund- und Gegenkörper als auch elaslo-plastische Materialgesetze berücksichtigen (Boussinesq, 1885; Greenwood, 1966; Greenwood, 1970; KnolI, 2002). Bild 6.2.4 zeigt beispielhaft die den prinzipiellen Verlauf der Flussfaktoren I\ls.p und des Kontaktdrucks pe als Funktion der nominellen Spaltweite h· . Die nom inelle Spaltweile ist defin iert als Abstand der Profilmillelebenen von Grund- und Gegenkörper. Folgt man dem Vorschlag von Vogelpohl fiir ein Mischreibungsmodell, so setzt sich - entsprechend den Traganteilen - die Reibung aus hydrodynamischer Flüssigkeilsreibung (Newtonsches Schubspannungsgesetz) und Festkörperreibung zusammen. Die Einbindung dieses

173

6.2 Elastohydrodynam ische Schmierung

Modells in die EHD-Simulationstechni k liefert neben Aussagen über die Reibungsverluste auch Infomlationen über d ie lokale Reibenergiedichte, als Maß fur die Versch leißgefahrdung. Hierzu wird aus der Lösung der Reynoldssche Differentialgleichung der Anteil der Flüssigkeitsreibu ng und aus dem Kontaktdruckmodell der Festkörpertragallteil fPcdA c ermittelt. Korrelationsbetrachtungen durch Gleitlagerversuche zeigen, dass die Festkörperreibwerte abhängig von der Intensität des Mischreibungskontaktes Werte von)l "" 0,04 + 0,07 annehmen. Bi ld 6.2.5 zeigt beispielhaft fur ein Pleuellager die Druckverteilung unter Mischreibungsbedingungen im Bereich des oberen Zündzeitpunktes, mit dem elastohydrodynamischen Traganteil PEHD(h*) und dem Festkörperkontaktdruck pe auf der Grundlage von Kennfeldern für die Flussfaktoren $s,p (h·) und den Kontaktdruck peCh· ). Zum Einl1uss der Schmiegung zwischen Lagerschale und Wellen zapfen sind in Bi ld 6.2.5 die elastische Lagerdeformation sowie der Druck- lind Spahweitenverlauf p., H über dem Lagerumfang im Bereich Gaswechsel-OT dargestellt. lnfolge der Schmiegung zwischen Lagerschale und We llenzapfen erstreckt sich die minimale Spaltweite nahezu über die gesamte Unterschale (Umschlingungswinkel ca. 180°). Das Optim ierungspotential einer elastohydrodynamischen Lagergestahung leitet sich aus der Reduktion der Spitzend rücke ab, die sich unter EHD-Bedingungen und bei starrer Gleitra umgeometrie einstellen (KnolI, 1995; Knoll 1997; Peeken, 1996). II [-]

Druckve rleilu ng p. l'os. A elastohydrodynamisch

starr

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p' [-] sta rT

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o Bild 6.2.5

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Elaslohydrooyflarn ischc Pkucllagcrbcn:chnung Druck- und Spaltwcilcnvcrlauf p. I! im Zünd zcilp unkl über dem Lugerumfang

6 Schmierung

174

6.3 Grenzreibung Lassen die Beanspruchungsbedingungen VOll ö lgeschmierten Werkstoffpaarungen die Bildung hydrodynamischer oder elastohydrodynam ischer Schmierfilmtraganteile nicht zu, weil z. B. die Geschwindigkeit zu niedrig oder die Belastung zu hoch iSI, so herrscht Grenzreibung (engi.: boundary lubrication) vor. Reibung und Verschleiß werden von den Eigenschaften der sich auf den Werkstoffohcrflächen bildenden Grenzschichten beeinflusst, die primär von den Eigenschaften des Schmierstoffes - insbesondere der Schmierstoffadditive - aber auch von

den Eigenschaften der Werkstoffoberflächen abhängen. Diese Grenzschicht kann im Wesentlichen d urch folgende Prozesse gebildet werden: Physisorption Chemisorplion Tribochemische Reaktion Phys isorplion Bei der Physisorplion werden im Schmieröl enthaltene Zusätze wie z. B. Fettsäuren, Alkohole oder Ester auf den tribologisch beanspruchten Oberflächen adsorbiert. Die Belegung der Oberflächen erfolgt nach den Gesetzen der Adsorption, d. h. sie ist temperatur- und konzentrationsabhängig.

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Metalloberfläche

Bild 6.3. 1 Physisorption von SchmierstofTmolekülen (schematisch)

Die Belegungsdichte hängt ferner vom Bau der adsorbierten Moleküle und der Lage der polaren Gruppe ab. Langkettige Moleküle mit polarer Endgruppe erniedrigen die Reibung in besonders starkem Maße (Daniel, 1951 ; Studt, 1989), weil sich ihre Kettenachse senkrecht zur Oberfläche ausrichten kann ( Bild 6.3.1 ). Die Reibungsminderung nimmt mit steigender Ketlenlänge zu (Zismann, 1959). Nach Untersuchungen von Studt (1989) ist eine Mindestkellenlänge von FeItsäuren rur eine efTektive Reibungsminderung erforderlich, siehe Bild 6.3.2. Dies kann darauf beruhen, dass mit zunehmender Kettenlänge die Wechselwirkungen zwischen den Oberfl ächen vemlindert werden (Fuller, 1960) oder dass sich die Moleküle mit zunehmender Länge besser abstützen können.

6.3 Grenzreibung

175

Eine Voraussetzung fiir die Adsorption von polaren Gruppen besteht darin, dass die Werkstoffoberfläche ebenfa lls einen polaren Charakter aufweist, damit van-der-Waals-Bindungen entstehen können.

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0,6

(a) StahVStahlGleitpaarungen

0,6 , - - - - - - - , (b) AI 20 -jAI 20 3Gteitpaarungen

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0,5

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Normalkraft FN = 10 N Gleitgeschwindigkeit v=5mmls

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0,4

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0,3

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(c) SiC/SiCGleitpaarungen

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Kettenlänge. Anzaht der KOhtenstoffatome _

Bild 6.3.2

Grcnzreibung und Physisorplion: Einlluss der Kettenlänge \'on Kohlcnwasserstollcn auf die Grcnzreibung \'on WerkslotTen (a) Metall. (b) Keramik mit ionischcr Bindung. (c) Keramik mit kovalcntcr Bindung

Bei metalli schen Werkstoffen , z. B. Stahl, wird dies in der Regel durch die auf den Oberflächen gebildeten Oxidschichten erreicht, siehe Bild 6.3.2 (a). Bei keramischen Werkstoffen werden unterschiedliche Effekte beobachte. Während z. B. auf Aluminiumoxid mit ionischer Bindung Fettsäuren mit polaren Endgruppen leicht adsorbiert werden, so dass ab einer gewissen Kettcnlänge die Reibung emiedrigt wird Bild 6.3.2 (b), findet aufSiliciumcarbid mit kovalenter Bindung offenbar keine Adsorption statt, so dass die Reibungszahl nicht beeinflusst wird, siehe Bild 6.3.2 (c). Auch zyklische Verbindungen können auf Oberflächen adsorbiert werden, wodurch die Reibung erniedrigt w ird. Die Emiedrigung der Rei bung t:illt aber geringer aus als bei langkettigen Verbindungen. Dieses Verhalten dürfte durch die geringere Belegungsdichte der Oberflächen mit zyklischen Molekülen bedingt sein. In Tabelle 6.3. 1 sind die Reibungszahlen von Gleitpaarungen allS Stahl bei Punkt- und FlächenkOl1takt sowie die Fresslasten bei Flächenkontakt wiedergegeben, bei denen als Schmierstoff n-Hexadecan mit unterschiedlichen zykli schen und langkettigen Verbindungen verwendet wurde. Sowohl bei Punkt- als auch bei Flächenkontakt reduzieren die langkettigen Verbindungen (Stearinsäure, I-Octadecanol, Sterylamine) die Reibungszahl stärker als die zyklischen Verbindungen. Die unterschiedliche Stahlzusammensetzung machte sich nicht bemerkbar. Die Fresslast wurde durch die aromatischen Verbindungen stärker angehoben, was auf der Bildung von Kohlenstoff oder von kohlenstoffreichen Zersetzungsprodukten beruht, wie durch AugerAnalysen nachgewiesen wurde (Nakayama u. Studt, 1987). Eine durch Physisorption gebi ldete Grenzschicht ist sehr temperaturempfindlich, wei l mit steigender Temperatur Desorption, Zerstörung der Orientierung oder Schmelzen einsetzen kann. Daher ist die thermische und mechanische Belastbarkeit so gebildeter Schichten begrenzt.

177

6.3 Grenzre ibung Chemisorption

Werden die Moleküle durch Chemisorption an die Oberllächen gebunden, so entstehen wesent lich stabi lere Grenzschichten, weil an der Grenzlläche chemische Bindungen mit größeren Bindungskräften (siehe Abschnitt 3.1.1) gebildet werden . Ein bekanntes Beispiel der Chemisorption ist die Reaktion von Stearinsäure mit Eisenoxid bei der Anwesenheit von Wasser, wodurch sich eine Metallseife in Form von Eisenstearat bilde\. Metallseifen haben nicht nur günstige Schereigenschaften, sie haben auch Schmelzpunkte, die deutlich höher als die der ursprünglichen Fettsäuren sind. So betriigt der Schmelzpunkt von Stearinsäure 69 °C, der ihrer Metallseifen liegt bei 120 oe. Chemisorbierte Schichten haben bis zu ihrem Schmelzpunkt gute Schmiereigenschaften, siehe Bild 6.3.5. Sie können bei millieren Belastungen, Temperaturen und Geschwindigkeiten eine anhaltende Reibungsminderung bewirken .

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Reibung Verschleiß

(4) Umgebungsmedium _

(1) Grundkörper

Bild 7. 1.1

Prinzipdarstc!lung Iribologiseher Systeme mit den vier Strukturc!eme11len

Für den Fall der Festkörper-G le itreibung, modell iert durch ein Stift-Scheibe-Tribometer, iSI der prinzipielle Einfluss des Umgebungsmediums in vereinfachter Weise in Bild 7.1.2 dargestellt . Einfluss des Umgebungsmediums auf Reibung und Verschleiß Tribologische Beanspruchung Umgebungsmedium (3) Versch teiß-

•Duale Natur" tribologischer Prozesse .... Beispiel Stift-Scheibe System

~ F~

\ '\ V

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Triiboelement(1): _ stationäre Kontakt-Mechanik - permanente Reibungswärme Triiboelement (2); - ~tische Kontakt-Mechanik - chemisch-tribokorrosiver Einfluss von (3) auf (2)

: Tiefenprofil von (2) chem isch , d.. 0.3 .. 5 nm chemisch-mechlln lfICh d" 5
\n-t B

arithmel. xI ~ - ~~x Mittelwert n I~ 1 ,..: Zufällige Abweichung: t.=xj-x

.~ 7 Intervall 5 mit 95 %

",,-,

'5'

~4 3 werte 2

• 1234567

min präzise aber falsch L\ klein, A;t 0

Bild 8.2.6

unpräzise und falsch L\ groß, A;t 0

Messwerte -

:

.

Zielscheibenzentrum

.Wahrer Wert"

9101112131415 _ A Systematische 1\Oweichung

Kcnnzeich nung von Mcssrcihen mincls Ziclschcibcnl110dell und Häufigkeilsvcrtcilung

202

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

Grenzwert-Beurteilungen \'o n Messwerten Die Messunsicherheit ist unabdingbar wichtig flir ,.Grenzwert-Beurteilungen·', d. h. Entscheidungen, ob gemessene Werte festgelegte Grenzwerte (z. B. zulässige Festigkeitsgrenzwerte von Bauteilen, zulässige Schadstoffemissions-Grenzwerte, etc.) unter- oder überschreiten. Beispiel: Grenzwert-Beurteilungen fUf Messwerte (a) ohne und (b) mit Messunsicherheitsangabe, die sowohl unterhalb als auch oberhalb eines zulässigen Grenzwertes liegen. ~

(a) ________________________ Messwerte ohne Messunsichertleitsangabe 10 j-CC -CC-__,

Ji

zulässiger _________________ Grenzwert

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Verschlcißralen der l'aSj.lm

o 20

40 60 80 100

Technische Oberflächen und ihre Charakteristika

Fe inst ru k t u ru n ters ueh U ligen Die bekannten Methoden der Feinstrukturuntersuchungen mittels Transmissionselektronenmikroskopie (T EM , ST EM , HRT EM siehe Bild 8.3.8) sind infolge des hohen präparati ven Aufwands zur Herstellung durchstrahlbarer Proben (Dicke < 0, 1 11m) nur bei tribologischer Grundlagenforschung im Einsatz. Eine Möglichkeit, das Gefuge sow ie Ri sse oder Delaminationen von Schichten untcr der WerkstofToberfläche zu beobachten, bietet das Verfahrcn der Ultraschallrastermikroskopie. Das laterale Auflösungsvermögen liegt bei 0,5 11111. Durch Variation der Fokusebene können Infonnationen auch aus mehreren 100!lm Tiefe gewonnen werden. Ebenfall s zur Untersuchung von unter der Oberfläche verborgenen Inhomogenitäten kann die Wärmewellenmikroskopie eingesetzt werden. Die zu untersuchende WerkstofToberfläche wird von einem modulierten Infrarot-Laser erwämll. Die Temperatur nach der Erwännung wird von einem IR-Detektor gemessen. Werkstoffinhomogenitäten fuhren zu unterschiedli-

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

210

chem Wänneabfluss, d. h. zu unterschiedlichen Oberflächentemperaturen. Die rasternde Bewegung des Laserstrahis über die Oberfläche erlaubt eine Abbildung der Oberfläche mit I pm lateraler Auflösung und materialabhängiger Informationstiefe zwischen 5 11m (Gummi) und 2 ~I m (Kupfer). Eine geringere Informationstiefe und damit eine hohe Oberflächenempfindl ichkeit weisen neuere Geräte der Röntgenfeinstrukturuntersuchung auf. Die Proben werden unter extrem kleinen Glanzwinkeln bestrahlt, so dass die Struktur von Oberfl ächenschichten mit nur 10 nm Dicke untersucht werden kann. Abbildung \'on O be rflächen Zur Darstellung und Charakterisierung von Oberflächen gibt es heute vielfaltige Methoden mit Skalen vom Zentimeterbereich bis in den Nanometerbereich , Bild 8.3.8 gibt eine Übersicht. Rasterelektronenmikroskopie T I flm gestattet. Das Interferenzmikroskop arbeitet mit ..optischen Schnitten" para llel zur auszumessenden Oberfl äche. Lichtinterferenzen ergeben ein Höhenschichtl inienbild von (spiegelnden, nicht zu rauen) Oberflächen mit Niveaulinien im Abstand von einer halben Lichtwellenlänge; die messbaren Rautiefenunterschiede betragen ca. 0,01 J.lm. Durch elektron ische Signa lbehandlung lassen sich Auflösungen bis in den Nanometerbereich erzielen. In Bild 8.3.9 sind die Auflösungs- und Messbereiche der dargestellten Verfahren dargeste llt; ergänzend wurden auch die Bereichsdaten der Rasterelektronenmikroskop ie (REM) und der Rasterkraftmikroskopie (A FM) aufgenommen.

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r~~:c~c;,-,Ch-+~rC:-)--Ir~:;''-)-E~:::)-O'--t-:C~C~C~'-11 p"" ~.~;;~l{~: AFM

Bild 8.3.9

3) ein Untersuchungsvolumen von ca. I ).1m3 und ist damit nur zur Analyse relativ dicker Schichten einsetzbar. Bei der Analyse organischer Werkstoffe werden zur Identifizierung vornehmlich die auf der Adsorption "on Licht im Wel1enbereich "on 2 bis 25 pm beruhende Infrarot(lR)- und Raman-Spektro-

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

214

skopie (RS) herangezogen. Durch Kombination der Oberflächenanalyseverfahren mit einer Ionenkanone, die durch Ionenbeschuss die Oberfläche molekülweise abträgt (Sputtern), können auch Tiefenprofilallalysen, d. h. sukzessive analyti sche Infonnationen über die Schichtstrukturen unterhalb von Werkstoffoberflächen gewonnen werden.

8.3.3 Mechanisme norientierte Ilriiftcchnik Di e tribologische Laborprüftechnik ist im Wesentlichen dadurch gekennzeichnet, dass damit tribologische Untersuchungen an Prüfsystemen mit genau definierter Systemstruktur und vorgegebenem Beanspruchungskollektiv durchgeführt werden können. Darüber hinaus bietet die Laborprüftechnik die Möglichkeit, durch geeignete Wahl von Prüfsystemstruktur lind Beanspruchungskollektiv eine Dominanz der einzelnen grundlegenden Versch leißmechanismen (siehe Abschnitt 5.3) zu erreichen und somit eine Prü fung tribotechnischer Werkstoffe oder Schmierstoffe in Abhängigke it nur eines domin ierenden Versch lei ßmechanismus zu verwirklichen. Auf der Basis der mechanismenorientierten Verschleißprüfung ist eine detaillierte Kennzeichnung des Werkstoffverhaltens und der Aufstellung von "Bewertungsfolgen"" unter der Wirkung der einzelnen Verschleißmechanismen mögl ich, wie mit den folgenden Beispielen illustriert wird. Untersuchung des Einflusses von Materialeigenschaften auf den Yerschleißwiderstand Mit der mechanismenorientierten Versch le ißprü fung ist e ine differenzierte Analyse des Einflusses grundlegender Materialeigenschaften - wie beispielsweise der Härte - auf das Verschieißverhalten von Werkstoffen möglich. Dies wird in Folgenden am Beispiel von tribologisehen Laborprüfungen bei Gleitverschleiß, Furchungsverschleiß, Wälzverschleiß dargestellt (Czichos, 1984). Hierzu wurde aus ein- und derselben Materialcharge von Kohlenstoffstahl C 60 eine große Anzahl von Probekörpern (Stifte mit einem Kontaktradius von R = 6 mm; Sche iben 80 mm 0) gefertigt und fLir diesen Werkstoff durch unterschiedliche Wärmebehandlungen vier verschiedene Härtegrade und Geflige hergestellt: I.

Härte '" 200 HV, GefLige: Perlit und Ferrit

11 . Härte '" 300 HV, GefLige: angelassener Martensit, Carbidausscheidungen (CA) 111 . Härte '" 450 HV, GefLige: angelassener Martensit, weniger CA als bei I IV. Härte '" 600 HV, GefLige: angelassener Martensit, weniger CA als bei I und 11. Di e Probekörper wurden nach den Härten durch eine metallurgische Schleifbehandlung mit Oberflächenrauheiten der Werte Rz '" 1 J.1m und Rz '" 4 J.1m versehen. Für die einzelnen Versuchsre ihen wurden die Probekörper innerhalb enger Klassengrenzen von Härte und Oberflä chenrauheit ausgesucht. Durch geeignete Wahl der Prü fsystemstruktur und des Beanspruchungskollektivs wurden mit verschiedenen Tribometern unterschiedliche dominierende Verschleißmechan ismen realisiert, deren Wirkungen durch rasterelektronenmikroskopische Untersuchungen identifiziert wurden. Di e Versuchsbedingungen sind in Tabelle 8.3.2 zusammengestellt.

8.3 Tribologische LaborprUftechnik

215

Tab.8.3.2 Versuchsbedingungen fUr die mechanismenorientierte Verschleißprüftechnik (a)

Gleitversc.bleiß bei Festkörperreibung Systemstruktur: Stift-Scheibe·System in a.bgeschlossener Versuchskammer - Stiftradius 6 mm - Scheiben-Verschleißspurdurchmesser 60 mm - Probekörperrauhheit R." 1 ).Im - Normalatmosphäre, 50 % rel. Feuchte Beanspruchungskollektiv F N = 10 N - Norma.lkra.ft - Gleitgeschwindigkeit v=O,lmJs T==23°C - Temperatur s= 1 km Gleitweg

· ·

(b)

Gleitverschleiß bei Mischreibung · Systemstruktur: Stift· Scheibe-System in temperiertem Schmierolbad - Stiftradius 6 mm - Scheibe-Verschleißspurdurchmesser 32 mm - Probenrauheit R... 1 ).Im _ Mineralöl SAE 10 ('1/23 °C == 66 Pa . ,) · Beanspruchungskollektiv - Normalkraft F,,==200N v=O,lmJs - Gleitgeschwindigkeit T==23"C - Temperatur s=8km - Gleitweg

(c)

Furchungsverschleiß bei Festkörperreibung Systemstruktur: Schleifteller-Prüfsystem _ Probekörperfläche 900 mm 2 - Flint.Schieifpapier (Härte ca. 900 HV) Beanspruchungskollektiv F N =17N - Normalkraft - Schleiftellerdrehzahl n L "" 1?5 min·1 n 2 == 3 min·! - Probekörperdrehzahl T =23"C - Temperatur t==3min Beanspruchungsdauer

(d)

Wälzverschleiß bei Mischreibung Systemstruktur: 2-Scheil>e·Prüfsystem (Amaler) - Scheibendurchmesser 42 mm - Probenrauheit R... 4 ).Im - Mineralöl SAE 10 (qJ23 °C '" 66 mPa . ,) Beanspruchungakollektiv F N = 2000 N - Normalkraft u\ = 0,759; u 2 '" 0,836 mJs - Umfangsgeschwindigkeit T=23 "C - Temperatur N "" 2· 1()6 Überrollungen - Beanspruchungsdauer

·

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Das tribologische Verhalten des Kohlenstoffstahls C 60 wurde mit Triboelernent-Paarungen g leicher Härte (A bis D) und ungleicher Härte (E,F) bei den verschiedenen Versuchsbedingungen untersucht. Zur Erzielung eines Vergleichs der unterschiedlichen Verschleißwerte unter den einzelnen Versuchsbedingungen wurde der relative Verschleißwiderstand der Paarung mit der Härte 300 HV/300 HV zu I nonniert. Die Ergebnisse lassen sich anhand der zusammenfassenden Darstellung von Bi ld 8.3. 10 stichwortartig wie folgt charakterisieren:

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

216

Beim Gleitverschleiß bei Festkörperreibung (a) tritt mit Zunahme der Härte von 300 auf 450 HV e ine beträchtliche Zunahme des Versch leißwiderstandes auf. Während bei niedriger Härte (Paarungen A und B) der Verschleißmechanismus Adhäsion mit geringem Verschleißwiderstand vorliegt, zeigt sich bei höherer Härte (Paarungen C bis F) ein günstigeres Verschleißverhalten unter Wirkung der Versch leißmechan ismen Abrasion und tribochemische Reaktionen. Beim Gleitverschleiß bei Mischreibung (b) bilden sich Grenzsch ichten und es herrschen tribochemische Reaktionen vor, wobei sich die Paarung E (stationärer Stift 300 HV ; rotierende Scheibe 600 HV) durch den höchsten Verschleißwiderstand auszeichnet. Im Fall des Furchungsverschleißes bei Feslkörperreibung Ce) wirkt primär die Abrasion, wobei der Versch le ißwiderstand erwartungsgemäß mit steigender Härte zunimmt. Für die Bedingungen des Wälzversch leißes bei Mischreibung (d) dominiert der Verschieißmechanismus Oberfiächenzerrüttung, wobei das Optimum des Verschleißwiderstandes bei mittleren Härtewerten liegt (vgl. dazu Abschnitt 5.4 .2). Das Beispiel zeigt, dass mit der mechanismenorientierten Verschleißprüfung fiir technische Anwendungen verschleißbeanspruchter Werkstoffe wichtige Grund lageninformationen über den Einflusses von Materialeigenschaften, wie der Härte, bei Kenntnis der dominierenden Versch leißmechanismen gewonnen werden können.

ol Gleitverschlein bei Fesfkörperreibung

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-Oberfläche (Pt) oder ein Kohlenmonoxid-Molekül (CO) auf e iner Kupfer< III >-Oberfläche (Cu) zu verschieben (Ternes, 2008). Grundsätzlich ist dies der nächste und folgerichtige Schritt on Ihe way 10 fhe bol/am (Feynman, 1959): Die definitionsgemäße Grundvoraussetzung fiir das Vorliegen von Reibung bleibt auch bei der Betrachtung einzelner Elektronen erftillt . Trotzdem sollen diese neuesten Verfahren der Rasterkraftmikroskopie hier noch nicht vert ieft werden.

8.4.1 Surface Force Apparatus (SFA) Der bekannten makroskopischen Versuchsanordnung der gekreuzten Zylinder (vg1. Bild 8.3.1 A) kommt anschaulich der SFA (1sraelachvili, 1991) am nächsten, die Oberflächen werden hier aber nicht aufeinander abgerollt, sondern lateral gegeneinander verschoben. Ursprünglich wurde die Methode entwickelt, um die Adhäsion zwischen den zwei Glimmer-Oberflächen mit und ohne Flüssigkeit zu messen, dazu musste led igl ich der Abstand der beiden gewölbten Platten gezielt variiert werden. Mittlenveile wurden Techniken entwickelt , die es ermöglichen auch andere Materialien als Glimmer in einem tribologischen Experiment einzusetzen, wie nachfolgend beschrieben wird. Bild 8.4.1 zeigt den prinzipiellen Aufbau des SFA (Zappone, 2007).

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(m SFA (Surfacc Force Apparatus) können Oberlllichen gegcncinandcr bewegt und die Verl!nderung der Komaktgeometrie interferometrisch \'cnnessen werden

Zwe i Glimmerscheiben von 2 ).Im bis 6).1m Dicke werden gebogen auf Zylinderlinsen (Radius 2 cm) aufgeklebt. Eine der Glimmerscheiben wurde zuvor mit einem Polymer beschichtet, das als Replikat einer zu untersuchenden Oberflächenrauigkeit hergestellt wurde. Mechanische und geometrische Eigenschaften können somit unabhängig voneinander variiert werden. Die Oberflächen werden im S FA in der Geometrie gekreuzter Zylinder montiert, was dem Kontakt einer Kugel auf einer flachen Fläche entspricht. Der Grundkörper (I) ist so an Blattfedern befest igt, dass deren gemessene Aus lenkung zur Berechnung der Kräfte FN und FR venvendet werden kann. Grund- und Gegenkörper können in laterale Richtungen gegeneinander bewegt werden.

224

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

Der Laserstrahl des Interferometers beleuchtet senkrecht den Kontakt. Mittels optischer Interferometrie durch die transparenten Zylinder lässt sich mit der lateralen Auflösung einiger Mikrometer der lokale Abstand zwischen den Glimmerplanen mit einer Auflösung im Nanometerbereich bestimmen. Die Kontaktgeometrie und Deformationen, die durch Last F N oder Reibung FR entstehen, sind mit der genannten Auflösung experimentell zugängl ich . Die Versllchsanordnung ist trocken (Festkörperreibllng) oder mit einer Flüssigkeit als Zwischenstoff zu betreiben. der Brechungsindex der Flüssigkeit ist anzupassen. Eine mit Elektroden modifizierter SFA (Frechette, 2009) konnte eingesetzt werden, um auf der Nanoskala den Einfluss von Oberflächenaufladung auf die Kontaktgeometrie und Oberflächenseparation zu studieren. Ein gravierender Nachteil der Methode besteht in der geringen lateralen Auflösung durch die große Kontaktfläche. Ein entscheidender Vorteil ist, dass durch die komplett transparente Geometrie spektroskopische Verfahren ergänzend angewendet werden können , so konnte bereits in einem sehr ähnlichen apparativen Aufbau der Einfluss der geometrischen Bewegungseinschränkung im Kontakt (conjillemelll) auf die Fluoreszenz von Molekülen nachgewiesen werden (Steiner, 2008). Der optische Mikroresonator der entsteht, wenn der Abstand (s. 6.3.5 . c)) kleiner wird als die halbe Wellenlänge des verwendeten Lichtes ').)2, ermöglicht das Stud ium der Verstärkung oder Abschwächung der spontanen Emission und die einhergehende Verkleinerung der Linienbreite. In Zukunft lassen sich also Probleme der Grenzreibung mit Flüssigkeitsfilmen in engen Kontakten mit einem optischen Verfahren mit hoher Sensitivität bis hinunter Zllm Einzelmolekül stud ieren unter der Voraussetzung, dass fluoreszierende Moleküle oder Mo lek ül fragmente vorhanden sind oder eingebracht wurden .

8.4.2 Rasler-Tunnel-Mikroskopie Das Raster-Tunnel-Mikroskops (STM - Scanning Turmeling Microscope; Binnig, 1982; Scheel 1982), fiir dessen Erfindung Binnig llnd Rohrer 1986 den Nobelpreis erhielten, nutzt den physikalischen" Tunneleffekr' zur Untersuchung von Festkörperoberflächen im atomaren Maßstab. Wichtige Vorarbeiten Zllm Phänomen des Tunnelns von Elektronen über kleine Elektrodenabstände im Vakuum flihrten Binnig, Rohrer, Gerber und Weibel erst 1981 durch (Binnig 1982), dabei wurde die rur die Höhenempfindlichkeit des STM so wichtige logarithm ische Abhängigkeit zwischen Abstand und Tunnelstrom experimentell nachgewiesen. Im STM wird eine feine, elektrisch leitHihige Spitze mittels auf der Sub-Nanometerskala präzisen Positioniereinheiten (i. d. R. piezolektrische Stel1elemente) tiber eine ebenfalls elektrisch leitfahige Oberfläche bewegt. Zuvor wird die Spitze der Oberfläche so weit angenähert , dass ein vorgewählter Tunnelstrom fließen kann, der durch Auf- oder Abwärtsbewegung mit einem dritten Wegversteller (=- Piezo) über einen Regelkreis konstant gehalten wird. Da man den Zusammenhang zwischen an den z- Piezo angelegter Spannung und seiner Auslenkung kalibrieren kann. erhält man direkt aus einer zweidimensionalen Auftragung der aus der Piezospannung berechneten Wegverslellung die Topographie der Oberfläche. Insbesondere auf atomarer Skala ist STM durch die hohe mechanische Steifigkeit des Systems eine geeignete Methode. Verschleiß zwischen Spitze und Oberfläche ist nahezu ausgeschlossen. solange die untersuchte Fläche nicht mit elektrisch zu sch lecht leitenden Fil men oder Partikeln kontaminiert ist.

8.4 Messtechnik der Mikro- und Nanoskata 1) Eine atomar leine Spitze rastert die Oberfläche der Probe ab.

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2) Zwischen Spitze und Probe fließt ein konstanter Tunnelstrom: • Abstand zur Oberfläche wird nachgeregelt und konstant gehalten • Spitze lolgt dem Höhenprofil

Bild 8.4.2

225

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Regelgr6ße h

Aufbau und Funktionsprinzip eines Rastertunnelmikroskops (STM)

Reibungsmessungen a uf der Nanoskala Grundsätzl ich ist die Wechselwirkung zwischen einer STM-Spitze und einer Oberfläche nicht vollständig reibungs frei und kann durch Lateratkraftmessungen bestimmt werden. Befestigt man näm lich die STM-Spitze so an einer beidseit ig aufgehängten Blattfeder, dass deren Torsion während des STM-Betriebs messbar ist, tassen sich Reibkräfte nachweisen (Kageshima, 2002). So konnte gezeigt werden, dass das Verschieben von Buckmillsler-Futleren C6(), einem kugelfomligen Molekül von - I nm Durchmesser, auf e iner Silizium -Oberfl äche zu einer Lateratkraft von einigen Nano- Newton fUhrt. Daraus fotgt , dass die aufgewandte Energie zur Lageveränderung etwa 0, I eV bis 0,7 eV beträgt. Dieser kleine Wert belegt, dass das Molekül über die Oberfläche gerollt und nicht verschoben wird. Endgü ltig sind die Bedingungen, unter denen das Molekül einer Roll- statt einer Gleilreibung unterl iegt, theoret isch noch nicht absch ließend geklärt und die experimentelle Umsetzung der Simu lationsbedingungen (Marts inovich, 2009) ist schwierig. Dennoch werden B/lckminster-Fulleren oder ähnliche Moleküle bereits als ,.Räder" Rir sog. lIallocars. nallo/rucks und lIallotraillS synthetisiert (Vives, 2009). Auch der Einsatz von BuckminSler-Fulleren als Festschmierstoff ist längst in der Diskussion (Krätschmer, 1990; Bhushan, 1993; Zhang , 200 I). Erste Messungen lateraler Kräfte mit atomarer Auflösung (Mate, 1987) wurden mit einer Spitze am Ende eines Wolframdrahtes gemessen, der auf eine Graphitoberfläche gedrückt und lateral bewegt wurde. Die Auslenkung des Wolframdrahts bei reversierender Lateralbewegung der Probe wurde mit einem Interferometer gemessen. Daraus ergab sich mit der Federkonstanten des Wolframdrahts die Reibkrafl: zwischen der Wolframspitze und dem Graphit. Bei einer Belastung von 2,4 10- 5 N zeigte diese Reibkraft Maxima und Minima mit einer Periode von 2,5 A (250 pm), was der doppelten Periodizität der C- C-Bindungen im Graphit entspricht. Kombiniert man zur Verifizierung dieser Beobachtung die Tunnelmikroskopie mit der im folgenden Abschnitt erläuterten Rasterkraftm ikroskopie, in dem Illan den Strom durch eine Icitfjhige Spitze simultan zur Kraftwechselwirkung misst (Sturm , 1996), ergibt sich das gleiche Phänomen scheinbar fehlender Kohlenstoffatome, bekannt als "carbon site asymmetry": Nur jedes zweite Kohlenstoffatom wird im elektrischen oder mechanischen Kontrast sichtbar, dies hat quantenmechanische Gründe (Wiesendanger, 1992). Bild 8.4.3 ze igt das Ergebnis dieser simu ltanen SFMJSTM-Messungen.

226

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Rild9.2. 12 Schwingungslcrschkiß I'on Slahlpaarungcn bei Feslkörperrci bung (Mt!l1cr. 1979)

Der Schwingungs verschleiß kann durch die Anwesen heit von korrosiven Medien stark erhöht werden. r Ur einen ferriti sch-perlitischen Stah l mit 0.64 % C konnte durc h das An legen eines kathodischen Potentials der Schwingungsverschleiß auf einen Betrag gesenkt werden, der unter dem an Nonnalattnosphäre gemessenen VerschleißbeIrag lag ( Pearson u. Waterhouse,

1985),

9 Tribotechnische Werkstoffe

278

Oszi llierende Gleitbewegung, Festkörperreibung, Siebel -Kehl-Prinzip T A := 20 ° C; VA = 7 mm/s; 200 Zyk len X20CrMoT i18 (Auftragsschweißel gegen : 1 St38; 2 X20CrMoT iI9; 3 GS-XgCrNiMoTi l B. ll ; 4 X I2CrNiI7.7; 5 XI2CrNiMn I 9.9; 6 X5CrMnNi I 4.9.6 ; 7 X5MnNi 15.3 ; B X20MnNi20.4; 9 GS-X I 20MnCrI 2.2; 10 G-CuAI19 Fe3Mn2; 11 G-CuMn l 0ZnBAI 16Ni2 Fe2; 12 G·CuSn72n4Pb6; 13 G·CuZ n38AI; 14 G·Cu Pb l OSn l 0

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Frcssneigung von Gleitpaarungen mit Gusseisen bei Feslkörperrcibung (Opill_ Hensen und Domrös. 1965)

Durch die im Gefiige eingelagerten Graphitlamellen wird eine Dämpfung von Schwingungen erzielt . Daher werden die Stick-Slip-Amplituden (vgl. Abschnitt 4.4.3) durch die Verwendung von Paarungen mit Grauguss vermindert, siehe Bild 9.3.3. Über Verschleißuntersuchungen an unterschiedlichen Gusseisensorten berichtet Stähli (1965 ; Bild 9.3.4). Bei den meisten untersuchten Gusseisensorten nimmt der Verschleißbetrag gering-

fligig mit steigender Härte zu. Aus dem Rahmen fallen die mit es bezeichneten Gusseisen mit Kugelgraphit. Der hohe Yerschleißbetrag der Sorten C IOS und C7S ist eine Folge der ferritischen bzw. austenitischen Matrix, die zur Adhäsion neigt. Die Sorten C8S und C9S mit ferri-

9.3 Eisen-Kohlenstoff-GusswerkstofTe

291

tisch-perlitischem bzw. perlitischem Gefiige haben einen wesentlich niedrigeren Versch leiß, wei l der heterogene Perlit dem entgegenwirkt. Durch den Zusatz von 0,1 % Zinn kann der Perlitanteil auf Kosten des Ferrits noch wesentlich erhöht werden, was eine weitere, erhebliche Abnahme des Verschleißes zur Folge hat (Montgomery, 1973).

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1 Stahl 60, gehärtet - - - - 2 Stahl60,gel!ärtet 3 Stahlband, gewalzt 4 Stahl 60 5 Gr.auguss 26 6 Graugun 26

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12

gegen Stahl 60 gegenGG26 gegen Stahl 60 gegen Stahl 60 gegen GG 26 gegen (a) Kurutharzp'enstoff (graphitiert) (b) Mo~-Fi1m

)10 1-'\'-_'\-__+-_____+-_____+_

(c) Mo~-Schicht (d) Kunststoff (mit Press haut) (e) Zirmbronze

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SchmierungmitÖt·t3 (8 ,4 °Ebei50°C) Flächenpressung: p '" 1,58 daNfcm l

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Bild 9.3.3

Stick-slip Amplituden \"crschicdencr \VcrkstolTpaarungcn (Dpit?. liensen und Domrös. 1965)

Tomlinson und Dennison (1989) untersuchten den Einfluss von f'hosphor (0,2 und I %) auf den Versch leiß von Gusseisen mit Lamellengraphit und MatrixgefLigen aus Perlit, Ferrit, Martensit und angelassenem Martensit bei einer Gleitgeschwindigkeit von 1,5 111/ 5 und Pressungen von 0,5 und 2.0 MPa. Die Untersuchungen fiihnen zu folgenden Ergebnissen: -

Bei einer perlitischen Matrix bewirkt die Erhöhung des Phosphorgehaltes von 0,2 auf 1,0 % eine Verminderung des Verschleißes. Die Verschleißminderung soll durch die Anwesenheit eines kontinuierlichen Phosphidnctzwerkes bewirkt werden. Bei Gusseisen mit I % P nimmt der Verschleiß mit zunehmender Härte ab, und zwar in der Reihenfolge der Matrixgeflige: Ferrit, Perlit, angelassener Martensit , Martensit. Der Verschleiß des perlitischen Gusseisens mit 0,2 % P wird hauptsächlich durch Deformation und Bruchvorgänge hervorgerufen. Bei höheren Belastungen wird auch ein Schmelzen des Phosphids beobachtet.

292

9 Tribotechnische Werkstoffe Der Verschleiß des perlitischen und des ferritischen Gusseisens mit I % P wird auch durch Deformation und Bruchvorgänge bewirkt. Gusseisen mit I % P und einem Matrixgefilge aus angelassenem Martensit unterliegt bei hohen Belastungen der Tribooxidat ion ohne Anzeichen von plast ischer Verformung und Bruchvorgängen. Der Versch leiß von martensit ischem Gusseisen mit I % P erfolgt bei niedrigen Belastungen durch Tribooxidation und bei hohen Belastungen durch Bruchvorgänge.

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Bild 9.3.4 Gleitvcrschlciß vcrschicdener Gusseisensorten (Stiihli . 1965)

294

9 Tribotechnische Werkstoffe

Wilson und Eyre (1969) fanden flir Gusseisen mit Kugelgraphit einen starken Einfluss des Matrixgefliges, sofern der Verschleißbetrag in e iner Tieflage war. Der niedrigste Verschleiß trat bei Gusseisen mit bainitischer Matrix auf. siehe Bild 9.3.5. Durch die Bainitisierung steigt die Härte auf 5.600-7.000 MPa (Wendt, 1999 und Chobaut, 1999). Für die Anwendungs- oder Blitztemperatur muss die Umwandlungstemperatur des Bainits von 430-480 oe ber[icksichtigt werden. Leech (1986) beobachtete bei Gusseisen mit Lamellen- oder Kugelgraphit e ine Erhöhung der Übergangsbelastung in die Verschleißhochlage und eine Erhöhung des Verschleißwiderstandes in der Hochlage mit zunehmendem Abstand der Graphiteinlagerungen. Durch ein Laserumschmelzen der Randschicht, das zu einem ledeburitischcn GefUge fUhrt, konnte der Anstieg in die Verschleißhochlage unterdrückt werden. Di e positive Wirkung des Laserstrahlumschmelzens wird durch Untersuchungen von Molian und Baldwin (1986) bestätigt; außerdem soll der Widerstand gegenüber adhäsiv bedingtem Fressen erhöht werden. Auf der laserumgeschmolzenen Oberfläche soll sich eine geschlossene, gut haftende Oxidschicht ausbilden, die für das günstige Verschleißverhalten verantwortlich ist ; aufunbehandeltem Gusseisen bilden sich dagegen nur lose oxid ische Verschleißpartikel, d ie nicht schützend wirken. 10-' , - - - - - - - - - - - - - - - , o Perlit, Gusszustand )( um!lewandelter Perlit [] an!lelassener Martl!nsit D. Bainit

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Bild 9.3.5 Einfiuss des Gefiiges der Matrix auf den Verschleiß von Gusseisen (Wilson and Eyre. 1969)

Leach und Borland (1983) untersuchten den Eintluss des Volurnenanteils und der Größe der Graphitlamellen auf den Verschleiß. In einer Versuchsreihe wurde der Graphitanteil von unlereutektischem Gusseisen durch die Variation des KohlenstofTgehaltes zwischen 2,9 und 3,4 % verändert. In einer zweiten Serie wurde bei annähernd konstantem Koh lenstoffgehalt die Größe der Graphitlamellen variiert. Durch ei ne Steigerung der Belastung wurde ein Übergang von einer Verschleißtieflage in eine Verschleißhochlage hervorgerufen, wobei der Verschleißbetrag um zwei Größenordnungen anstieg. Unterhalb der Übergangsbelastung entstanden relativ glatte Verschleißtlächen, oberhalb der Übergangsbelastung wurden die Gleitflächen stark geschäd igt.

9.3 Eisen-Kohlenstoff-GusswerkstofTe

295

In Bild 9.3.6 sind die Übergangsbelastung und der in der Hochlage gemessene Verschleißwiderstand dargestellt. Zum Vergleich sind auch an Stahl AISI 9260 (50Si7) gewonnene Ergebnisse eingetragen. Oberhalb eines KohlenstofTgehaltes von 3 % nehmen Verschleißwiderstand und Übergangsbelastung stark ab. Durch den zunehmenden Anteil von Graphitlamellen, die als innere Kerben wirken, wird die Rissbildung bei hohen Belastungen begünstigt. Es sieht so aus, dass bei niedrigen KohlenstofTgehalten Graphit die Übergangsbelastung und den Verschleißwiderstand erhöht. Beide Größen nehmen mit steigender Größe der Graphitlamellen zu; möglicherweise sinkt wegen der gleichzeitig verringerten Anzahl der Kerben die Anzahl der Risse. In der Verschleißtieflage war dagegen kein Einfluss von Graphitgehalt und GraphitgröBe fes tzustellen. Stift-Ring-System,Ring AISI 4340 (5GO HV 30), Luft p~3HPn,v",O,2m/s 31' r-~~--~-~,

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Versehleißwiderstand und Übergan gs bclaslUng in die Verschlcißhochlagc in Abhiing igkeit vorn KohlenslOtTgchalt (a) und von der Graphitlarnellengrößc (b) (Leaeh und Borland. 1983)

Rac (1985) berichtet über die Ergebnisse von Verschleißuntersuchungen an Gusseisen mit Lamellen- oder Kugelgraphit bei Festkörperreibung. Unter den meisten Bedingungen hatte Gusseisen mit Kugelgraphit einen höheren Verschleißwiderstand als Gusseisen mit Lamellengraph it; nur bei niedrigen Belastungen und hohen Geschwindigkeiten war Gusseisen mit LameIlengraphit überlegen. In Bild 9,3.7 und Bild 9.3.8 sind die p·v-Diagramme wiedergegeben, welche die bevorzugten Einsatzbereiche fiir beide Gusseisen zeigen.

296

9 Tribotechnische Werkstoffe zunehmender

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abnehmender Verschlein

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p-v-Diagram m flIr Gusseisen mit Kugclgraphit bei Fcslkörpcrrcibung (Rae. 1985)

9.3 Eisen-Kohlenstoff-GusswerkstofTe

297

Wolf und Winkler (1989) flihrten reversierende Gleitverschleißuntersuchungen mit Gusseisenpaarungen durch, wobei eine Schmierung mit einem Gleitbahnöl erfolgte, siehe Bild 9.3.9. Den geringsten Verschleiß halle die Paarung, bei der ferritiseh-perlitisches Gusseisen mit Kugelgraphit (GGG) flir die Ober- und Unterprobe verwendet wurde. Die Verschleißbeträge dieser Paarung betragen nur etwa 75 % der Paarung von perlitischem Gusseisen mit Lamellengraph it (GGLlGGLK). Dieses Ergebnis ist auf den ersten Blick überraschend, da GGG ein Perlit-Ferrit-Verhältni s von ca. 1:1 aufweist. Demgegenüber waren die Proben aus GGL fast vollkommen perlit isch; GG LK halte einen Zementitanteil von bis zu 10%. p=0,9 MPa, v= lm/s, s=50km, 01 XG 40

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GGG

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G30

GGG geh .

90Mn'l8 geh.

GGG geh .

Rc vcrsiercndcr Verschleiß von Gleitpaarungen mit Gusseisen (Wolfund Winlder. 1989)

Da im Allgemeinen beobachtet wird, dass perlitische Geflige einen höheren Verschleißwiderstand als ferrit ische Geflige haben, kann - wie oben schon erwähnt - angenommen werden, dass das günstigere Verschleißverhalten des ferritisch-perlitischen GGG in erster Linie durch die globulare Gmphitform beeinflusst wird . Der hierdurch bedingte erhöhte Widerstand gegen Ernlüdungsprozesse könnte vor allem bei längeren Laufzeiten zu einer Erhöhung der kritischen Kontaktlängen der Rauheitshügel fijhren , ehe Verschleißpartikel abgetrennt werden . Das Anlegen von Kühlkokillen an GGG-Führungsbahnen bei der Gussstückherstellung (Variante GGGK) und die damit verbundenen feinen Graphitausscheidungen sowie der sehr hohe Ferritanteil (95 %) fiihren zu erhöhten Verschleißbeträgen, die aber immer noch im Bereich der Paarung GGLKlGGL liegen. Deutlich höhere Verschleißbeträge als bei GGL-Paarungen treten bei der Paarung mit perlitischem GGG auf, das allS fein- bis feinst lamellarem Perlit hoher Härte besteht.

298

9 Tribotechnische Werkstoffe

Für den hohen Verschleiß dürften die hohen Oberflächenrauheiten verantwortlich se in, die abrasive Verschleißprozesse fOrdern, siehe Tabel le 9.3.2. Zusätzlich können die sich bildenden harten Verschleißpartikel, die sich im weicheren GegenkörpenverkstotT ein lagern, die Abrasion verstärken . Werkstoffe zu Bild 9.3.9

Tab. 9.3.2

Proben-

Grundgefüge

Härte

bezeichnung GGG ferr.-perl.

durchschnitt!. Ausgangsrauheiten R",in J..Lm

R"'5 in J..Lffi

R. in J..Lffi

50% Ferrit

184 ... 206 HB

2,5

2,0

0,34

GGGK ferro

>95% Ferrit

161...198 RB

5,8

4,1

0,55

GGG perl.

>95% Perlit

270...330 HB

4,3

3,2

0,43

GGG geh.

>90% Martensit

2,2

1,5

0,2 1

GGL perl.

>99% Perlit

184 ... 196 HB

2,5

2,0

0,31

GGLK perl.

>90% Perlit

230 ... 280 RB

1,7

1,5

0,25

2,1

1,7

0,30

47 .. .48 HRC

99% Martensit

60... 63 HRC

Ein Härten der GGG-Unterproben bewirkte unter den gegebenen Bedingungen keine Verschie ißminderung. Auch bei der Paarung mit einem Expoxidharzbelag (Epasol G30) ist im Verg leich zu gehärtetem Stahl 90MnV8 kein Unterschied feststell bar. Aus den vorangehend geschilderten, nicht vö llig übereinst immenden Untersuchungsergebnissen lassen s ich zusammengefasst folgende Sch lüsse ziehen: Durch den Einsatz eines Gleitpartners aus Gusseisen mit Lamellengraphit kann e in hoher Widerstand gegenüber adhäsiv bedingtem Fressen erreicht werden. Stick-s lip-Ersche inungen werden durch den Einsatz von Gusseisen mi t Lameilengraphit eben fall s e ingeschränkt. Hinsichtlich des Verschleißwiderstandes verhält sich Gusseisen mit Kuge lgraphit in der Rege l besser als Gusseisen mit Lamellengraphit. Vom MatrixgefUge wirken sich Ferrit und Austenit negativ auf das Verschle ißverhalten aus. Perlit, Bain it und Martensit können einen hohen Verschleißwiderstand bewirken, wobei die Bewertullgs fol ge der Gefugebestandteile otTenbar von den Beanspruchungsbedingungen abhängt.

Fu rchungsvcrschlciß

Für Furch ungsbean spruchungen werden höher legierte Gusseisen mit eingelagerten Carbiden eingesetzt. Die Grundlage der Verschle ißbeständ igkeit von Gusseisen bilden graph itfreie GefUge mit Sonderkarbiden, we lche auch als Hartguss bezeichnet werden (Röhrig, 1999). Mit

9.3 Eisen-Kohlenstoff-Gusswerkstoffe

299

steigender Härte des angreifenden Abrasivkomes ist mit einem Anstieg von einer Verschleißtief1age in eine Verschleißhochlage zu rechnen. Sind in der Matrix harte Carbide eingelagert, so erfolgt der Anstieg im Vergleich zu Stählen allmählich über einen größeren Abrasivkornhärtebereich, siehe ßild 9.3. 10.

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Schleifpapier-Verfahren p: 11,5 H/mm 1

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Hartguss 650 Ck 35H 660

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1,000 3000 Flint Koru~d Siliziumhrbid Abrasivstoffhärte HV~orr. -

Glas

Hartguss

Matrix 300 /IV 0.1 Eisenl"arbid 1100 HV 0.1

Bild 9.3. \0

Vcrschlciß-Tienage-Hochlage-Charnkterislik von I·{anguss und Stählen (Uet7_ 1986)

In Bild 9.3.11 ist vergleichend der Verschleiß von unterschiedlichen Gusseisensorten, Manganhartstahl , Warmarbeitsstahl und Hartmetall über der Pressung aufgetragen, wobei d ie Verschleißbeanspruchung durch Korundschleifpapier erfolgte (Zum Gahr, 1987). Den niedrigsten Verschleiß hatte Hartmetall gefolgt von weißem Gusseisen mit 45 % Carbidanteil M7C3. Hierbei handelt es sich um Chrom-Molybdän-Gusseisen, die als Werkstoffe mit hohem Verschleißwiderstand im Bergbau und bei der Erdbearbeitung eingesetzt werden. Der Verschleißwiderstand beruht primär auf dem hohen Gehalt an primären und eutektischen Carbiden der Zusammensetzung (Fe,Cr)7C3 mit einer Härte von 1500-1800 HV, die in einer martensit ischen oder austenitischen Matrix eingebettet sind. Die Härte dieser Carbide liegt deutlich tiber der Härte von Quarz mit ca. 1000 HV. Die Abhängigkeit des Verschleißes vom Carbidantei l geht aus ßild 9.3. 12 hervor (Zum Gahr, 1987). Danach wird offenbar bei ca. 40 % Carbidanteil ein Verschleißminimum erreicht. Bei niedrigen Carbidgehalten ist eine austenitische Matrix einer martensitischen überlegen, wenn eine Verfestigung des Austenits durch die tribologische Beanspruchung erfolgt.

9 Tribotechnischc Werkstoffe

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Furchungs\'crschlciß unterschiedlicher Werkstone

lZum G,lh r. 1987)

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Bild 9.3. 12 Furchungs\ crschlciß \'on Guss-

eisen in Abh!1ngigkcil \0111

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10 20 30 (arbid-VlllmenQnteii -

40 %

so

Carbidanteil (Zum Gahr. 1987)

9.3 Eisen-Kohlenstoff-GusswerkstofTe

301

Ob der Verschleiß mit zunehmendem Carbidantei l reduziert wird, hängt vom Verhältnis der I-liirte des angreifenden Abrasivkorns zur Härte der Carbide ab. Während bei Beanspruchungen durch Flint- und Korundkörner die Verschleißminderung sehr ausgeprägt ist, kann der Verschleiß durch harte Siliciumcarbidkörner mit zunehmendem Carbidanteil ansteigen, Bild 9.3.13 . Beim Angriff durch die weicheren Abrasivkörner wird der Verschleiß vor allem durch Mikropflügen verursacht ; harte Abrasivkörner bewirken Mikrospanen oder Mikrobrecllen.

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11

Körnung 80

10

Sie

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Körnung 220

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Kohienstoffgeholl _ ßild 9.3. 15

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Hörte der Kupferlegierur.::l -

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J Bild 9.6.8

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Verschleiß von Paarungen aus Kupfcrlcgierungcn und Stahl höherer llflrtc (Krause und lIamm 10.3 rnrn 3/Nm (Chen et al., 2000). Es besteht daher d ie Notwendigkeit, durch gee ignete oberfl ächentechnische Verfahren d ie funktionalen Eigensclmften der Magnesium- und Aluminium legierungen zu verbessern . Eine Re ihe von Autoren berichten über den Einnuss des S il iciumgehahes auf das tribolog ische Verhalten von Aluminium -S ilicium-Legierungen bei Festkörperreibung. Dabei ist keine einheitliche Tendenz erkennbar. Pramila Bai und Biswas ( 1987) beobachteten fiir AI-Si/Stah lPaarungen nahezu unabhängig vom Sil iciumgehalt eine Reibungszahl f= 0,4 , d ie weder von der Pressung (0, I bis 1,8 MPa) noch von der G le itgeschwind igke it (0,2 bis 0,9 m/s) beeinflusst wurde. Auch der Versch leißbctrag hing nicht vom Siliciumgehalt u nd von der G lei tgeschwindigkeit ab; er stieg aber erwartungsgemäß mit der Flächenpressung an. Tab. 9.7. 1

ZUs,lnllll290

>250

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215·260 270·310 275·350 330·370

100·180 230·290 125·190 260·230

12· 3 30·15 17·6

170·180 180·190

160·170

22- 5 8·15

26-29 14-18

190·230 240·280

80·160 190·260

30·15 10· 3 30·17 12· 4

>280

AJSilOCul

70- 80

W, mm

16 20

2,15 2,03 2,10 2,10 2,03 2,16 2,03 2, 13 1,79 1,79 1,21 1,17 1,05 1,21

"" " " " ""

25

83 87

102 92 35 76 73

100 97 110

1,90 1,77 1,49 1,09

1,30 1,06

159 0,76 500 0,27 30

"30 '50

" "

60

83

30·17

38·18 15- 4 38·20 17- 5 12. 3 35·17 17- 4 35·17 22- 8

"30

HB

"85

50

95 60

107 50

" " 99

75 73

90

" "

50

1,79 1,84 1,71 1,77 1,87 1,87 1,98 1,72 1,81

1,83 1,60 1,59 1,35 1,30 1,45 1,38 1,38 1,52 1,49 1,37 1,37 1,37 1,27 1,51

334

9 Tribotechnische Werkstoffe

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Present work Antoniou & Borland (1 987 ) Jasim & Owarakadasa (1987) Leg & Stark (987) Prami la Bai Be Biswas (19861

~ Norose etal. (19861

0

Eady & Smith 119841 Subramanian (1983)

Yaseen el a l. (1983) Vaseen & Dwarakadasa (19831

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Pramila Bai et aL (1963) Sarkar & Clarke (19821 Sarkar (1982) Eyra (19801 Clarke & Sarkar (1979)

Shivnath et 31. 0977) Montgomerv ( 1976)

Beesley Sc Eyre 119761 Sarka.(975) Dkabayashi et 81. (1966)

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Bild 9.7.3

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0,11·

0,48

0,5

0,3

0.110,20

0,2 0, 1 AISil0Mg

Bild 9.7.5

TIC In AIS9,9

Relative Vcrschlcißlx:lr'Jgc

TiB 2 in AI99,a

abmsi\'bcan~pnlchICr

TiC In

AISl10Mg

n B2 1n AlSil0Mg

1-lartsloff-Dispasionsschichtcll auf A I

(Fischer. 199)

Laserlegieren kann auch bei Mg angewandt werden , da Elemente wie Nickel oder Kupfer mit Mg relativ harte intcmlctallische Mg2Ni- oder Mg2Cu-Phasen bilden. Unter Bildung der Mg2Cu-Phase steigt die Oberflächenhärte auf200-250 HVO, I an.

9.8 Titanlegierungen Titan besitzt eine hexagonale Gitterstruktur. Das Achsenverhähnis ela = 1,587 liegt aber weit vom idealen Achsenverhältnis ela = 1,633 entfemt, so dass neben Basisgleiten auch prismatisches Gleiten zur plastischen VerfomlUng beiträgt. Wegen der großen Anzahl der fur d ie plastische Verformung zur VerfLigung stehenden Gleitsysleme neigen Gleitpaarungen aus Titan zum adhäsiv bedingten Fressen oder zum Materialübertrag auf verschiedenen GegenkörperwerkstofTen (Nutt und RufT, [983). Durch Z ulegieren von Aluminium oder Zinn kann das Achsenverhähnis vergrößert werden, so dass nur noch Basisgleiten möglich ist , wodurch die plastische VerformungsHihigkeit eingeschränkt wird. Daher ist es verständlich , dass die im Hochvakuum gemessene Reibungszahl mit zunehmendem AI- oder Sn-Gehalt abfallt, siehe Bild 9.8. 1. Zusätzlich könnte ein Einfluss der Legierullgselemente auf die Größe der adhäsiven Bindungskräfte zu berncksichtigen sein.

9.8 Ti tanlegierungen

341

Vacuum 10- 9 mbar f N: 10N.v: 1.97 m/s

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Achsen verhältnis: Iideales

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_Ti-Sn

1560:'--+' --+'lO;--~15"G"'Cw~._~.,~.--i15.

Bi ld 9.8.1

Einfluss von AI und Sn allf das Achscnl' crhältnis d a und dic Rcibungszahll'on Titan/Stahl (440C)Paarungcn ([jucklcy. 1967)

Anteil von Al bzw. Sn _ _

Gleitpaarungen aus Titan oder TiAI6V4 (Gras, 1973) besitzen bereits bei Raumtemperatur (v = 0,0833 m/s) unter ungeschmierten Bedingungen Reibungszahlen größer als 0,70, welche bis 700 °C auf2 anwachsen. Die Verschleißkoeffizienten von Titan-Legierungen unter ungeschmierten Bedingungen liegen im Bereich von > 10-4 rmn 3INm (Winer, 1989). Untersuchungen des tribochemischen Verschleißes der Legierung TiA I6V4 ergaben in Schwefelsäure etwas niedrigere Werte der Reibungszahl und des Verschleißbetrages als in Luft. Durch einen kathodischen Schutz mittels einer elektrischen Spannung kann der Verschleiß reduziert werden. Bei zu hohen Spannungen triU aber infolge einer Wasserstoffversprödung sehr hoher Verschleiß auf(Jiang Xiaoxia, Li Shizuo, Duan Chengt ian, Li Ming, 1989). Über die Ergebnisse von Schwingungsversch leißuntersuchungen an Paarungen aus TiAI6V4 berichtet Walerhouse (1981). Die über der Anzahl der Schwingungszyklen aufgetragene Re ibungszahl ist in ßild 9.8.2 ftir Temperaturen zwischen 20 und 600 oe wiedergegeben. Das Reibungsverhallen wird durch die Tribooxidation beeinllusst. Bei 200 oe beginnt die Ausbildung einer Oxidschicht, bei 400 °C bildet sich eine kompakte Oxidschicht. Bei 600 oe werden Anzeichen einer Zerstörung der Oxidschicht durch die Bildung von Rissen senkrecht zur Bewegungsrichtung beobachtet.

342

9 Tribotechnische Werkstoffe

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Druckfestigkei t. I-[äne und Vcrsch[eiß \'on WC-Co [-[anmetallen (Amrna n und [-linnübcr.1951)

348

9 Tribotcchnische Werkstoffe

Über Furchungsverschleißuntersuchungen an Hartmetallen mit 6 % Co und unterschiedl ichen K orngrößen des WC sowie an einigen keramischen Werkstoffen und Werkzeugs tählen berichten Baldoni. Wayne und Buljan (1986), siche Bild 9.9.2. Die Untersuchungen wurden mit

einem Schleiftellervcrfahrcn durchgeführt, bei dem die Stimflächcn von Probekörpern gegen die Stirnfläche einer rotierenden Diamant-Sch leifscheibe gedrUckt wird. Die chem ische Zusam mensetzung der Materialien, ihre K noop- Härtc und ihre mit einem Härtedruck gemessene

Risszähigkeit sind in den Tabellen 9.9.3 und 9.9.4 zusammengestellt . Ta b. 9.9.3

Werkstoffe zu Bild 9.9.2 und Tabelle 9.9.4 Material

Nominelle Zusammensetzung

Monoli thische Keramiken

Al 2O, Si,N~

r

Kerami&che Verbundwerkstoffe

Al 20, + 30 Vol·% TiC Si, N. + 30Vol·% TiC

Hartmetalle

WC + 6 Gew.·%Co bei vier mittleren WC·Korngrößen (0,8; 1,6; 2,7 u. 3,5 )Im)

Schncllarbcitsstahl (AISI T8)

C(0.8)·Mn(0.3)·Si(0.3) ·Cr(4.0) ·V(2.0)·W(14.0)·Mo(0.75)·Co(5.0)

Schnellarbeitsstahl (AISI T 15)

C(1.5.'i)·Mn(0.3)·Si(0.3)·Cr{4.0) ·V(5.0)·W( 12.25)·CO(5.0)

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Bild 9.9.2 Fun.:hungsv ersch 1ci ßwiderstand von Werkstoffen in Abhängigkeit von llärtc und Ri sSlä higkcit (Baldoni. Waync und Buljan. 1986)

349

9.9 Hartmetalle Ta b.9.9.4

Werkstoffdge nschanen und Verschleißraten \'on keramische n Wcrkstoffen. Hartmetallen und WerkzeugstAhlen (Ilaldoni. Wayne und Buljan. 1986) Knoop MikrohArte

IFl' (Ka> 2)

Volumetrische

GP.

VcrschJeißrate ems/min

WF "

GPa·m ll2

AI,,

15.6± .7

2.2± .1

2.10% HP

1.00

AI,Os + 30 Vol% TiC.

16.2 %.6

2.6 % .1

1.68 % 10-*

0.80

Si3N4

13.4 ± .8

4.6% .1

1.10][ l Q-1

0.52

+ 30 Vol% TiC

14.5 ± .2

4.0± .1

0.88][ 10-'

0.42

C'NC 0.8 jJm)

14.7 ± .3

6.9±.3

1.11 ][ 10-'

0.53

WC-Co (WC 1.6 jJm)

13.2 ±.3

11.3± .5

1.32 x 10-3

0.63

WC·CO C'NC 2.7 jJm)

12.6± .6

1O.6± .2

l.74][ Ifr*

0.83

C'NC 3.5 jJm)

12.0 ± .5

13.1 ±.3

1.58 x 10-*

0.75

Werkzeugstahl (T-S)

7.7 ± .2

. 20

0.87

IQ-I

0.41

Wer lueugstahJ (T-15)

8.2 ± .2

_ 20

0.85:x 10-'

0.40

Material

Si~N4

WC-CO

WC·CO

1)

%

Be i den Hartmetallen nimmt der Furehungsvcrschleiß mit zunehmender Komgröße des Wolframcarbids zu, siehe Dild 9.9.3 . Der Härteabfall domin iert hier offenbar den Anstieg der Brueh71ihigkeit.

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Bild 9.10. 1 Reibung und Verschleiß \'on AluminiumoxidGlcitpaarungcn (Habig und Woydl. 1989)

Gee (1988) berichtet tiber Reibungsunters uchungen an Aluminiurnoxid-G leitpaarungcn bei Raumtemperatur, einer Gleitgeschwindigkeit von 0,47 rnls und Pressungen zwischen 0,7 und ca. 10 N/mm 2. Der Aluminiumoxidgehalt der Probekörper betrug 90,5 % oder 99,5 %. Die Reibungszah len lagen bei großen Streuungen zwischen f = 0,2 und f = 1,0, ohne dass ein Einfluss des Aluminiumoxidgehahes oder der Pressung zu erkennen war.

360

9 Tribotechnische Werkstoffe

Sasaki (1988) beobachtete bei Untersuchungen, die mit dem Stift-Scheibe-System bei einer Norma lkraft von 10 N und ei ner Gleitgeschwindigkeit von 0,4 m/s durchgeführt wurden, e inen starken Einfluss der Luftfeuchtigkeit. Die Re ibungszah l nahm von f = 0 ,8 in trockener Lu ft auf f = 0,4 in feuchter Luft (rel. Feuchte: 100 %) ab. Nach Untersuchungen von Buck ley ( 1981) beträgt die Reibungszah l der Paarung Saphi r/Saphir in feuchter Luft f = 0,2 und im Vakuum (10- 9 -10- 10 mbar) f = 0,8 (siehe Tabelle 4.3 .1 ).

Der Verschleißkoeffizient der Paarung Alum iniumoxid/Aluminiumoxid steigt bei RaumtemperalUT mit zunehm ender Gleitgeschwindigkeit von einer Ti eflage in eine Hochlage an (siehe

Bild 9.10.1). Ein Anstieg des Verschleißbetrages der Paarung Alumin iumoxi d/Aluminiumoxid mit zuneh mender Gleitgeschwindigkeit wurde bei Raumtemperatur auch von Hsu, Wang und Munro (1989) beobachtet, die außerdem einen starken Verschleißanstieg mit steigender Pressung fanden.

Beobachtungen der Probekörper im Rasterelektronenmikroskop zeigten, dass Mikrobrechen der bei Rauillteillperatur dominierende Verschleißmechanismus ( Habig u. Woydt, 1989) ist, was mit anderen Untersuchungen übere inst immt (Derby, Seshadri u. Srin ivasan, 1986; Feiler u. Wienstroth, 1989). Die Erklärung fur den spontanen Anstieg des Verschleißkoeffizienten be i 22 oe mit ansteigender Gleitgeschwindigkeit liegt in der An isotropie des E-Moduls und der Wärmedehnung des Alz03-Einkristalis. Es entstehen beträchtliche interkristalline Spannungen, wenn durch den Reibwürmestrolll die Kri sta llite sich dehnen. Durch Reduzierung der Korngröße aufunler 0,5 J1tn wird dieser Effekt zu größeren Gle itgeschwindigke iten verschoben. Di e Reibungszah l und der Verschleißkoeffizient einer artgleichen Paarung aus Zirkondioxid mit 3,3 Gew.-% MgO sind in Bild 9.10.2 wiedergegeben. Das zrOz bestand aus ca. 5 1 % tetragonaler, 42 % kubi scher und 7 % monok liner ZrOz-Phase .

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Reibung und Verschleiß von Zirkondioxid-Gleilpaarungen ( Habig und Woydt. 1989)

9.10 Ingenieurkeramische Werkstoffe

361

Die Reibungszahl bei Raumtemperatur liegt bei f = 0,55 bis 0,8 mit einem Maximum bei mittleren Gleitgeschwindigkeiten. Ähn lich wie bei artgleichen A1203-Paarungen wurde bei einem kürzeren Gleitweg von 10 m eine deutlich niedrigere Reibungszahl von f - 0, 1 gemessen, wenn die Gleitgeschwind igkeit niedrig war. Der Verschleißkoeffizient steigt bei 22 oe mit wachsender Gleitgeschwindigkeit von einer Tieflage in eine Hochlage an. Mit Röntgenbeugungsuntersuchungen und der Transmissionselektronenmikroskopie der Verschieißpartikel und -spuren aus der Verschleißhochlage ließ sich nur die kubische Phase des Zirkondioxids nachweisen, während im Ausgangsmaterial auch die tetragonale und momok line Phase vorhanden waren (Woydt, 1989). Abschätzungen der Blitztemperaturen ergeben reibbedingte Temperaturerhähungen der Mikrokontaktbereiche von ca. 2000 oe (Kuhlmann-Wilsdorf, 1989, vgl. Bild 3.5.6), woftir insbesondere die geringe Wärmeleitfähigkeit des zrOz verantwort lich ist. Wegen der hohen Temperatur können sich die Oberflächenbereiche der Probekörper offenbar in die kubische Hochtcmperaturphasc umwandeln. Da das krista llographisehe Volumen der kubischen Phase kleiner als das der tetragonalen und monoklinen Phase ist, entstehen Zugspannungen, welche die Entstehung von Rissen und damit die Bildung von Versch leißpart ikeln begünstigen. Somit kann die festigkeitssteigernde Wirkung der tetragonalmonoklinen Phasenumwandlung bei tribologischen Beanspruchungen, die mit größeren Temperaturerhöhungen verbunden sind, nicht wirksam werden . Bei Reibleistungsdichten unterhalb von 0, 1 W/mm 2 und artgleichen ZrOz-Paarungen, bei denen die reibbedingte Temperaturerhöhung gering ist, beobachten Fischer, Anderson und Jahanmir ( 1989) dagegen einen Abfall des Verschleißes mit zunehmender Bruchzähigkeit von Zr02 mit Y203-Zusätzen, siehe Bi ld 9.10.3, Woydt ( 1991) Verschleißkoeffiziel1len kleiner als 5 10- 8 lTIm 3/Nm und Kcrkwijk (1999) um 10-9 mm 3/Nm .

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9 Tribotechnische Werkstoffe

362

Di e Bildung von kubischem aus tertragonalem Zr02 und tetragonalem aus monoklinem Zr02 infolge tribologischer Beanspruchungen wurde auch von Yust (1988), Chen ( 1992) und Rainforth (1999) beobachtet. Für kubisches Zr02 fanden Fischer (1987) und Woydt ( 1991), je nach Beanspruchung. nur e inen um den Faktor 2,5 größeren Verschleißbetrag. Crane und Breadsley (1 987) stellten ftir kubisches Zr02 einen zwanzigmal höheren Versch lei ß als fUr das DuplexgefUge aus tetragonalem und kubischem Zr02 fest. Trägt man das Verschleißvolumen von Gleitpaarungen aus Zirkond iox id über den Gleitweg auf, so erhält man vor allem bei Raumtemperatur nach e iner Periode eines erhöhten Einlaufverschleißes einen Behanungszustand mit e iner deutlich niedrigeren Versch leißrate. Durch den Versch leiß weitet sich der anHingliehe Punktkontakt zu einem Flächenkontakt aus, wodurch bei konstanter Nomla lkraft die Pressung s inkt. In Bild 9.1 0.4 sind die Pressungen über der Gleitgeschw indigke it aufgetragen, bei denen der Verschleiß von einer Hochlage in eine Tie fl age übergeht. Man erkennt, dass die Übergangs- Press ung stark mit steigender Geschwindigkeit abnimmt [p v-Wert!] (Woydt, 1991) und der Übergang der Verschleißt iefiage in die Versch lei ßhochlage durch Gleitpanner mi t hoher Wärmeleitfahigkeit zu größeren Gleitgeschwindigke iten verschoben werden kann.

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(p-v)-Diagrmnm von Zirkondioxid gcgcn vcrschicdcnc Gcgcnkörpcr- Wcrkstotlc untcr ungcschmicrtcr Glcitrcibung (Woyd\. 1989)

Reibungszahlen und Verschleißkoeffizienten einer angleichen Paarung aus drucklos ges intertem Siliciumcarbid (SiC) sind in Bi ld 9.10.5 wiedergegeben. Bei Raumtemperatur s inkt die Reibungszahl mit zunehmender Gleitgeschwindigkeil von f = 0,8 auf f = 0,6. Small-spotESCA-U nlersuchungen ze igten, dass sich auf den Probekörpern der Paarungen mil niedrigen Reibungszahl en und Verschleißkoeffizienten durch Tri booxidation dünne Oxidschichten gebildet hatten.

9.10 Ingenieurkeramische Werkstoffe

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Bitd 9. 10.5 Reibung und VCrsdlkiß von Siliciul11carbidGkilpaarungcn (Habig und Woydl. 1989)

Diese Ergebnisse stehen in Übereinstimmung mit Untersuchungen von Yamamoto, OkamolO und Ura ( 1989), die niedrige Reibungszahlen feststellten, wenn Siliciumcarbid-Gleitpaarungen I h bei 1000 "C ausgelagert worden waren, wodurch eine dünne Oxidschicht gebil det wurde. Setzte starke Tribooxidation ein, so st ieg die Re ibungszahl stark an. Niedrige Reibungszah len wurden flir diese Paarung auch von Martin et a1. ( 1989) gemessell, wenn die Gleitbeanspruchung bei einem SaustofTpartialdruck von über 50 mPa erfolgte, wobei sich auch nur dün nere Oxidschichten bilden dürften. Sasaki (1989) ste llte bei Raumtemperatur einen starken Einfluss der Luftfeuchtigkeit auf die Reibungszahl und den Verschleißkoeffizienten fest. Die Reibungszahl sank von f = 0,5 in trockener Luft auf f = 0,2 in feuchter Luft; der Verschleißkoeffizient nahm von 10-5 auf 10-6 mm3fN . m ab. Untersuchungen an Gleitpaarungen aus Silicium-infiltriertem Siliciumcarbid (S iS iC) zeigten einen starken Einfluss der Tribooxidation auf das Versch leißverhahen, während die Reibungszahl weniger beeinflusst wurde und meistens zw ischen f "" 0,4 und f= 0,8 lag. Bi ldete sich mit zunehmender Gleitgeschwindigkeit auf dem stat ionären Probekörper eine dickere Oxidschicht, so stieg der Verschleiß stark an. Konnte sich auch auf dem rotierenden Probekörper bei höherer Gleitgeschwindigkeit eine dickere Oxidschicht bilden, so kam es zu einem Verschleißabfall (Habig und Woydt. 1989). Die Verschleißhochlage der SiSiC-Gleitpaarungen wird durch die Ernlüdung der Si/ß-SiC-Grenzfläche bestimmt. An Gleitpaarungen aus gesintertem Siliciumnitrid gewonnene Ergebnisse sind in ßild 9.10.6 wiedergegeben. Der Verschleißkoeffizient hat bei Raumtemperatu r einen Minimum, das aber nicht mit dem Re ibungsm inimum zusammenfällt.

9 Tribotechnische Werkstoffe

364

Röntgen beugungsuntersuchungen an Verschleißpartikeln aus Hochtemperaturversuchen ze igten in der Hochlage ß-Si)N4-Peaks hoher Intensitäten, die durch K ornausbrüche entstanden

sind . Die Verschleißpartikel bzw. Verschleißspuren in der Verscheißtieflage erzeugten in den Infrarolspektren nur schwache Si-N-Schwingungsbanden (die des ß-Si3N4) und starke $i-OBanden, die mittel s Röntgen-Photoelektronen-S pektroskopie amorphem Si02 und SizNzü bzw. SiO.xN y, woraus auf Tribooxidationsprozesse geschlossen werden kann. Dagegen best immen in der Verschleißhochlage die Zerrüttungsprozesse zw ischen den ß-S i3N4- Kristallcn

und der amorphen Binderphase den hohen Verschleißbetrag (Woydt, Skopp und Habig, 1989 und 1995) der Si3N4-Werkstoffe. Ähnliche Zusammenhängen ergeben sich auch bei Wälzbeanspruchungen, weswegen sich in der Prax is die glasphasenfreien Si3N4-Qualitäten als die überrollfesteren herausgeb ildet haben .

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Bild 9. 10.6 Reibung und Verschleiß von SiliciumnilridGkilpa,lru ngen (I labig und Wuydl. 1989)

lshigaki , Kawagushi, Iwsasa und Toibana (1985) fanden bei Raumtemperatur e ine andere Abhängigkeit der Reibungszahl und der Verschleißrate von der Gleitgeschwindigkeit. Bei einer Pressung von ca. 3 MPa stiegen Reibungszah l und Verschleißkoeffizient bei ca . 0,2 mJs deutlich an. Bei kleinen Gleitgeschwindigke iten bildeten sich sehr glatte Gleit flächen aus, während bei hohen Gleitgeschwindigkeiten die Gleitflächen stark aufgerauht wurden. Das günstigere Verhalten bei kleinen Gleitgeschw indigkeiten im Vergle ich zu den in Bild 9.10.6 dargestellten Ergebnissen dürfte auf der niedrigen Pressung beruhen, we il die Untersuchungen mit e inem anfanglichen Flächenkontakt durchgefllhrt wurden. So beobachtete Gee (1985) eine starke Abhängigkeit der Reibungszah l und der Verschleißkoeffi zienten der Paarung SiliciumnitridJSiliciumnitrid von der Pressung. Die Reibungszahl blieb be i e iner Gleitgeschwindigkeil von 0.2 mJs bis zu einer Pressung von ca. 0,4 NJmm 2 auf

9.10 Ingenieurkerami sche Werkstoffe

365

einern niedri gen Wert von f = 0 ,2 und stieg be i höheren Pressungen (I N/rnrn 2) auf Werte um f = 0,85 an. Ein starker Anstieg des Verschleißkoeffizienten fand erst bei Pressungen oberhalb 0,7 N/1ll1ll 2 statt. Jahanmir und Fischer (1987) bestimmten für die Paarung SiJN4fSiJN4 bei niedrigen Gleitgeschwindigkeit von 0,001 m/s und e iner Belastung von 9.8 1 N (ha lbkugelförmige St iflreibnächen, R '" 3 111m) eine Reibungszah l zw ischen f '" 0,7 und f = 0,8. Nach Untersuchungen von Sasaki (1988) nimmt die Reibungszahl zw ischen 0 % und 100 % relativer Feuchte des Umgebungsrnedi ums von f = 0,8 auf f = 0,6 ab, wobe i die Gleitgeschwindigkeit 0,4 rn/s und die Belastung ION betrugen. Holmerg, Anderson und Vall (1987) berichten tiber Reibungs- und Verschleißuntersuchungen an Gleitpaarungen aus artgleichen und verschiedenart igen keramischen Werkstoffen sowie an Keramik-Stahl-Gleitpaarungen . Die Re ibungszah len des Beharrungszustandes lagen zwischen f = 0,4 und f = 0,8. Die Paarung A120J/A120J ze ichnet sich durch einen besonders niedrigen Verschleiß, s iehe Bild 9. 10.7 und durch eine Re ibungszahl von f = 0 ,4 aus. Kugel- Scheibe - System Kuge\durchmesser: tO-12,7m m

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Verschleiß von Glcilpaarungen mil keramischen \VcrkslOtTen (Holm bcrg. Andcrson und Valli. 1987)

Die im Allgemeinen den metal1ischen Werkstoffe überlegenere Korrosionsbeständigkeit der keramischen Werkstoffe lies früh ze itig die Frage nach dem Einfluss von Säuren, Laugen und Wasser auf das tribologische Verhalten aufkommen. Über den Einfluss einer Wassersehmierung auf das Reibungs- und Verschleißverhalten von keramischen Werkstoffen berichtet Sasaki ( 1989). Die Reibungszahl der Paarung A1203/A1203 lag unabhängig von der Gleitgeschwindigkeit bei f = 0,3, siehe Bild 9. 10.8. Die Re ibungszahl der Paarung ZrOz/Zr02 betrug bei Gleitgeschwindigkeiten oberhalb 0,2 rn/s f - 0,5. Bei der Paarung S i3N4/S i3N4 nahm die Reibungszahl lllit zunehmender Gleitgeschwindigkeit auf Werte f - 0,01 ab, während die Paarung SiC/SiC diese niedrige Reibungszahl schon be i niedrigen Gleitgeschwindigkeiten erreichte. Ftir die Abnahme der Reibungszahl der Paarung

366

9 Tribotechnische Werkstoffe

Si3N4I'Si3N4 dürften zunächst tribochemische Reaktionen verantwortlich sein, durc h die weiche Hydroxide gebildet werden, welche die Gleittlüchen gläHen, so dass hydrodynamische Effekte wirksam werden können (Tomizawa und Fischer, 1987). Während der Verschleißkoeffizient der Paarungen A1203/Alz03, SiJN4/SiJN4 und SiCiSiC mit steigender Gleitgeschwindigkeit abnimmt, steigt er bei der Paarung ZrO:z/Zr02 stark an. Die hohen Reibungszahlen deuten darauf hin, dass bei dieser Paarung keine hydrodynam ische Schmierung auftritt. Mit zunehmender Gleitgeschwindigkeit steigt die Reibleislung und damit

die Temperat ur der Tribokontakttlächc an, wodurch korrosionsbedingte Risswachstumsprozesse beschleunigt werden könnten. Stift- Scheibe - System halbkugel f örmige Stiltreibfliiche, R=4mm Wasser, FN=50N,s=1256m 10- 2

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Reibung und Verschleiß von kemmischen Werkstoffen bei Wasserschmierung (Sasaki. 1989)

Für die Reibung von Aluminiumoxid-Paarungen in Wasser schlagen Gates, Hsu und Klaus (1989) einen Mechanismus vor, bei dem a-A120) in y-A120) umgewandelt wird, das bei hohen Drucken und Temperaturen mit Wasser zu Aluminiumhydrooxid reagiert. Die Hydrooxide/Hydrate des AllO) (Böhmit AI(OH), Gibbsit und Bayerit AI(OH)3) besitzen eine Schichtgitterstruktur, wodurch eine Schmierwirkung erzieh wird. Zum Gahr (1989) beobachtete, dass durch eine Wasserschmierung der Versch leißkoeffizient von Metall/ Keramik- und Keramik/Keramik- Paarungen im Vergleich zur Festkörperreibung erniedrigt werden kann, siehe Bild 9. 10.9. Die Paarung AhOJ/Ah03 hat in Übereinstimmung

9.10 Ingenieurkerami sche Werkstoffe

367

mit den Ergebnissen von Sasaki einen niedrigeren Versch le iß al s die Paarung Zr02/Zr02 . Die im Wasser gelösten Ionen und der PH- Wert bestimmen nach Löffelbein, Woydt und Habig (1 992), je nach Type der Keramik, die Reibungszahl und der Verschleißbetrag unterschied lich stark, wie in Bild 9.10.10 exemplarisch am Bei spiel von Zr02!'Zr02- und AI203/A1203Paarungen flir die Re ibungszah I dargestellt wird. Bei Ölschmierung können je nach Ölviskosität, Belastung und Geschwindigkeit unterschiedliche Reibungszustände durchlaufen werden: Hydrodynamik, Mischreibung, Grenzreibung. Unter Grenzreibungsbedingungen hängt die Reibungszahl von der Adsorbierbarkeit und der chemischen Reakti vität von Schm ierstoffadd iti ven ab (siehe Kapitel 6.3 ). Die unter Grenzrei bungsbedingungen gemessenen Reibungszahlen keramischer Werkstoffpaarungen unterscheiden sich aber im allgemeinen nur wenig von den Reibungszahlen meta llischer Werkstoffe, wenn additi vfreie Schmieröle auf Kohlenwasserstoflbasis verwendet werden oder wenn mit Additiven Schichten auf den Gleitflächen gebi ldet werden können (Wi llermet, 1987). Hingegen werden polare Grundöle, wie Polyolester und Polyalkylenglykolen, insbesondere von den oxydischen Keramiken sehr gut adsorbiert. Die Tragfahigke it und der Mechanism us des Versagens bei Überbeanspruchungen kann aber rur kerami sche und metallische Gleitpaarungen durchaus untersch ied lich sein .

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Bild 9.10.9

Verschleiß von Gleitpaarungen mit keramischen Werkstot1cn lind Stählen in Luft. Wasser lind Öl (Zum Gahr. 1989)

So beobachteten Kim, Kato und Hokkirinawa (1987) bei Gleitpaarungen aus Aluminiumoxid e ine langsames Ansteigen der Reibungszah I, wenn kritische Beanspruchungsparameter erreicht

368

9 Tribotechnische Werkstoffe

wurden, während d ie Re ibungszahl von Stahlgle itpaarungen spontan anstieg. Generel l sollen aber mit Ke ramikpaarungen keine höheren Tragfahigkeitcn als mit metallischen Paarungen erreicht werden (Shimauchi, Murakarni, Nakagaki, Tsuya und Umeda, 1984). Es kOlllmt vielmehr auf die Art der verwendeten Werkstoffe hzw. der WerkslofTpaarung an. ."

HISCHREIBUNG

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WERKSTOFF: HgO-Z,. O~ ZN 40; RpIc - O.OJpm T-23 Gra d Cel s ius; F~ -22N; v -O . 1m/s; 5-2000111

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0,3, siehe ßild 9.1 1.1 7. Rcibungszahlen von f = 0, 1 und damit einc geringe Neigung zum Fresscn hattcn wiederum die Paarungen mit den themlOchemisch behandelten Stühlen. Die Paarungen von AI203 mit Ni-P, Ni-SiC, TiC(CVD) und WC-Co verhalten sich ähnlich. Die meisten der durch CV D und PVD erzeugten Oberflächenschutzschichten zeigen nach eincr kurzen Eilliaufperiode eine Abnahme anHinglich erhöhten Reibungszahl auf f = 0, I. Demgegenüber haben der TiClTiN/Ab03(CVD), Cr7C3(CVD), Ni/ W2C(CVD) und TiC(PVO) ebenso wie die Plasmaspritzschichten mit Ausnahme von WC-Co hohe Reibungszahlcn bei Paarung mit A1203, die auf Fressvorgänge hindeuten.

398

9 Tribotechnische Werkstoffe

Das günstigere Reibungsverhalten von thennochemisch gebildeten (Cr, Fe)7C3 im Vergleich zu Cr7C3(CVD) kann durch die Anwesenheit von Eisen und auch von Sauerstoff in der thermochemisch erzeugten Schicht verursacht sein.

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Bild 9. 11.22 Fure hungs\'crsehlciß vo n Plasmaspritzsehiehten

Die CVD- und PV D-Schichten erfahren nur bei der Beanspruchung durch Diamantkörner einen messbaren Verschleiß, der flir TiN-Schichten höher als rur T iC-Schichten ist, siehe Bild 9.11 .23. Ob der geringere Verschleiß der durch PVD erzeugten TiC-Schichten im Vergleich zu den durch CVD erzeugten TiC-Schichten signifikant ist, müsste durch weitere Untersuchungen geklärt werden.

402

9 Tribotechnische Werkstoffe

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Fun.:hungs\"crschkiß von Tie - und TiN-Schichten durch Di,lmantkömer

Für e ine zusammenfassende Bewertung des Verschleißverhaltens der Oberflächenschutzschichten bei Gleit- und Furchungsbeanspruchungen wurde folgendes Bewertungsschema gewählt : I.

11.

111.

Re ibungskoeffizient bei Gleitbeanspruchungen

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Planimetrischer Verschleißbetrag bei Gleitbeanspruchungen

Wq S Wq = Wq = Wq =

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Furchungsversch leiß

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o

Di e Bewertungen sind in Tabelle 9.11.6 zusammengeste llt . Einbezogen wurden auch Ergebnisse, die mit anderen Grundwerkstoffen als den Stäh len 42CrM04 , X 155CrVMo 121 oder S65-2 gewonnen wurden. Danach weist jede der untersuchten Oberflächenschutzschichten bei einigen Beanspruchungen Vorteile, be i anderen Beanspruchungen dagegen Nachteile auf. Keine Oberflächenschutzschicht verhält sich unter allen Beanspruchungen optimal. In der Regel müssen Oberflächenschutzschichten aber nicht nur tribologischen Beanspruch ungen gewachsen se in, zusätzlich sind auch Korros ions- und Festigkeitsbeanspruchungen zu beachten. Bei den Fest igke itsbeanspruchungen kommt der Dauerschwingfest igkeit e ine besondere Bedeutung zu. In Tabelle 9.11.7 ist abschließend eine qua litative Bewertung unterschiedlicher Oberfl ächenschutzsch ichten, die mit unterschiedlichen Verfahren erzeugt werden, zusammengestellt. Diese Tabelle gibt einen Überblick tiber das funkt ionelle Verhalten von Oberflächensc hutzschichten bei mechanischen , korrosiven und tribologischen Beanspruchungen.

404

9 Tribotechnische Werkstoffe

Tab. 9.11.7 Zusammenstellung der wichtigsten Verfahrcn zur Randschiehtbceinnllssung und ß cschichtllng mit qua litative r 13ewertung ihres funktionellen Verhaltens

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Zeil-

0,2 . Eine besondere Bedeutung scheint Titand ioxid zu besitzen, mi t dem bei Raumtemperalur Reibungszahlen f - 0,2 und Verschleißkoeffizienten von _ 10-7 mm'/Nm gemessen wurden (Woydl, Kadoori, Hausner und Habig, 1990). Bildet sich Titandioxid durch tribochemische Reaktion aufTitannitrid oder Titancarbid, so nimmt die Reibungsz.ahl ähnlich niedrige Werte an (Habig, 1989). Besonders niedrige Reibungszahlen sollen unterstöchiometrische Titandioxidschichten besitzen (Gardos, 1988). Nach Erdemir (1996) erzielt H3B03 Reibungszahlen von 0,03 . .. 0,05 und dient als Erklärung fiir das günstige

436

10 Schmierstoffe

Reibungs- und Verschleißverhalten von Boriden und B-tC, sobald in feuchter Luft durch Tribooxidation B203 und H3B03 gebildet wurden. Allerd ings zersetzt sich H3B03 oberhalb von 180 oe. Neuerdings wurden unbeschichtete, keram ische G le itpaarungen erarbe itet, welche bei T = 400 °C, v = 3 m/s, s = 20 km im TrockenlaufReibungszahlen von f = 0,005 zeigten, verbunden mit Versch leißkoeffizienten von K = 4.0 10- 8 mm 3/Nm. Dabei kommen keine " klassischen" intrinsischen oder extrinsischen FestschmierstofTe zum Einsatz. Oie Gleitpaarungen bestehen aus antimonimprägnierten KohlenstofT(EK3245) gegen A120) oder MgO-Zr02 , wobei sich auf den Oberflächen Zirkonhydroxyde, wie Zr(OH)-t, tribochemisch bi ldeten (Woydt 2003). In Bild 10.3.5 ist die Reibungszahl ein iger Oxide in Abhängigkeit von der Temperatur dargestellt (Peterson, Calabrese und Stupp, 1982). Danach hat vor allem Bleioxid eine relativ niedrige, von der Temperatur nahezu unabhängige Reibungszahl. Die Temperaturunabhängigkeit der Reibungszahl von Bleioxid ist aber nur bei hinreichend großen Gleitgeschwindigkeiten gegeben, siehe Bild 10.3.6 (Amoto und Martinengo, 1973). reve.. ie.ende Gleitbean'P.uchung FN • 142 N, v - 0,025 ml5, S - 0,025 m

8

I

Slifl.scneibe-5 ynem. Slift: WerknlJogstahl, Sct>.ibe: Stahl AISI 304

(00

6

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1

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PbO

O'---~1~OO~----~1~OO~----~l:O~O-------MO~------~5TOOC-------6TOO-----~---'700 Bild 10.3.5

Tcmpermurabhängigkeil der Reibungszahl von Oxiden

Fluoride Im Bereich der HochtemperaturfeststofTschmierung kommt den Fluoriden der Alkali- und Erdalkalimetalle eine besondere Bedeutung zu. Diese Verbindungen bilden reine, kubische Ionen kristalle, die be i Raumtemperatur spröde s ind. Die mit steigender Temperatur zunehmende Ionenbeweglichkeit im Kristall fUhrt zu einer plastischen Verfonnbarkeit, die mit sinkendem Schmelzpunkt der Substanzen zunimmt.

437

10.3 Festschmierstoffe

Stift - Scheibe-System Stahl AISI 440 C F.. : ION

' .5

1.,

Gleitgesch .... iruligkeit m/,

J::~~' -_::::::===:=--:::;; ~

0.1 2S 12

--.:: ~~~__________~#.6

12

~

o

100

200

300 41)0 Temperatur _

SOO

80.

600 -C 700

Bild 10.3.6 Eintluss von Temperatur und Gleitgesehwindigkeit auf die Reibung szahl \'on ßlcioxidlilmen mit 5 % Sial . Sehichtdieke 30 ~(m

Da z. ß. fiir Calciumnuorid bei Raumtempemtur infolge seines spröden Verhaltcns rccht hohc Rcibungszahlen von f = 0,4 bis 0,5 gemessen werden, versucht man, durch Zusatz eincs we itcren Fluorids, das mit Calciumnuorid ein Eutektikum bildet, den Schmelzpunkt zu erniedrigen und dami t die plastische VerfOnllbarkc it zu tieferen Tempcraturen hin zu verschieben. Gleilguchwindigk.il

StiH-Scheibe-System

m/,

FN = 4.9N

unbu 75 mm) mit einer ausreichenden Schmierstoffzufuhr gilt folgende Beziehung: TetT = Ti + 6.1 Die Temperaturerhöhung 8.t lässt sich nach Bild 11.1.4 mit Hilfe einer dimensionslosen Kennzahl 8.t·p·c·B·D/F ermitte ln (fUr Mineralöle g ilt näherungsweise: Dichte P x spezifische Wärme c = 1.36 mPa/°C). Die Schmierfilmdicke ist demnach in einem iterati ven Prozess zu berechnen. Man nimmt zunächst eine Temperatur TefT an und bestimmt die charakteristische Lagerkennzahl mit Hilfe der zugehörigen Viskosität lletT (siehe Kapitel 10.1). Aus Bild 11.1.4 kann 8.t ermittelt werden, woraus sich mit Hilfe der angegebenen Gleichungen der zugehörige Wert TetT ergibt. Dieser Wel1 wird von dem anfangs angenommenen Wert für TetT abweichen. Man wiederholt nun den Berechnungsvorgang mit einem entsprechend korrigierten Wert flir TetT. Mit dieser Temperatur wählt man die neue entsprechende Viskosität und wiederholt die Rechnung so lange, bis die

11.1 Lager

447

angenommene Temperatur TetT konvergiert, d. h. bis der angenommene und der berechnete Wert übereinst immen. logerumschlie ßungswinkel

w,

, ,

ß = 360

0

•

1

2

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,

,

>0

,•

mi

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2

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'0

,

2

//

' / '6 = (I)

~

~ = 1/2 B ~1 0

0

(f, ,

.0 1

.02

.0

~ .O L

B

.

r--

6

5

0.6

Verhältnis slO -

Bild 11.1.7 TragP.ihigkcit zylindrisehcr Mittcl-Steg-Lager in Abhängigkeit vorn Verhältnis I'on Dickc zu Durchmesser und Stegbrcitc zu Lagcrbreilc

Zum Not laufverhalten wurden Untersuchungen von Schopf (1983) m it einem Gleitlagerprüfstand durc hgefiihrt. in dem die Schmierölzufuhr abgestellt und die Lagergrenzbelastung ermittelt wurde, bei der ein vorgegebenes Grenzdrehmomel1l innerhalb von 60 m in gerade nicht erreicht wurde. In Bild 11.1.8 ist die bei untersch ied lichen Gleitgeschwindigkeiten enn illelte Grenzbelastung fur eine Wellenrauheit Rt 2 ... 3 I1Ill wiedergegeben. Die Alum iniulll-Zin nLegierungen schneiden im gesamten Geschwindigkeitsbereich am besten ab. Überraschend schlecht verha lten sich die B le i- und die Z in n- Legicrungen bei höheren Gleitgeschwindigkeiten. Hier schmo lzen bei geringfiigigem Überschreiten der Grenzbelastungen d ie Lagergleitschichten voll kommen auf und es karn zum "Fressen" zwischen We lle und StahlsHitzschale ko mmen. In der Prax is dürfte d ie mög liche Notlaufdauer in starkem Maße I'on der Dicke der Lagergleitschicht abhängen. Einschränkend ist zu erwähnen, dass bei höheren Wellenrauheiten sich die Bcwertungsfo lge der G le itlagerwerkstoffe ändern kann. 0=

Die Einbettf.'ihigkeit nimmt tendenziell mit abnehmender Härte der Lagerwerkstoffe zu. Spikes, Davison und Mac Quarrie ( 1984) versetzten das Öl e ines G leit lagerprüfstandes m it Part ikeln unterschied licher Größe und bestimmten unter vorgegebenen Prüfbedingungen den We l-

454

11 Tribologie von Konstrukt ionseiernenten

lenverschleißbetrag Iw , die Oberflächenrauheit des Lagers Ir und die Abnahme des Lagerdurchmessers lD und ermitte lten daraus einen Einbcttbarkcitsindex E: I E '"

1/ 3

(lw + IF + In )

Öl SAE 30. 85·e Werkstoff der

RauM; efe der Zap f en Rt

=0,8 -

Gleitschicht

I,2).im

Werkstoff-N r .

LgPbSb15

19Sn89 G-Cu Pb 22 Sn

70

60

1 .•," n

Q 50

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c

,

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C

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30

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L

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~

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4

AISn6Cu AISn20 Cu

5 6

AISi 1 1 Cu Nr , 3 mit Deckschicht PbSn 10 Cu Nr. 5 mit Deckschicht

7

8

, • • X

• 0

•

,

9

,

40

D



3

G·Cu Pb 10 Sn

PbSn 10 Cu

,,

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\

\

0

N

n

•

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o+---__--__--__ o

2

,

--~--

6

Gleitgesch w indigKeit y

Bild 11.1.8

__--__ 10

8

m/s

•

Lagergrcnzbclaslungcn von G1cilhlgcrwcrksloffcn. unter denen im NOllauf ohne Schmicröl zuruhr das GrcIli:rcibun gsmorncnt von 10 Nm innerhalb 60 min nicht erreicht wird

Die Einbettf.1h igkeit nimmt mit größer werdenden Wenen von E zu. Es wurden folgende Ergebnisse enn ittelt:

I l. I Lager

455

Lagerwerkstoff

Härte HB

PbSb 15Sn ICuO,5 AI$n20Cu

20 47 26 79

SnSbl8Cu3 Cu Pb23Sn 1,5

E 113

47 41

39

Danach hat zwar die weiche Blei-Legierung die höchste Einbettfahigkeit. Die Z inn-Legierung, die nur wenig härter ist, weist aber eine deutlich schlechtere Einbettfahigkeit auf. Es müssen also auc h noch gefiigemäßige Eigenschaften eine Rolle spielen, wie z. B. die Vertei lung der harten und der weichen Phasen des Lagerwerkstoffes. Zum Verschleißwiderstand von Gle it lagerwerkstoffen wurden unter Grenzreibungsbedingungen mit Ö lschmierung Ringversuche durchgeftihrt (Habig, Broszeit, de Gee, 198 1). Das verwe ndete Stift-Scheibe-Prüfsystem wurde einschließlich der Prüfbedingungen in DIN ISO 7148 genormt. Die Ergebn isse zeigten fUr die untersuchten Gleitlagerwerkstoffe ziem lich übereinstimmend fo lgende Verschleißbewertungsfolge (zunehmender Versch leiß): l. CuSn 12Pb 2 . SnSb8Cu4Cd 3. CuSn8 4. C uPbl OSnlO 5. PbSbl4Sn9CuAs Die Untersuchungen wurden mit e inem Minera löl der Klasse SA E IO durchgefiihrt, das keine Additive enthielt. Durch die Verwendung von additivierten Ölen kann die Versch leißbewertungsfolge erheblich verändert werden, was in erster Linie auf der Bildung von Reak tionsschichten beruht (Habig und Kelling, 1981). So unterliegen die Gleitlagenverkstoffe CuSn8 und A ISn20 in Hydraulikö l und Motorenöl, in dem al s Additive Z inkd ialkyld ithiophosphat enthalten si nd, einen viel höheren Verschleiß als im Industriegetriebeöl mit Zusätzen von Phosphor und Schwefel (Bild 11.1 .9). Bei den Lagerwerkstoffen $nSb8Cu4Cd und CuPb22Sn war der Öleinnuss weniger ausgeprägt. Die Belastbarkeit von dynamisch beanspruchten G leitlagerwerkstoffen hängt bei hydrodynamischer Schmierung im wesentlichen von der Schwingfestigkeit der Lagerwerkstoffe ab. Dabei werden zur Charakterisierung der dyna mi schen Belastbarkeit von Gleitlagenverkstoffen neben Prü fungen auf G leit lagerprüfständen mit dynamischer Belastungsvorrichtung (Lang, 1975) auch Schwingfestigke itsuntersuchungen mit einfachen Probekörpern durchgefiihrt (Peeken, Knoll , Schüller, 198 1; Löhr, Einer, Macherauch 1985). Blei- und Zinn-Legierungen haben im A llgemeinen eine n iedrigere dynamische Belastbarkeit a ls A luminium- oder KupferLegierungen . Bei Verbundgleitlagern sind gegossene Legierungen höher be lastbar a ls gesinterte Legierungen. Außerdem hängt d ie dy namische Belastbarkeit stark von der Dicke des Lagenverkstoffes ab; sie nimmt m it abnehmender D icke deutlich zu (Neale, 1973 ; Booser, 1974). Für die Lebensdauer von Gleit lagern kann auch die Korrosionsbeständigkeit der Lagenverkstoffe entscheidend sein. So können Motorenöle mit zunehmender Betriebsdauer säurehaltig werden, wodurc h ein korrosiver Angriff hervorgerufen wird. Die Korrosionsbeständigke it der Lagenverkstoffe hängt ferner von der Art des verwendeten Schm ieröles und der Öhemperatur ab (Timmerrnan, 1979).

456

11 Tribo logie von Konstruktionseie rnenten

~ StQhlI.2(r Mol., SOOHV10, Rz :l.S!O.I)J.m ~Gll'ltlagermelall FN/v=3,21N ' S/rnm v:O,lm/s

,

F

B Hydraullkol 0 lndustrl egetriege trlebeo(

•

F Motorenol SAE lSW50

0

•

I

I I

Bild 11.1.9

B

I I I 0

I

,

I

SnSb8Cu 4Cd

B

I

I I I I

10-

I I

F I

B

Cu Pb 22 Sn

0,12

F

F

I I I I I

0

I I I I I I I I I I I

(uSn 8

F

B

0,10

t

0,08

n

Al Sn 20(u

0,02

o

Einnuss des Schmicrstones auf Reibung und Verschleiß \' on verschiedenen Glcitlagcrrnc. lall-Stah Ipaarungen

Für das tri bologische Verhalten eines Gleitlagers ist neben dem Lagerwerkstoff und dem Sch mierstofT auch der Wel lcnwerkstoff einschließl ich seiner Oberfiächenbearbeitung von Bedeutung. Dabei besteht die Forderung, dass die Welle bei nichthydrodynarnischern Betrieb unter ke inen Umständen geschädigt werden so llte. Für weiche Gleitlagerwerkstoffe wie Bleiund Zinn-Legierungen können ungehärtete Stah lwellen eingesetzt werden, sofern ihre Festigkeitseigenschaften ausreichen . Härtere Kupfer-Legierungen erfordern dagegen Wellen aus vergütetem Stahl (Metals Handbook, 1961). Durch die Rotation der Welle wird das Öl in den Lagerspah gedrückt. Die Welle wirk t sozusagen als Pumpe. Die Pumpwirkung hängt entscheidend von der Bcnetzbarkeit des Weilenwerkstoffes mit dem Schmierstoffab. Hierbei verhalten sich chromhaltige Stähle de utlich ungünstiger als unlegierte Stähle ( Peeken , Hennes und Viester, 1987). Hydrodynamisch geschmierte Gleitlager können eine sehr hohe Lebensdauer erreichen. Bei unvorhergesehenen Belriebsbedingungen, Fehlern in der Konstruktion, Fertigung, Montage, Mangelschmierung u. a. können jedoch Schäden auftreten, die mit charakteristischen Erscheinungsbi ldern in DI N 31661 zusammengestellt sind. Trockcngleitlage r Trockengleitlager werden ohne Schmierung betrieben und können daher während einer längeren Betriebszeit wartungsfrei eingesetzt werden. Wegen des fehle nden Schmiersloffimnsportes kann die Reibungswärme nur über die Welle und d ie Lagerschale abgeführt werden. Dadurch ergeben sich Beanspruchungsgrenzen vor allem hinsichtlich der Gleitgeschwindigkeit, d ie von der therm ischen Belastbarkeit der Gleit lagcrwerksloffe abhängen. Bei hohen Lagerkräften hängt die Belastbarkeit von dem Widerstand der Lagerwerkstoffe gegenüber plastischer Deformation ab. Da Welle und Lagerschale sich dauernd berühren, unterliegen die Lager während des Betriebes einem stetigen Verschleiß.

11.1 Lager

457

Zur Auslegung von Trockengleitlagern wird in der Praxis vielfach der sogenannte w v-Wert benutzt, der durch das Produkt von Pressung p und Geschwindigkeit v gegeben ist. In Bild 11.1.10 ist rur einige GleitlagerwerkstofTe die zu lässige Pressung über der Gleitgeschwindigkeit aufgetragen (Ruß, 1982). Zum Vergleich sind zusätzlich ein ölgetränktes Sintereisen- und ein Sinterbronze-Gleitlager enthalten. In der doppelt logarithmischen Darstellung besteht nur in gewissen Bereichen ein linearer Zusammenhang zwischen zu lässiger Pressung und Gleitgeschwindigkeit, in denen der p'v-Wert anwendbar ist. Die Grenze der Pressung wird durch die plastische Verfonnung des Lagerwerkstoffes und die maximale Gleitgeschwindigkeit durch die thermische Belastbarkeit der Lagerwerkstoffe erreicht. In dem linearen Bereich ist das Produkt p'v konstant und durch einen zu lässigen Verschleißbetrag begrenzt.

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Sinterbronze

I-~ Sint e~islln 1,0

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3 Metallkeram ische Uleittager Acetalharz ":------+"'''~:-'',-___1--__I 5 Verbundlager mit PTFE-Schicht .,'\, \ ':\ \ ~6 Vollkunstoff-Gleltlager (Potyamld) ",.,,;-_1---;c't~'r~ "'\ _1---1

I- 4 Vllrbundlager mit

~

O,1r-

o

Der zulässige Einsatzbereich liegt '" \ \ je .... eils unterhalb der Kurve " 1 "" , I 1 1 11 0,01 0,1 m/s Gleitgesch .... indigkeit v

Bild 11.1,10

S\

51=-;-;=~--,,~_+·--'~~~M'c--+-I

1\ 1\ 10

20

..

p·\'-Diagrmn111 unterschiedlicher Gleitlager

In Tabelle 11.1.5 sind fiir eine Reihe von Trockengleitlagem'erkstofTen die maximale zulässige Pressung, der p'v-Wert, die maximal zuläss ige Temperatur, die Reibungszahl und der Wärmeausdehllungskoeffizient zusammengestellt (Bely et al., 1982). Die in der Gleitnäche auftretende Temperatur TG! setzt sich aus der Umgebungstemperalur Tu und der reibbedingten Temperaturerhöhung TR zusammen:

Die reibbedingte Temperaturerhöhung ist der Reibleistung proportional (Lancaster, 1973):

mit der Konstanten C, der Reibungszah l f. der Normalkraft FN und der Gleitgeschwindigkeit v.

459

11.1 Lager

Die Konstante C berlicksichtigt die themlische Leitfahigkeit der Materialien der Welle und der Lagerschale und die Konstruktion. Ihre Werte liegen im Allgemeinen zwischen 0, I und I "Cs/Nm. Flir Polymergleitlager mit 25 mm Lagerdurchmesser und 25 mm Lagerbreite, in denen eine Stahlwelle läuft, liegt der Wert bei 0,5 "Cs/N·m . Eine genauere Abschätzung der Gleitflächentemperatur geben Erhard und Strickle ( 1978). Das Versch leißvolumen W\, ist in vielen Fällen der Normalkraft FN und dem Gleitweg s proportional: Wv = k· FN · s mit dem Verschleißkoeffizienten k in mm 3/N·m. Bei Radial gleitlagern ist der Verschleiß nicht g leichmäßig über die Berührungsfläche verteilt. Es g ilt (Peterson, 1980):

mit der Lagerbreite S , der Verschleißmarkenbreite a, dem relativen Lagerspiel Radius des Lagers RL. Das relative Lagerspiel ist gegeben durch:

'1'"

1.jI

und dem

R Lager - R Welle

RWclic

Bei Kenntnis des Verschleißkoeffizienten k lässt sich bei Vorgabe der zuläss igen VergTÖßerung des Lagerspiels, die durch den linearen Verschleißbetrag Wl gekennzeichnet werden kann, unter Zuhilfenahme der oben angegebenen Fonnein die Zeit bis zum Ausfall des Lagers abschätzen, die auch al s Gebrauchsdauer des Lagers angesehen werden kann. In Bild 11.1.11 sind die Verschleißkoeffizienten k fLir eine Reihe von Trockengleitlagerwerkstoffen zusammengestel lt, wobei rur einen Werkstoff die Werte um I oder 2 Größenordnungen vari ieren können (Anderson, 1986). Dies ist entweder durch produkt bedingte Schwankungen der Eigenschaften der Werkstoffe oder durch die Betriebsbedingungen bedingt. Im Folgenden sollen die Einflüsse von Oberflächentemperatur, Gleitgeschwindigkeit, Belastung, der Rauheit des Stahlgegenkörpers und der Einfluss des Umgebungsmediums diskutiert werden. Der Einfluss der Oberflächentemperatur ist fLir gerullte und verstärkte Werkstoffe auf Polyimid- und Tetrafluorethylenbasis in Bild 11.1.12 dargestellt (Anderson, 1986). Die Ergebnisse wurden in einem Radialgleitlagerprüfstand bei eine Pressung von I MPa und einer Gleitgeschwindigkeit v =0 0,03 m/s gewonnen. Die Welle bestand aus unlegiertem Stahl mit einer polierten Oberfläche, deren Temperatur durch eine elektrische Heizung erhöht wurde. Die aufgetragenen Verschleißwerte stellen Werte des Beharrungszustandes nach dem Einlauf dar.

460

11 Tribologie von Konstrukt ionseiernenten

• Polyacetat

• Nylon

,UHMP[

Gruppe 1

,Koh lefllserver stärkte

Polyocetol. Öl •

Gruppe 2

Polymere

• Nylon .. Öl I Gefülltes Pol yurethan

Gefülltes Gruppe 3

PEEK

Gefü lltes

Polyimid • POlyomid-Polyimid

PTFE1Flocken)

Gruppe 4

I----!

PTFE- Fasern-Glasfasern

• PTFE- Pb-Bronze

PTFE -Bronze-Netz

1------1

Glasfasern

jruppe 5 Bronze I

I

(arbon-Graphit

Tuti lien- Duroplaste

iruppe 6

• Asbest-Phenolharz " PTFE-Schicht

Verschle iOkoli!ffizient k Bild 11 . 1. 11

Vcrschk i ßkoctli~ic nl cn

von Trockcnglcillagcrwcrksloffcn

~

PTFE

11.1 Lager

461

Alle Polyimid-WerkstofTe zeigen eine kontinuierliche Erhöhung der Verschleißrate mit der Temperatur, wiihrend bei den Carbon-WerkstofTen und bei PTFE mit 15 % Carbonfasem zunächst ein Abfall des Verschleißkoemzienten mit der Temperatur erfolgt. Aus Bild 11.1.12 kann man entnehmen, dass gefUllte PTFE-WerkstofTe bis 250 OIe Polyimid-WerkstofTen überlegen sein können. Oberhalb 250 °C sind aber Poly imide oder Polyether-Etherketone einzusetzen. p:1MPo, v:0,03m/s

I

C Poly Imid + 40 % Graphit 0: Polyimid + 15 % Graphit + 10 % PTFE 1.2: PTFE + Mine.alien 3: PTFE + 60 % Bronze PTFE + 15 % Kohlennofffasern 5: PTFE IBleib.onze. ge$inte rt (M etallrücken)

,.

6 ,7: Carbon/Graphit 10.

1

o'----c'c-----=::---:-=---=::-100 200 O( 300 Oberf läch~ltmperotllr

Bild I 1. 1. 12

-

Ycrschlcißkocmzicnt von TrockcnglcitlagcrwcrkstoITcn als I'unklion der Temperatur

Die Geschwindigkeit ist vor allem wegen der mit ihr verbundenen reibbedingten Temperaturerhöhung von Bedeutung. Oberhalb einer kritischen Gleitgeschwindigkeit, die von der Belastung, der Reibungszahl und dem Wtirmeübergang sowie der Wtirmeableitung aus der Gleitstel· le abhängt, steigt der Verschleißkoeffizient sprunghaft an (Tanaka und Uchiyama, 1974; Eva ns und Lancaster, 1978). Für ungefijllte Polymere ist der Verschleißkoeffizient in einem weiten Belastungsbereich unabhängig von der Pressung. Überschreitet die Pressung ein Drittel der Bruchfest igkeit, so steigt der Verschleiß stark an. Bei gefUllten Polymeren wie z. B. Polyimid mit 15 % Graphit oder PTFE mit unterschiedlichen FüllstofTen wurde eine Zunahme des Verschleißkoemzienten mit ste igender Pressung beobachtet (Anderson, 1986). Von Belastung und Geschwindigkeit kann auch die Reibungszahl in starkem Maße beeinflusst werden. Dies gilt in besonderem Maße fur polymere GleitlagerwerkstofTe auf PTFE-Basis. Aus Bild 11.1.1 3 erkennt man, dass die Reibung von PTFE-Stahl-Paarungen oder von technischen DU-Stahl-Paarungen nur bei kleinen G leitgeschwindigkeiten Werte unter f = 0, I annimmt (Czichos und Feinle, 1982).

462

11 Tribologie von Konstrukt ionselementen

itrl '

.2

PTFE-Stahl l00Cr6 IRr "O,0311m) - - DU-Stahl 100Cr 6 IR... 0,611m) TC!= Z3"C.t=105s: 27,78h

0,2

I

-1 -

~

0

I

/

0,1

N

'. ° ~

c 0

Bi ld 11.1.13

~

Reibung von PTFE-

~

Stahlpaanmgcn und DU-StahlPaarungen

10- 1

-

Geschwindigkeit v

Reibung und Verschleiß können stark von der Rautie fe des Stahlgegenkörpers abhängen, wobei es ftir die einzelnen Kunststoffe opt imale Rauheitswerte g ibt, bei denen Reibung und Verschleiß ein Minimum haben (Erhard und Strickle, 1974; Czichos und Feinle, 1982; Anderson, 1986). Bei geftilhen PolymerwerkslOffen hängt der Einfluss der Rautiefe von der Fäh igkeit der Fü llstoffe ab, während der Gleitbeanspruchung durch Abrasion die Rautiefe der Stahloberfläche zu verändern . Hierzu liegen Ergebn isse von Briscoe und Steward (1978) vor, die PTF E mit 10 % Graphit oder 10 % Glas untersuchten. Graphit ist weniger abrasiv als Glas und so war bei dem mit Graphit geruHten PT FE d ie Rauheit der Stahloberfläche von größerem Ei nfluss mit einem Min imum der Versch leißrate bei R3 = 0,3 flm. Demgegenüber war der Versch leiß von PTFE, das mi t 10 % Glaskugeln geHillt war, in einem Bereich von Ra = 0, 1 bis 1,5 ).Im unabhängig von der Stahlrauheit. Trockengleitlager werden häufig im Vakuum e ingesetzt, weil dort eine Flüssigkeitsschm ierung nicht möglich ist. Im Vergleich zum Betrieb in Luft nimmt im Vakuum der Verschleiß bei einigen Polymerwerkstoffen ab, bei anderen zu, siehe Tabelle 11.1.6 oben (Anderson, 1986). Eine Abnahme des Verschleißes tritt bei PTF E- und MoS2-haltigem Polyimid auf, während Graph itzusätze eine Verschleißzunahme bewirken. In Umgebungsmedien mit ionisierter Strah lung ist zu beachten , dass die Festigkeit ein iger Polymerwerkstoffe wie z. B. PTFE durc h d ie Strahlung abnehm en kann, während andere Werkstoffe wie Polyethy len weniger geschädigt werden (Anderson, 1986). Bei mit Glasfasern gefu lltem PTFE und Po lyethy len hoher Dichte (U HM WP) wird der Verschleiß durch die Strah lung kaum beeinflusst.

1 I. 1 Lager

463

Tab. 11 . 1.6 Vcrsehleißkoclliziclll von TrockcnglcitlagcrwcrkstolTen. Oberc Tabelle: in Luft lind Vakuum « 10-6 mbar). Unten: Tabelle: trockene und feuchte Umgcbungsalmosphiire WerkstolT

Verschleißkoeffizient k in 10.6 mm3JN·m Luft

Vakuum

«

10.6 mbar)

ungcfülltes Polyimid

0.45

0.15

Polyimid + PTFE

0,75

0,075

Poyimid + Graphit + PTFE

0,15

45

Polyimid + Mo~

0,45

0,15

Polyimid + Carbonfasern (Typ 1I)

1,5

15

Polyimid + Carbonfasern (Typ I)

0,15

22

PTFElGlflsfasern/MoS 2

0.19

0,0 15

PTFE + Pb/gesinterte Bronze

0,15

0,3

Werkat.off

Verschleißkoe8bient k in 10"6 mm 3JN.m trocken

feucht

PTFE + Graphit

1,3

14

PTFE + 25% Glasfaser

7,7

330

PTFE + 25% Asbest

26

500

PTFFJGlimmer

12,5

50

PTFE/Graphit Bronze

6,5

6

Polyacetal

20

20

Polyphenyloxid

250

200

PTFEICarbonfaser

2

100

PTFFJPolyimid

1

'0

Polyurethan + Füllst.offe

9

60

0,048

4.5

1.5

5.2

5

4

UHMWP Te.xtillaminat WollelPhenol + PTFE

464

11 Tribologie von Konstruktionseiernenten

Abschließend sei erwähnt, dass der Verschleiß von PolymerwerkstofTen durch die Anwesenheit von Wasser und in manchen Fällen auch bei Anwesenheit von Öl unter Grenzreibungsbedingungen erhöht werden kann, weil durch die FHissigkeiten die Bildung von stabilen Transferfilmen auf der Stahlwelle verhindert wird.

11.1.2 Wä lzlager Wälzlager werden in unterschiedlichen BaufoTmcn hergestellt. Sie bestehen im A llgemeinen aus einem Innenring und einem Außenring, zwischen denen die Wälzkörper angeordnet sind, die durch einen Käfig voneinander getrennt werden. Als Wälzkörper dienen Kugeln, Zylinder, Nadeln oder Rollen. Bild 11.1.14 zeigt Beispiele von Kugellagern. Die Wälzkörper sowie die Innen- und Außen ringe werden aus Wälzlagerstählen gefertigt, die in DIN 17230 genonn! sind. Die größte Bedeutung hat der Stahl 100Cr6 (I % C; 1,5 % Cr; entspricht AIS I 52(00). Die Stahlhärte liegt zwischen 62 und maximal 66 HRC. Zur historischen Werkstoffentwicklung und dem Anwendungsverhalten wird auf die Sonderausgabe in der Härterei-Technischen Mitteilung 2002 verwiesen. Die Käfige bestehen aus Stahl, Messing, Leichtmetall oder Kunststoff. Zur Schmierung werden Öle oder Fette verwendet. Dabei haben Fette neben der Schmierung zusätzlich d ie Aufgabe. die Lager vor Fremdpartikeln und Wasser zu schützen.

Kugellager Leonardo da Vinci, 1492

Kugellager-Urform: KugelKontakt behindert Rollen

Innenring Käfig Außenring

Kugellager mit Kugelkäfig: Stand der Technik Bild 11.1.1 4

Ku gellager. Beispiele

465

11.1 Lager

Für besondere Anwendungen wie z. B. sehr hohe Drehzahlen, aggressive Medien oder hohe Temperaturen gewinnen keramische Werkstoffe, insbesondere Siliziumnitrid (p = 3,2 glem)), an Bedeutung. Bestimmte Zirkond ioxide (p = - 5.4 glem)) sind ebenfalls als überrollfest qualifiziert worden (Woydt et al., 1997). Dabei können die Lager aus Keramikkugeln und Stahllaufringen in Form von Hybridlagern oder als vo llkeramische Lager hergestellt werden. Infol ge ihrer geringen Dichte werden durch den Einsatz von Keramikkugeln die Fliehkräfte und damit die Werkstoffanstrengung reduziert. Mit solchen Lagern können erhebliche Lebensdauem erreicht werden (z. B. Parker u. Zaretsky, 1975; Lorösch, Vay, Weigand, Gugel u. Kessel, 1980; Sibley u. Zlotnick, 1985). Dabei ist die Konstruktion zu optimieren (Steinhardt , 1989). Die Wälzkörper eines Wälzlagers bilden mit dem Innen- und Außenring kontrafomle Kontakte, so dass in den Oberflächenbereichen ein Spannungszustand herrscht, der mit den Formeln nach Hertz berechnet werden kann. Dabei verschiebt sich das Maximum der Werkstoffanstrengung mit zunehmender Reibung an die Oberfläche (siehe Kapitel 3.2.3). Zur Abschätzung der Schmierfilmdicke kann die elastohydrodynamische Schmierungstheorie angewendet werden (Winer u. Cheng, 1980):

h=C'·ILP·Nl o. 74 h: C: D: LP: 110: a: N:

Schmierfilmdicke in ~Im Konstante, siehe Tabelle 10.1.8 Außendurchmesser des Lagers in m flO·a·IOII in s. SchmierstofTparameter dynamische Viskosität in Pas Viskositätsdruckkoeffizient in m21s Differenz der Drehzahlen der Innen- und Außenring in min- I

Tab. 11 . 1.8 C-Wene rur Berechnung der Sehmiertilmdickc \'on Wälzlagern

Lagerart

Innenring

Außenring

Kugellager

8,65' 10"

9,43' 10-'

Pendel· und Zy linderrollenlager

8,37 . 10"

8,99· 10-'

Kegel- und Nadelrollenlager

8,01 . 10-'

8,48' 10.4

Der Schmierstoffparameter ist fiir Öle der Viskositätsklasse SAE 10 W bis SAE 50 exemplarisch in Bild 11 . 1.1 5 über der Temperatur aufgetragen (Winer and Cheng, 1986).

466

11 Tribologie von Konstrukt ionseiernenten

1

Temperatur Bild 11.1.1 5

..

SchmicrslofTp,mlnlCICr LI' für verschiedene Mineralöl.: in Abhüngigkcil von der Temperatur

467

11.1 Lager

Für den Schmierungszustand des Wälzlagers ist die spezifische Schmierfilmdicke von Bedeutung:

mit den Rauheitskennwerten 0"1, 0"2 (0" = 1,3 . Ra) In Tabelle 11.1 .9 sind e inige typische Werte fUr den Ausdruck

JO"f +O"~

zusammengestel lt.

Tab. 11.1.9 Rauhcitskcnnzahlcn von Wälzlagern

Lagerart

,Jcrf +cr~

Kugellager

0,178

Sphärische und zylindrische Wälzlager

0,356

KegeLroUen- und Nagellager

0,229

[11 m]

Überschreitet die spezifische Schmierfilmdicke Ä. den Betrag von 1,5. so ist die Grübchenbildung (Pitting) infolge Oberflächenzerrüttung der primär zu beachtende Verschleißmechanismus, siehe Bild 11.1.16 und Bild 11.1.1 7 (Andersoll . 1980). Bei A-Werten < 1,5 ist zusätzlich mit adhäsiv-abrasivem Verschleiß zu rechnen, der mit abnehmendem Traganteil des elastohydrodynam ischen Schmierfilms zunimmt (Di N ISO 281 , Te il I, 1979). Die Lebensdauer, die 90 % der Lager erreichen. ist gegeben durch:

Lh _(C ]P~ P n· 60 LID: LidO: C: P: p: n:

Lebensdauer in 106 Umdrehungen nominelle Lebensdauer in Stunden Dynamische Tragzahl. in DI N ISO 281. Teil I äquivalente Lagerbelastung Exponent, tljr Kugellager: p = 3, rur Rollenlager: p = 10/3 Drehzahl in min- I

468

11 Tribologie von Konstruktionseiernenten Adhäsion Abrasion

Ikrcich der Grübchenbildung Obcr1l1iehenSchiidigung von Lagern mit Glcitanteil en

100

Bereich hoher

Lebensdauer. volle Trennung

durch den Schmierfilm

1--------

%

I

80

oL-~--~--~~~~~----~~--~--~ 3 .4 _6 .8 46810 Spezifisclll' Schmi~rfilmdi(ke"'"

Bild 11.1.1 6

_

Vcrschkißmcdwnismcn von Wälzlagern in AbhITngigkcil von dcr spczilischcn Schmierfilmdicke

Bild 11.1.1 7

Grübchen

I I. I Lager

469

Wälzlager werden heute so dimensioniert, dass sie nicht durch Grübchenbildung versagen. Die iiquivalente Lagerbelastung ist durch fo lgende Beziehungen gegeben: Radiallager:

P = X . FR + V . F;\

Axiallager:

P = X a · FR + Va· Fa

FR: Fa:

Axialkraft

X,V,Xa,V a:

Faktoren nach DIN IS0281 , Teil I

Radialkraft

Mit einer modifizierten Lebensdauerabschätzung werden weitere Ei nflussgrößen wie veränderte Ausfall wahrscheinlichkeit, Werkstoffeigenschaften und Betriebsbedingungen berücksichtigt.

Ll ma : erreichbare Emlüdungslaufzcit al :

Faktor fur die Erlebenswahrschein lichkeit, siehe Tabelle 11.1. 10

a23 : fl:

Faktor rur die Stahlqualität und die Betriebsbedingungen Temperaturfaktor 150 0 e f1 = 1 250 t1 = 0,42 300 f1 = 0,22

oe oe

Tab. 11.1.10

Lcbcllsdaucrbciwcrt CI (OI N ISO 281. Tcil I)

1"

"

90

L"

1

95

L,

0,62

96

L,

0,53

97

L,

0,44

98

L,

0,33

99

L,

0 ,21

Erlebenswahrscheinlichkeit %

470

11 Tribologie von Konstruktionseiernenten

Die Temperatur kann mit folgender Beziehung abgeschätzt werden (Wächter, 1988):

ÖL

Lager- bzw. Betriebstemperatur in

Öa

oe Ölaustriustemperatur in oe

ß~

Öleintrinstemperatur in

öu

Umgebungstcmperalur in

oe

A

Wärmelibergangszahl in W /m 2k wärmeabgebende Fläche in m 2

0.0

oe

MR

Reibungsmornent in Nm

(0

Winkelgeschwindigkeit I/s

c'p

Wämlckapazität des Öles in NmJm 3K

V

Volurnenstrom in mJ/s

Die oben angegebene Ternperaturbeslimmung muss als Abschätzung verstanden werden, da die Wärmelibcrgangszahl (10 des Wänneübergangs zum Gehäuse oder durch Konvektion an die Umgebung nicht exakt bekannt ist. Di e Bctriebstemperatur ist somit stark von der Gesamtkonstruktion geprägt.

Da die Stahlqualität heute einen hohen Stand erreicht hat, gehen in den Faktor an vor allem die Betriebsbedingungen ein, die durch das Verhältnis der kinematischen Viskosität des verwendeten SchmierstofTes zu einer Bezugsviskosität gekennzeichnet werden, siehe Bild 11.1.18, wobei die Bezugsviskosität von den Lagerabmessungen und der Drehzahl abhängt, siehe 8ild 11.1.19, (Anderson, 1977). Die kinematische Viskosität v muss mit dem V-TDiagramm des verwendeten Schmieröls (bei Schmierfell des Basisöls). siehe Bild 11.1.20, bestimmt werden. Nach Bild 11 .1 .18 können 3 Bereiche untersch ieden werden:

I.

Übergang zur Dauerfestigkeit bei vollständiger Trennung der Oberflächen durch einen höchst-sauberen SchmierSlOfT

11 .

Hohe Sauberkeit im Schmierspalt, geeignete Additive im Schmierstoff

111.

Ungünstige Betriebsbedingungen, Verunreinigungen im SchmierstofT, ungeeignete Schm ierstofTe

Die genauere Position des an-Werts bei den häufig auftretenden Bedingungen des Bereichs 11 im an - Diagramm emlöglicht das Diagramm in Bild 11.1.21. Der damit cmlittehe Basiswert a2311 (11 entspricht dem Bereich 11 ) ist mit der Bestimmungsgröße K == K 1 + K2 zu ermitteln. Den Wert K 1 kann man dem oberen Diagramm von Bild 11.1.22 in Abhängigkeit von der Lagerbauart und der Belastungskennzahl fs = Co/PO entnehmen. K 2 hängt vom Viskositätsverhältnis K und von der Kennzahl f~ ab. Die Werte des Diagramms unten gelten fiir nicht additivierte SchmierstofTe. Für geeignet additivierte SchmierstofTe wird Kz gleich 0 gesetzt.

11.1 Lager

471

1 e

, ,• •, , N 0

0

"• ••• 0

0

0,'

kin .

S~hmitrstoffviskositi:it

>J

•

Bnugsviskosito.t "I

Bild 11.1.18 Falaor an zur modifizierten Lebcnsdauerbcrechnung in Abhitngigkeil vom Verhl!hnis der Schmicrsloff-Viskositl!1 zur Bczugsviskosititl

""" r"-,----"'--,--~-,-----,----.-:'" mm'

•o •• > ,• •" ~

•

"m~C--o-',~"~-o-'''~~~cL",oo~--LO~,ooOc-,2i~,"~"m>m~'.. Mitu~r~r Lag~rdur~hmus~ r

c., -,-

•

Bild 11.1.19 Bezugsviskosiläl in AbhängigkI d vollrollige Zylinderrollenlager"'" "Nur in Verbindung mit PeinHlterung des Schmierstoffs entsprechend v " 1. sonst K, ~ 6 a!Ulehmen. "BeaChte bei der BestilmlWlg von V, Oie Reibung ist mindestens doppelt so hoch wie bei Lagern mit Kltigen. 08S f1lhrt zu hOherer wgertemperatur »MindestbelastWl9 beac;:hten (siehe Katalogangaben der wgerherstellerJ V BestimmW'l9B9'rOSe K. in Abhlngigkeit von der KelUlzahl f •• tllr nicht additivierte Sdullierstoffe und f1lr Sc;:hmieratotte mit Additiven, deren Wirkssmkeit in Wllzlagern nicht gepri1ft wurde. ~

7

,,~

6

5

I:

~O.g~.

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o

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\

2

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S\ '0... . ----..

K,

,

4

6

8

~

.::-::-

~ 2

02" ,

10

12

f" - - _ K. wird gleic;:h 0 bei SChmier.toffen mit Additiven, für die ein entsprechender Nac;:hweia vorliegt . • • Bei " .s 0,4 dominiert de r VerschleiS im Lage r, wenn er nicht durch geeignete Schmieratottadditive unterbunden wird.

Bi ld 11 . 1.22

ß estimmun gsgrößc K 1 in Abhllng igkeit von der Kennzahl fs und der Lagerb..111an

Bei K == 0 bis 6 liegt a23 11 auf einer der Kurven in Bereich 11 des Diagramms in Bild 11.1.21. Bei K > 6 kann nur ein Faktor a2J im Bereich 111 erwartet werden. Wird mit gut geeignetem

474

11 Tribologie von Konstrukt ionseiernenten

Fett in der richtigen Menge geschmiert, können K2-Werte wie fiir geeignet additi vierte Öle angesetzt werden. Die Fetteignung ist bei Lagern mit höheren G le itanteilen, bei großen und bei hochbeanspruchten Lagern sehr w ichtig. Bei unbekannter Fetteignung oder nicht e ingehaltener Schmierfrist ist sicherheitsha lber die untere Grenze des Bereichs rr anzusetzen. Der Einfluss der Sauberke it auf d ie Lebensdauer kan n sehr groß sein, insbesondere wenn harte und relativ zur Größe des Lagers große Schmutzpartikel vo rliegen. Der Einfluss de r Sauberkeit wird mit dem Sauberke itsfaktor s quantifiziert. Zur Erm ittlung von s wird d ie Verunre in igungskenngröße V benötigt, aus der Ta be lle 11.1.11 zu entnehmen. Für normale Sauberkeit (V = I) gi lt immer s = I , also a23 = a23 11. Be i erhöhter Sauberkeit (V = 0,5) und höchster Sauberke it (V = 0,3) erhält man abhängig vorn Viskositätsverhältnis K über das rechte Fe ld des Diagramms Bild 11.1.23 einen Sauberkeitsfaktor s > I . Bei K < 0,4 gilt s = I. Bei mäßig verunreinigtem Schmierstoff (V = 2) und stark verunrein igtem Schmiersto ff (V = 3) erg ibt sich s < I aus dem linken Feld des Diagramms in Bild I L 1.23. Die Minderung der s-Werte durch hohe V-Werte wirkt sich um so stärker aus, je leichter e in Lager belastet ist. Die Verunreinigungskenngröße V hängt vom Lagerquerschnitt, der Berührungsart im Rollkontakt und von der Öl reinheitsklasse, siehe T a be lle 11.1.1 2, ab. Werden in Wälzkontakten harte Partikel überrollt, so fUhren Eindrücke in den Kontaktflächen zu vorzeit iger Werkstoffermüdung. Je kleiner die Kontaktflächen sind, desto schädlicher ist die Wirkung e iner bestimmten Partikelgröße. Kleine Lager reagieren also bei gle ichem Verschmutzungsgrad emp findl icher als große Lager, Lager mit Punktberührung (Kugellager) empfindlicher als solche mit Linienberührung (Rollenlager). Um eine geforderte Ölreinheit zu erzielen, sollte eine bestimmte Filterrückhalterate vorliegen. Eine Filterrückhalterate ßx ist das Verhältnis aller Partikel > x ~tm vor dem Filter zu den Partikeln > x ~m nach dem Filter. 133 = 200 bedeutet, dass von 200 Pmt ikeln > 3 ~tl1 nur ein Partikel den Fi lter passiert. Höchste Sauberke it liegt vor, wenn Lager vom Herste ller gefettet werden und mit Dicht- oder Deckscheiben gegen Staub gut abgedichtet sind. Sorgt der Anwender bei der Schmierung und Montage der Lager fiir ähnliche Verhältnisse wie der Hersteller und wird sauberes Feit verwendet, so kann ebenfalls von höchster Sa uberkeit ausgegangen werden. Bei Ölschm ierung lauten die Voraussetzungen fUr höchste Sauberke it : saubere Montage des Lagers, Spülung des Ölumlaufsystems vor Inbetriebnahme mit neuem Öl, ei ngeHill1 über e inen Feinstfilter, Ö lre inheitsklasse entsprechend V = 0,3 . Normale Sauberkeit erfordel1 gute Abd ichtullg, saubere Montage, Ölreinheit entsprechend V = I, Einhaltung der Ölwechselfristen. Das Verschleißverhalten von Wälzlagern hängt von der Sauberke it der Lager, des Schmierstoffs und des Einbauraums sowie von der Trennung der berührenden Lagerte ile im Betriebszustand ab. Die physikal ische Trennung der Wälzpartner w ird nach Bild 11.1.1 6 beurteilt. A-Werte > 3 sichern die vo lle Trennung und stehen Hir hohe Lebensdauer sowie niedrigen Versch leiß. Wird jedoch aufgrund hoher Temperatur, mangelhafter Schmierstoffversorgung oder sehr niedriger Rollgeschwindigkeit ke in ausreichend hoher A-Wert erreicht, so kann ein versch le ißamler Betrieb auch sichergestellt werden, wenn der Schm ierstoff aufgrund e iner geeigneten Add itivierung mil den metallischen Oberflächen der Lagerteile Reaktionen e ingeht, die zur Bildung vo n schm ierfah igen Reaktionsprodukte n fUhren. Es bilden sich dabei Reaktionsschichten aus, deren Sch ichtcharakter durch Versuche nachgewiesen wurde. Man spricht von e iner chemischen Schmierung, die im Gegensatz zur physikalischen Schmierung nur mit Trennschichten im Bereich von Nanometer auskommt. Entscheidend ist die ununterbrochene Nach lieferung von Reakt ionsprodukten im KOllIaktbereich. also dort, wo auch die Schmierung

11. 1 Lager

4 75

gebraucht w ird. Nach Kle in lein (199 1) liefem geeignet additi vierte Schm ierstoffe (Öle, Fette) ähnl ich lange Laufzeiten mit niedrigem Verschle iß be i k-Werten > 0,05 . Lager- und Schmiersto ffhc rste ller informieren über d ie Schmierstoffe ignung, abhäng ig vo n der Temperatur und Lagerbauart und Lagergröße. Tab. 11.1.11

(D -d)

Oricnticrungswcrtc für die Vcrunrcinigungskenngrößc V V

2

Ölreinheit.sklasse nach ISO 4406

nach ISO 4572

Ölreinheiuklasse nach ISO 4406

rate nach ISO 4572

1118

,ß3

-'"·• I

I

JOO

,

"•

." ~

v

250

"?eginn der VetschteiBlieHoge noch Plewe bei SChrieflJng mit IJntegleften Minerolölen

0 O,S

1,0

Spezifische Schm ierlilmdicke ). Bild 11.2.5

10 m/s

UmfDf/9sgeschtrindigkei/l'l ---~.~

GtOUflecken~ildlJng

t-

b~~~__ ~~~~

10 m/s 50

I

I,S

2,0

~

Bedingungen Hir die Bildung \'on Graunecken

Die Berechnung de r G rübchentragfahigkeit ist in D1 N 3990, Tei l 2 genormt. Danach ist getrennt für Ritze l und Rad die zulässige Flankenpressung a lU' abzuschätzen:

11.2 Zahnradpaarungen

483

alunlegierttr Vergülungsstahl bltegierter Vergülung$Sf., c)V,rgülungsstahl, ni lrier! el Einsolzslahl dlVetgütung'sstahl, flammtni induk t ionsgehörlet

""

2 N/mm

>~

-

'"'' 1200

Z

t ''''' E ''''' 400

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Bild 11.2.6

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400

s 500

55

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600

700

800

"

000

Flonkenhärle HV - - .

Grü1x:hendauerfestigkeil in Abhängigkeit von der WerkstotThärte fiir unterschiedliche Wämlebehandlungen (Niernann und Winler, 1985)

(Jlllilll . ZN Z

. L ZR'ZV'ZW'ZX Slllllin (Jlllilll: Dauerfestigkeitswert der Flankenpressung, in erster Näherung von der Härte abhängig, siehe Bild 11.2.6, DI N 3990 vllP :

ZN:

Lebensdauerfaktor : I .::: ZN '::: 1,6 mit zunehmender, geforderter Lastwechselzahl fallend fiir Vergütungsstähle, Gusseisen mit Kugelgraphit, perlitischer Temperg uss oder randschichtgehärtete Stähle: ZN : I fU.r Nt .::: 5·107 (N t : Anzahl der Umdrehungen) fiir gasnitrierte Vergütungsstähle, badnitrierte Vergütungsstäh le, gasnitrierte Nitrierstähle, Grauguss: ZN = I rur Nt '::: 2·1 0 6

Slhnin: Sicherheits faktor ZL:

Schmierfilmfaktor: 0,85 .::: ZL .::: 1, 15 mit steigender Viskosität zunehmend, ZL = 1 fU.r V50 : 100 mm 2/s

ZR :

Rauheitsfaktor: 0,8 ,::: ZR '::: 1, 1 mit zunehmender Rautiefe abnehmend ZR:I rur

R ZI+R n .~100:3 2

,

RZ1; Rn: gemittehe Rautiefe in Zv:

~I m

und a: Achsabstand in mm

Geschwindigkeitsfaktor: 0,9 .::: Zv .::: 1,15 mit zunehmender Geschwindigkeit anste igend: Zv : 1 fur v : 10 m/s

484

11 Tribologie von Konstruktionselementen Zw:

Werkstoffpaarungsfaktor: 1,0 Rades abnehmend

~

Zw .5 1,4 mit steigender Härte des weicheren

- = I, 2 - .cHC;B,,-;::',,30-,Zw 1700 HB: Brinellhärte Zx:

Größen faktor, in der Regel: Zx == I

Die Faktoren ZL, ZR und Zv berücksicht igen in erster Linie die Bedingungen zur Ausbildung eines die Zahnflanken trennenden Schmierfilmes, während die Faktoren O"t-rlim und Zw primär durch die Werkstoffeigenschaften bestimmt werden. Bei Schmierstoffmangel oder einem Zusammenbrechen des Schmierfilms können die Zahnfla nken infolge adhäsiver Wechselwirkungen fressen. Tritt dieser Schädigungsmechanism us bei hohen Umfangsgeschwindigkeiten auf, die mit hohen Flankentemperaturen verbunden sind, so spricht man auch von "Warmfressen-'. Es werden aber auch bei niedrigen Umfangsgeschwindigkeiten Fresserscheinungen beobachtet, wenn die Flankenpressungen zu hoch sind. Hierbei ist die Flankentemperatur niedrig. Man spricht dann auch von " Kahfressen"' . Zur Berechnung der Fresstragfjhigkeit werden in DIN 3990, Te il 4, zwei Verfahren angegeben, d ie auf der Abschätzung der Gesamttemperatur oder des Mittelwertes der Oberflächentemperaturen beruhen. Im Folgendem soll die Abschätzung der Gesamttemperatur wiedergegeben werden, die sich aus der Blitztemperatur Tr und der Massentemperatur Tb zusammensetzt (Dudley, 1980). Tr= Tb+ [

1,25 1,25 - R

]' ZI. [_W _,,]3 /4,[W: /2. mIf4] b

1,094

Tr: Tb:

Blitztemperatur in oe Massentemperatur der Zahnräder in

b: m:

Zahnbreite in mm Modul in mrn/Zahn

R:

Rauheit in !im Geometrischer Parameter (Tabelle 10.2.2) Tangentialbelastung in N Drehzahl des Ritzels min- 1

21 :

Wie: 001:

oe

Für einfache Berechnungen, kann Wie = WI gesetzt werden Wt = 2000 T/dpl T: Drehmoment in Nm dpl: Teilkreisdurchmesser des Ritzels in rnrn

11.2 Zahnradpaarungen

485

In Tabelle 11.2.3 (Dudl ey, 1980) sind rur verschiedene Öl e die Blitztemperaturen mit niedrigem und hohem Risiko des Fressens aufgefiihrt. Bild 11. 2.7 zeigt den Einfluss von Schmierstoffen und Werkstoffen auf die Fresstragfähigkeit von Zahnradpaarungen (Michaelis, 1986). Tab. 11.2.2 Gcolllctrischer Paralllctcr Zt zur Bcrcchnung der Blitztcmpcratur

Nqrmal- Zähnezahl Zähnezahl druck· dea Ritzels des Zahn· Winkel rades Cty oder

20"

25"

+,

ZI

oder Np

18 18 18 25 25 25 12 18 25 35 35 18 18 18 25 25 25 12 12 18 25 35 35

Z2

oder Na

25 35 85 25 35 85 35 85 85 85 275 25 35 85 25 35 85 35 85 85 85 85 275

Ritzelkopf. höhe h. 1 oder a 1

Zahnkopfhöhe hd oder a 2

(für m = 1.0 oder Pd = 1.0)

1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

1.25

Z. an der Ritzelspitze

an der Zahnradspitze

0.0184

-0.0278

0.0139

·0.0281

0.0092

-0.0307

0 .0200

·0.0200

0.0144

-0.0187

0.0088

·0.0167

0.75

0.0161

-0.0402

1.25

0.75

0.0107

-0.0161

1. 25

0.75

0.0104

-0.0112

1.25

0.75

0.0101

-0,0087

1.25

0 .75

0.007

-0.0072

1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

1.0 1.0 1.0 1.0 1.0 1.0

0.0 135

-0.0169

0.0107

-0.0168

0.0074

-0.0141

0.0141

-0.0 141

0.0107

-0.01 26

0.0069

-0.0103

1.25

0.75

0.0328

-0.0160

1.25

0.75

0.0500

-0.0151

1.25

0.75

0.0056

-0.0095

1.25

0.75

0.0082

-0.0073

1.25

0.75

0.0078

-0.0060

1.25

0.75

0 .0056

·0.0048

486

11 Tribologie von Konstruktionseiernenten

Ta b. I 1.2.3 Maximale Blilzlcmpcrmurcn Hlr ein niedriges lind hohes Risiko des Fressens Risiko des Fressens niedrig

oe

hoch

Mil-L·7808

135

175

Mil-L-23699

150

190

Mil-0-608L grade 1005

65

120

Mil-L-6086. grade medium

160

200

SAE 50 Motoröl mit mildem EP·Zusatz

200

260

Mil-L-2105. grade 90 (SAE 90 GCl ricbcöl)

260

315

oe

Öl

Synthetisches Öl

Mineralöl

J• , 5

,.-'"

5

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~ ~~

~ ~

0

0

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3

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V~lt9itrt~s Min~rolöl

Öl

Oberfläche n· bthondlun

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Bild 11 .2.7

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~ ~

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mild

hoch

I!g itrlt I'!lierl. 01, Öl,

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Einfluss vo n Werkstoll ObcrflächcnbIV

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N

Der Versch leißkoeffizient Crr kann in Abhängigkeit von der Schmierfilmdicke hmin flir verschiedene Werkstoffpaarungen und Schmierstoffe Bild 11.2.8 entnommen werden (W inter und Plewe, 1982). Die Symbole haben die folgende Bedeutung: O" ln:

Flankenpressung in N/mm 2 der Testverzahnung

per 1;wr

Krümmungsradien im Wälzpunkt der Testverzahnung

~wT

N:

mittleres spezifisches Gleiten der Testverzahnung, siehe Bild 10.2.9 =

~·EI·CI+~·A2 - C2

11 + 12 Anzahl der Umdrehungen

1

mm/U

Pa~rung:

1: Gehartet/Ve,gijtet 2: Gehärtet/Gehiirtet 3: Vergiitet/Vergütet 4: Nitriert/G.-Nitriert

5: Gehirtet/Gehärtet

2 (lHT - 635 N/mm (lHT - 1160 N/mm 2 2 (lHT - 635 N/mm (lH T - 1 160 Nlmm 2 O" HT - 1160 Nfmm2

Schmierung: 1-4: Mine"löle ohne EP·Zu.iiue

5: Fllelllene ohne EP, NLGI: 00

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Bild 11 .2.8

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Vcrschlcißkoeftizicl11 e il' cincr l'cslverzahnung ruf unterschiedliche \VerkslotTpaarungcn und Schmicrungsbcdingungcn

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ScllmiltrfilmdiCklt

IImin

488

11 Tribologie von Konstruktionseiernenten

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"2

Spezifisches Gleiten bei Außcn- und Illl1cnrad-Zalmradpaarungcn . Links: Außcnradpaar u = +2. Rechts: Innenradpaar u =-2

Di e entsprechenden Größen des zu berechnenden Getriebes sind 0"11,

pc-~w,

Der Verschleiß-

koeffizient so llte möglichst m it Prüfrädern (O"l-IT, pcr~wT) und be i Betriebsbedingungen ermitte lt werden, die denen des zu berechnenden Getriebes ähnlich sind. In Bild 11.2.10 sind die Ergebnisse von Versch leißuntersuchungen an Zahnradpaarungen aus unte rsch iedlichen EisenwerkstofTen zusammengeste llt, FVA-2 , Tlß = 12 mPa, kc = 7 N/mrn 2, v = 0.05 rn/so113 = 450 h, (Winter und Plewe, 1982).

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90 0 als hydrophob bezeichnet. Die In Bild 13.6.2 angegebene Youngsche Gleichung stellt eine Beziehung zwischen der freien Oberflächenenergie eines ebenen Festkörpers. der Grenzflächenenergie zwischen dem Festkörper und einem darauf befindlichen Flüssigkeitstropfen, der Oberfl ächenspannung der Flüssigkeit und dem Kontaktwinkel 0 zwischen beiden her.

Superhydrophobie mit Kontaktwinkeln von bis zu 1600 wird in der Natur bei einigen Pflanzen beobachtet. Dieser so genannte LOlIIsejJekl bedeutet, dass bei einem Tropfen/Blatt-Kontakt nur etwa 2 bis 3 % der Tropfenoberfläche mit der Blattoberfläche in Kontakt stehen, diese a lso eine extrem geringe Benetzbarkeit besitzt. Bei der Lotospflanze können die Blätter durch ihre Doppelstruktur einen Kontaktwinkel von etwa 1700 erreichen, wodurch ein Tropfen eine Auflagefläche von nur etwa 0,6 % hat, siehe Bi ld 13.6.2 rechts. Die Adhäsion zwischen Blanoberfläche und Wassertropfen ist dabei so gering, dass das Wasser leicht abperlen kann . In einem " biomimetrischen Ansatz" wird versucht, den Lotuseffekt in der Mikrotechnik anzuwenden. Dabei wird die naUirliche Lotus-Oberflächenstruktur durch Nano/ Mikro-Muster aus Polymethylmethakrylat (PMMA) modelliert. Die lotusmäßig str ukturierten PMMA-Flächen zeigten ein tribologische günstigeres Verhalten als die unstrukturierten PMMA-Flächen (Yoon et al. , 2005). Die fiir MEMS geeigneten und teilweise bereits industriell angewendeten Tribomaterialien sind superhydrophob (Wasser-Kontaktwinkel > 90 0 ) und mit physisorbierten oder kovalent gebundenen Monolagen-Filmen auf tribologisch beanspruchten Festkörperoberflächen gebunden . Die Filme haben eine sich selbst begrenzende Dicke und können durch Filissigkeits- oder Gasphasen zu tief verborgenen Grenzflächen penetrieren. Die folgenden Typen organischer Moleküle werden am häufigsten auf Festkörper-Substrate aufgebracht: •

Langmuir-Blodgett (LB) Filme: amphi le Moleküle mit einem hydrophilen Kopf und einen hydrophoben Ende. Sie benötigen ebene Substrate.

•

Self-assembled monolayers (SAM): organische Moleküle in verdünnter Lösung, die spontan auf einem Festköper adsorbieren, so ,.selbstorganisierte" Monolagen bilden und unabhängig von der Substratgestalt einfach aufgebracht werden können.

Beispiele erfolgreicher Beschichtungen in kommerziellen MEMS Produkten sind Perfluordekano lsäurebeschichtungen auf Aluminiumtei len fiir MOEMs (siehe Bild 13.4.2) und Phenylsiloxanbeschichtungen fLlr Beschleunigungssensoren (siehe Bild 13.3.2), die elektrische Laaushalten. dungsanhäufungen und Prozesstemperaturen bis zu 500

oe

Das tribologische Verhalten von selbstorgan isierten SAM-Mono lagen wird signifikant durch chemisch funktionelle Gruppen und Kettenlängen beeinflusst (vgl. Kap. 6.3 "Grenzreibung·'). Die Kenntnis der " SAM-Chemie" ist zur Erzielung eines guten tribologischen Verhaltens notwend ig (Ahna et al., 2003). Reibungsmessungen im Nano- und Mikrobereich zeigten beispielsweise, dass SAMs mit funktionellen - CHj-Gruppen eine niedrigere Reibungszahl und ein besseres Verschleißverhalten aufwiesen als SAMs mit funktionellen --COOH-Gruppen. Eine Übersicht über die verschiedenen SAM-Tribomaterialien fii r MEMS gibt Tabe lle 13.6.2 (Ashurst et al.. 2001 , Bhushan et al. 2005, Maboudian et al. , 2000). Die angegebenen Werte wurden auch hier unter unterschiedlichen Versuchsbedingungen emlittelt und sind als Anhal tswerte anzusehen.

13.6 Tribomaterialien tljr MEMS

539

Tab. 13.6.2 Typische Eigenschaften I'on Self-assernbled rnonolaycrs (SAM) Material Sil izium

H20 Kontaktwinkel (0)

Adhäsionskraft (mN)

30

50 ... S0

0.45 .. . 0.6

0.04 .. 0.07

R e iblH1gs~A1hl

.. Makro··

Reibungszahl .. Mikro··

38

35

0.65 .. 1

0.087

OClyltrichlorsilan (OTS)

109

-

0.14

-

Octadiylrnethylsilan (ODM S)

103

26

0. 14

0.0 17

Octadccy lyd imelh yls ilan (OODMS)

103

29

o. t3

0.0 18

I'erfluomlkyllrichlorsi lan (FOTS)

108

-

0. 12

-

I'crfl uomlky lsilan (PFTS)

108

19

0.12

0.024

1'01yfluorpolyely len (I'FI' E) Z-DOL

97

34

0.25

0.04

I'erfl uorpolyel hcr (PFPE) Z-1 5

52

91

0.2

0.09

l'olyd imclhylsiloxan (POM S)

105

37

0.2 .. 0.3

0.04 .. 0.06

75

25

0. 3 .. 004

0.03 .. 0.05

Si02

I'o lyrncthylrncthacry lat (I'MMA)

SAM-Beschichtungen, die gegenwärtig sehr intensiv erforscht werden, sind organische Trichlorsi lan (RSCI3) SAM-Monolagen, wie Octyltrich lorsilan (OTS) und Octadecyltrichlorsilan (C18H37S iCI3, OOTS). Die Adhäsionsenergie von S iliziumoxid beträgt 8 mJ/m2, und die Reibungszahl f = 1. 1 während OTS-beschichtetes Silizium eine Adhäsionsenergie von 0,012 mJ/m 2 und eine Reibungszahl f = 0,073 zeigt (Ashurst et al., 2001). Ein Nachtei l von OTS ist die sch lechte thermi sche Stabilität oberhalb von 225 oe. Eine gute thermi sche Stabilität und hydrophobisches Verhalten ohne Dissoziation bi s 450 °C weisen Pernuoralkyltrichlorosilan (CgFI7C2H4SiCI3 FOTS) sowie Oichlordimethysilan ((CH3hS iC I2 DOMS) auf. FOTS-beschichtete Gl eitpaarungen haben Reibungszahlen von f = 0,02 , OTS-besch ichtete Gleitpaarungen Werte von f == 0,073. DOMS hat zwar eine gute therm ische Stabilität, aber Oberflächeneigenschaften. wie Kontaktwinkel (103°). Adhäsionsenergie (0,045 mJ/m2) und eine hohe Re ibungszahl von f = 0,28 sind ungünst iger als bei OTS. Neuartige nanostruklllrierte Tribomaterialien, sog. " Chamäleon-Beschichtungen·' enthalten z. B. Nanopartikel aus Hartstoffen, wie diamantähnlichem Kohlenstoff OLC und MoSx Festschmierstoffe, die in einer Goldmatrix eingebettet sind. Diese Beschichtungen reagieren mit der Umgebung und bilden reibungsmindernde ,.1ubricious layers" im Tribokontakt. Derartige Beschichtungen werden bereits in Weltraumanwendungen eingesetzt (Voevodin and Zabinski, 2000). Polymerbeschichtungen, wie Polydimethylsiloxan (POM S), Polymethylmethacrylat (PMMA) und Perfluorpolyether (PFPE) werden als potentiell e Tribomaterialien rur MEMS untersucht. Bei spielsweise ist PFPE in Computer-Festplattenlaunl'erken ein gebräuchlicher reibungs- und versch leißmindernder Oberflächenfilm rur Magnetkopf/Speicherplatten-Systeme in Computern (vgJ. Kap. 12, Bild 12.2.4). Auch Hybridbeschichlungen, wi e PTFE + Si J N4, kommen in Betracht, da s ie eine gute Kombination von niedriger Reibung und hohem Verschleißwiderstand ermöglichen (Lu el a1.. 2000). Wichtige Einflussfaktoren rur das tribologische Verhaltens von Polymerbeschichtungen sind die chem ische Natur der Endgruppen. die die Haftung auf dem Substrat bestimmen und der

540

13 Mikrotechnik und die Tribologie von MEMS

Wassergehalt der Umgebungsatrnosphäre. Diese Einflüsse auf das Reibungsverhalten werden in Bild 13.6.3 rur eine Silziuml OO-Fläche ohne und mit Wämlebehandlung und fLir PFPE· Beschichtungen mit unpolaren und polaren Endgruppen dargestellt, ergänz! durch molekulare Mode liierungen (Bushan, 2004). Deutlich erkennbar ist, dass rur die Si-Reibpaarung die Reibungszahl ab etwa 50 % Feuchte unabhängig von der Si-Wärmebehandlung ist und das PFPE mit polaren chem isch-funktionellen Gruppen ein glinst igeres Reibungsverhaltcn bewirken. 0,15 - ; - - - - - - - - - - - - - ,

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Si (100), wärmebehandelt PFPE Z-15 , unpolare CF 3,Endgruppe

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Si (100)

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il

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PFPE Z-DOL,

o

polare OH-Endgruppe ,

o

20

40

60

Relatlve Feuchtigkeit in % ---..

Bild 13.6.3

60

\1.\ Lc \1.\, ''' ~ 1 Z-DOL

0%

" ' 0-J

Relative Feuchtigkeit

70 %

•

Einnuss der Fe uchte und chemisch-funktioneller SAM-Gruppen auf da~ Reibungsve rhalten

Di e bisherigen Darstellungen von Tribomaterialien filr MEMS betrachteten im Wesentlichen Werkstoffe lind Obcrnächenbcschichtungen, also " Strukturen" von MOEM$. Ebenso w ichtig rur das tribologische Verhalten ist natürlich auch das jeweilige " Beanspruchungskollekliv" mit den operativen Variablen von Normalkraft FA' (b=w. FlächenpresslIng p), Gleilgeschwindig ke it v, Temperatur T Beallspruclllmgsdauer s. (vgl. Bild 2.15) Die typischen Arbeitshereiche der operativen Variablen Flächenpressung p und Gleitgeschwindigkc it v von MEMS sind in Bild 13.5.3 dargeste llt. Wie auch in Kap. 18 ,.Hochtemperaturwerkstoffe" ausgeftihrt, beschreibt der pv-Wert, d . h. das Produkt aus der Lagerpressung p und der Gleitgeschwindigkeit v (G leitkomponente bei Wälzbewegungen), den Eintrag an mechanischer Beanspruchung in den Kontaktbereich, welche d ie Oberflächen einer G leitpaarung ertragen können und stellt eine tribologische Belastungsobergrenze dar. Durch Multiplizieren des pv-Wertes mit der Reibungszahl f erhält man den Tenn f · p . v, we lcher die im Reibkontakt di ssipiel1e Wämlestromdichte (Reibleistungsdichte) kennzeichnet, die im Trockenlaufvon einer Reibungspaarung aufgenommen werden kann .

13.7 Z uve rläss igkeit vo n MEMS Ergänzend zur Tribologie soll auch kurz die Frage der Zuverlässigkeit von MEMS betrachtet werden. Für MEMS-Bauteile ist die Zuverlässigkeit von besonderer Bedeutung, da sie meist in hoher Packungsdichte (z. B. Ch ips) sowohl mechan ische als auch elektronische Funktionen (z. B. als mechatronische Sensoren oder Aktoren) ertljllen müssen, häufig aus spröden Materialien (z. B. Sil izium, Keramik) bestehen und infolge der Min iaturisierung nicht den herkömmlichen Prüftechnik-Normen (z. B. bzgl. Probenabmessungcn) cntsprechen.

13.7 Zuverlässigkeit von MEMS

541

Die Zuverlässigke it tribologischer Systeme wurde bereits in Kap. 5.5 " Verschleiß und Zuverlässigkeit" behandelt, Die elementaren Aspekte sind hier nochmals mit Blick auf die Zuverlässigke it von MEMS zusammengestellt. Zuverlässigke it (rel iability) ist in der Technik als Wahrscheinlichkeit definiert, dass ein Bautei l oder e in technisches System se ine bestimmungsgemäße Funktion fUr eine bestimmte Gebrauchsdauer unter gegebenen Funktions- und Beanspruchungsbedingungen ausfallfrei, d. h. ohne Versagen erfijllt. Wenn die verschleißbedingte AusfalIrale 1..(1) als Funktion der Betriebsdauer eines tribologischen Systems aufgetragen wird, so result iert häufig eine Darste llung, die als .. Badewannenkurve·· bekannt ist, siehe Bild 13.7. 1.

11

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III

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Frühausfälle

Normalausfälle

Spät-

ausfälle

Betriebszeit Bild 13.7.1 Ausfallnlle in Abhangigkeit von der Betriebszeit

In dieser Darstellung können drei Bereiche unterschieden werden: I.

Degressive Ausfallrate

11.

Konstante Ausfallrate

lll. Progressive Ausfallrate Das Regime (I.) beschreibt das Gebiet der .. Frühausfalle··. Dieses Gebiet mit abnehmender Versagensrale kann zum Beispiel bei tribologischen Systemen durch ein erfolgreiches Einlaufverhallen beeinflusst werden . Das Gebiet (lI.) mit konstanter Versagensrate ist der Bereich der üblichen Betriebsbed ingungen. Ein Versagen trill hier im Allgeme inen als eine Konsequenz statistisch voneinander unabhängiger Faktoren auf, Das Regi me (111.) mit zeitlich zunehmender Verschleißrate kann aus der Schadensakkumulation wirkender Verschle ißmechanismen resultieren. Daher ist dieser Bereich besonders charakteristisch tljr das versch le ißbedingte Versagen tribotechllischer Systeme. Das Zuverläss igke its verhalten von MEMS hängt - wie be i allen tribotechnischer Systemen hauptsäch lich von der Konstellation wirkender Verschleißmechanismen ab und kann durch eine Variation von Einflussgräßen aus den bekannten Parametergruppen beeinflusst werden •

Beanspruchullgskollektiv z. B. Belastung, Geschwindi gkeit, Temperatur

•

Systemstruktur z. B. Materialpaarung und Materialeigenschaften sowie SchmierstofT und SchmierSlOfTeigenschaften .

542

13 Mikrotechnik und die Tribologie von MEMS

Schwerpunkt bereiche fiir die Zuverlässigkeitsbeurte ilung von MEMS s ind sowohl werkstofftechn ische und prüftechnische al s auch produkt- und anwendungsbezogene Aspekte, d ie in dem Buch " Reliability of MEMS" (Tabata and Tsuchiya, 2008) wie folgt dargestellt sind: •

Werkstofftechnische und prüftechnische Themen (Prüfproben und Baugruppen) Mechanische Eigenschaften von MEMS-Werkstoffen und ihre Normung Einachsige Zugprüfung von MEMS-Materialien Elastoplasti sche Kontaktmechanik unbeschichteter/beschichteter MEMS-Werkstoffe Dünnsch ichtcharakteri sierung von MEMS-Bauteilen M EMS- Baugruppenprüfung (On-Chip-Test ing)

•

Produkt- und anwendungsbezogene Themen (Module und Systeme) Zuverlässigkeit von MEMS-Drucksensoren MEMS-Besch leunigungssensoren hoher Präzision und hoher Zuverlässigkeit Induktive und kapazit ive MEMS-Gyrosensoren Zuverlässigkeit von optoelektronischen MEMS-Spiege l-Aktorsystemen (MOEMS)

Bei der Beurteilung der Zuverläss igke it von MEMS werden drei Kategorien von Zuverläss igke itsprüfungen untersch ieden: a. Specimen-Ievel (Prüfproben),

b. Device- Icvel (Baugruppen), c. Product-Ievel (Modul e und Systeme). Bild 13.7.2 illustriert die Kategorien der Zuverlässigkeitsprüfungen am Beisp iel eines MEMSBeschl eunigungssensors rur die Sicherheitstechnik (z. B. Sicherheitsgurte, Airbags) im Automobil. Die Übersicht kennzeichnet in exemplari scher Form e ine" MEMS-Prüfkelle .. (vgl. Bild 8.1.2) - von Material- und Baute il-PTÜfproben über d ie Baugruppen-Prüfung bis hin zur Zuverlässigkeitsbeurteilung kompletter Systeme. (a)

Ptüfproben

Bild 13.7.2

•

(b) Baugruppen

----=q-,;tr Co, Ni (Ti. W. Mo)

___

Ni) (Ti, AI )

- Hauptbestandteile schematische Darstellung

Bild 15. 1.6

schematische Darstellung

GclUgcaulbau von eincm konventioncllcn WC-basicrtcn Hartmctall und von eincm Ccrmct (Gcrschwi1cr. 1998)

Charakteristi sche Schichtsysteme sind TiC, TiN, Ti(C,N), (Ti,AI)N, AION und A1203, die als Einlagenschichten, me ist jedoch als Mehrlagenschichten mit te il s wechselnder Re ihenfolge, abgeschieden werden, siehe Bild 15.1.7. TiC bietet aufgrund se iner hohen Häne e inen im Verg lich zu TiN wirkungsvolleren Schutz gegen Fre if1ächenverschleiß, Titannitrid besitzt dagegen e ine höhere thennodynarnische Stabilität , es ist diffusionsträger und neigt weniger zum Verkleben mit dem Stahlwerkstoff als TiC. Der Widerstand gegen Kolk verschl eiß von TiN ist daher höher als die von Titancarbid. Al20 r Sch ichten ze ichnen sich durch einen hohen Widerstand gegen Abrasions-, Diffusions- und Tribooxidationsverschleiß aus. Wegen ihrer hohen Härte und Sprödigkeit werden Al 20 3-Schichten in der Regel in Kombination mit anderen Schichtrnaterialien als Multilayerschichten ausgeflihrt. Zu den neueren Schichtsystemen gehören die CVD-Diamantschichten und die Feststoffschm ierschichten . Unter letzteren sind Schichtwerkstoffe wie amorphe Metall-Kohlenstoffe (et.-Me-C: H) zu verstehen , die s ich durch einen geringen Re ibungskoeffizienten im Kontakt mit dem zu zerspanenden Werkstoff auszeichnen. Zunehmend werden auch weiche Schichtwerkstoffe genutzt, die auf einer konventionellen Hanstoffschicht aufgebracht , zum indest in der " Einlaufphase" des Werkzeuges, Reibung und Verschleiß mindern, Beispiele hierflir sind MoSr oder WCIC-Schichten. Schichten sind aus extrem dünnen WC- und re inen Graphit-Einzellagen lamellar aufgebaut. Zunehmende Bedeutung haben diese Schichten vor allem im Zusammenhang mit der Trockenbearbeitung von Stahl und Leichtmetallen gewonnen.

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15.1 Zerspanwerkzeuge

TiN

hj ~~ ~2

AION

~I) m~

PVD

CVD L _______________

AION TiN

---____

573

~~gVD

L ___-C________ __CVD Schichtdicke

TiN AION TiN

CVD·Beschichlung AIP3 1 TiC Schichtdicke 10IJm

AJON Übergangsschichten Substrat

D

o

1 19 4 16 6/4 Einzelschichidicken AlP3' TiC in IJm

Bild 15. 1.7

Feinlamellare Mehrlagenschichlen erhöhen den Verschleißwiderstand und die Z:ihigkcil (König. 1997)

Diamantschichten eignen sich vor allem fUr die Beschichtung von Werkzeugen mit komplexer Geometrie, wie Bohrer und Schaftfräser, zur Bearbeitung von Alu miniumleg ierungen, Buntmetallen, KunslslOfTen, Hartmelall- und Keram ikgrünlingen. Keramische Schneidstoffe zeichnen sich durch hohe Härte und Verschleißwiderstand aus. Sie ermög lichen die Anwendung hoher Schnittgeschwindigkeiten und die Realisierung großer Ze itspanvolumen. Ihre vergleichsweise geringe Zähigkeit und das fur Keramiken typ ische Sprödbruchverhalten s ind nach wie vor Hauptursache dafür, dass sie bislang nicht in dem Maße wie die Hartmetalle Eingang in di e Zerspantechnik gefunden haben. Die DiamanlschneidstofTe können in mono- oder polykristalliner Form vorliegen. Wegen der hohen Affinität des Eisens zum Kohlenstoff ist die Zerspanung von Eisen- und Stahlwerkstoffen dam it nicht möglich. Eine wichtige Eigenscha ft monokristalliner Diamanten ist ihre Anisotropie (Richtungsabhängigkeit) der mechan ischen Kennwerte. Sie müssen daher im Werkzeughalter immer so orientiel1 werden, dass die Zerspankraft in die Richtung eines Härtemaximums weist. Bei polykristallinen Materialien g leicht s ich durch die völlig rege llose Verteilung der einzel nen Kri stallite die Richtungsabhängigkeit aus. Polykristalline Diamanten weisen dam it nicht die Härteanisotropie und Spaltbarkeit monokristalliner Diamanten auf, erreichen jedoch auch nicht deren Härtewerte in dessen härtester Richtung. Die Härte der polykristallinen Diamanten wird zudem noch durch die Bindephase beeinflusst.

15 Tribologie von Werkzeugen

574

Bomitrid tritt in Analogie zum Diamant in einer weichen hexagonalen Modifikation, die im g leichen Giucrtyp wie Graphit kristall isiert und in einer harten kubischen Modifikation auf, mit einer dem Diamantgitter identischen Struktur. Das natürlich vorkommende hexagonale BN ist weich und als Schneidstoff nicht geeignet. Erst nach einer Transfomlation des hexagonalen in das ku b isch-kristall ine Gitter mit Hilfe eines Hochdruck-Hochternperatur-Prozesses weist das Bornitrid die Eigenschaften auf, die es als Schneidstoff auszeichnet. Nach Diamant ist das kubische Bomitrid (CBN) das zweithärteste bekannte Material. Da es aus 80r- und Sticksioffatomcn besteht besitzt es nicht die g le iche Symmetrie der Bindungskrä fte und damit nicht die gleiche Härte des Diamanten. Im Hinbl ick a uf seine chemische Beständigkeit, insbesondere gegenüber Oxidation, ist das e BN dem Diamanten jedoch deutl ich überlegen. Es ist bei atmosphäri schem Druck bis rd . 2000 oe stab il , wogegen die Graphitisierung des Diamanten schon bei etwa 900 oe einsetzt. Werkze uge auf der Basis von kubischem Bornitrid haben ihr Hauptanwendungsfeld bei der spanenden Bearbe itung von gehärtetem Stahl mit einer Härte von HRe > 45 , von Schnellarbeitsstahl sow ie von hoch wannfesten Legierungen auf Nickelund Kobaltbasis, die sich mit Hartmetallwerkzeugen nicht oder nur sehr schwer bearbeiten lassen. Eine weitere Möglichkeit zur Vemlinderung des Verschleißes von Zerspanwerkzeugen bietet die Verwendung von Kühlschmierstoffen , besonders dann, wenn therm isch niedrig belastbare Schneidstoffe wie Sch nellarbeitsstähle eingesetzt werden. Aus Bild 15. 1.8 ist ersichtlich, dass beim Bohren mit HSS- Werkzeugen gegenüber der Trockenbearbeitung die Verwendung einer Emu lsion die A nwendung höherer Schnittgeschwindigkeiten lind größerer Vorschübe bei gleichzeit ig deutlich gesteigerten Standzeiten erlaubt. Neben der Kühlwirkung können KühlschmierstofTe, die Additive enthalten, Reaktionsschichten zw ischen dem Span und der tTibologisch beanspruchten Oberfläche bilden, wodurch Reibung und Verschleiß vennindel1 werden.

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Vorschub f

Bohrtiefe le

Trocken

0.1 mm

30mm

Bohremulsion

0.2mm

30mm

Trocken

0.2mm

45mm

Bohremulsion

0,4 mm

45mm

G-CuAI10NI

G-CuSn12Ni

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G",So12N;

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G-CuAll0Ni

5

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Bild 15. 1.8

Spiralbohrer d " 11 mm

30

40 50 60 80 100 mlrrun 300 Schnittgeschwindigkeit ve

EinOuss der Kühlung auf die Slandzcit beim Bohren von Kupfer1cgicrungcn (König. 1997)

15.2 Umformwerkzeuge

575

15.2 Umformwerkzeuge Beim Umformen wird die vorliegende Form eines Werkstückes unter Beibehaltung seiner Masse und seines SIOITzusammenhanges in e ine andere Form überfUhrt. Bild 15.2.1 gibt e ine Übersicht über die versch iedenartigen UmfomlVerfahren. Ähnlich wie bei Zerspanen laufen die Umfonn prozesse in Tribosystemen mit offenen Syslemstrukturen ab, bei denen das Umformwerkzeug den Grundkörper, der umgeformte Werkstoff den Gegenkörper bildet und in vielen Fällen ein Schm ierstoff als Zwischenstoff dient. Ein Beispiel fiir eine detai llierte Beschreibung eines beim Umfomlen herrschenden Tribosystems enthält Bild 15.2.2 (Westhe ide, 1986). Eine analoge Darste llung wurde von Nürnberger ( 1989) gegeben. Umformen

Ziehe n von DratH Tie fziehen Drucken von Hohlkorpern

WaI ,en von efech Geschwindewalzen

S!",.chen -"nklormen Einp'igen Smlllgpre ... n flid .pr...en

ßild 15.2. 1

Längen Streck,ie hen Hohlprägen

f.eie, Siege n Ge.enkbiege n

Wal .. ic hten Wal,pro filieren

K.~gen~ieh,n

Übcrsi cht üocr die Eintcilung dcr Umformvcrfahrcn

OronHl"~oIlelcliv Grund~örP.:!':r ·

Wer k Zl!Ug

-Gcomftr;f

-OberUöc/le

- Hörte - 6rU(hlÖhi9'< ~t

- Ooutrfestigktit -2filfutigkfit - utfüge - (i9l'fIS(I"JJJI~ ols I tAb~tmd

lJmformvorgo_l'lg~

- Krä fte . TelJl!)ffUlur

- Gesgsmedium : luft

4--1--1 - Reibungszohl

- Tempe.oturbesltiIldigkfil

- Fel.llhligk,it

-

Bild 15,2.2

Zu~ommfnsetzun9

Systcrnmmlytischc Bcsc hreibun g der tUr den Versc hlci ß lI'ichtigen Einllussg rößcn beim N apt~Rlick ll'ärts- F licßpresscn (\Vestheide. 1986)

15 Tribologie von Werkzeugen

576

Aus tribologischer Sicht ist neben dem Verschleiß des Umform werkzeuges die Reibung zwischen Werk zeug und Werkstück von großer Bedeutung. Bei ei nigen Umformverfahren wie z. B. beim Walzen muss die Reibungszahl einen Mindestwert überschreiten, damit durch " Traktion"' d ie Bewegung des Werkzeuges auf das WerksHick übertragen werden kann. Bei anderen Verfahren wie z. B. beim Drahtziehen ist die Reibung dagegen störend, weil s ie einen Großteil der ftiT den gesamten Umform vorgang benötigten Energie verbraucht, siehe Bild 15. 2.3. In diesen Fällen strebt man an, die Reibung möglichst in das Gebiet der Mischreibung oder der Flüssigkeitsreibung der Stribeckkurve zu verlegen (vgl. Bild 4.1.1).

t 1200

~.

I

kN

so=1 mm ~ 1000 I- Werkstoff : St14 04 e

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c

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80 0 60 0

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40 0

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E

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E

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Bild 15.2.3

200 0

o

V

200

/

F,

V

/

F" Fg .. =FIJ+F R

400

600 600 1000 1200 mm 1400 Stempeldurchmesser d o - -

Umfonnantei l FII und Reibungs:lnteil FR in Abh!ingigkeil \'on StcmpclduTehmesseT beim Tiefziehen (Docge. FelzeT. Kellenbcn z und Bergmann. 1(71)

In der Umform technik wird neben der Amonton-Coulombschen Reibungsrege l häufig eine von Siebel entwickelte Bez iehung benutzt: Coulomb-Amonton:

Reibungszah l

f=~=~

Siebei:

Reibungsfaktor

m =--

FN

"

T l11a .\

f: FR: FN :

Reibungszahl Reibungskraft Normalkraft

TR: A: p:

Reibungsschubspannung (TR "" FR/A) geometrische Kontaktfläche Druckspannung, Pressung (p = FN/A)

TI1l~x:

max. Schubspannung ("" Schubfließspannung)

P

15.2 Umformwerkzeuge

577

Wenn die beiden reibenden Oberflächen aneinander haften, findet d ie Scherung im Inneren des weicheren Par1ners, a lso des umzufornlenden Werkstückes, stall; Die Reibungsschubspannung erreicht mit der Schubfließspannung des weicheren Werkstoffes ihren Maximalwer1. Mit we itcr steigender Druckspannung würde die Reibungszah l f abnehmen. da die Schubfließspannung konstant bleibt. Dieses phys ikalisch nicht sinnvolle Verhalten wird durch die Reibungsregel von Siebel umgangen . Der Reibungsfaktor kann Wer1e zwischen m = 0 (keine Reibung) und m = I (max imale Reibung) annehmen. Mit wachsendem Verhältnis von pltmIantlert 1018 W/(m 2 150 keV

.

60min gos· 40 h gos- 4 h rjtrocorbu - ru t rier t woodlert VSabpollert riert VS abpotlert os" 190 ~m O~,9()-9S~m

--

(teilweise UmfangsrIsse I

r-

--

F=

-

8 6

4

1

o

Bild 15.2.9

PVobeschichtet Sllffi TiN

--Sluckzahl n = 10000

(UmfCll""9s , risse I

n

--

=

Vergleich verschiedener ßcschichlUngcn beim Napf-Rlickwäns.Fließprcssen (Wcslheide. 1986)

15.2 Umfoml\wrkzeuge

583

Tab. 15.2.3 Vergleich \crschicdcncr Beschicht ungen beim Stauchen \on Stahl2m...lnCr5

(W!.'S theidc. 1986)

o

+

+

o

o

:e+

+

o

o

t

+

0

Die Untersch iede in der Verschleißbewenungs folge der Beschichtungen bei den beiden Umfonnvcrfahren beruhen auf den untcrschiedlichen Beanspruchungsbcdingungen. Beim Stauchcn ist die Belastung deutlich geringer als beim Napf-R[1ckwänsn icßpressen. Dadurch wirken sich fe n igungsbedingte Abweichungen in der Qualität der Stauchbahncn stark auf den Vcrschleiß aus. Beim Wannumfomlen hängt der Verschleiß unter anderem stark von der Ar-

15 Tribologie von Werkzeugen

584

be itstemperatur ab, siehe Bild 15.2. 10. Die Kennze ichnung des Warmversch leißwiderstand durch die Wamlhärte oder Zugfestigkeit hat rUf die Prax is große Bedeutung, wei l die an sich

notwendigen systemabhängigen Verschleißprlifungen nur selten dUTchgefiihrt werden (Verderber, 1987).

Gesenkwerl<sl off, X32 Cr ~V 3 3

Bi ld 15.2. 10 Zusammenhang zw isc hen Gesamtversc hleiß. Zugfestigke it und Arbcilstcmpcratur t Voss. \Vetter und NcUhöfd.I967)

Bild 15.2. 11 zeigt den Einfluss der Legicrungseiclllcnte von Wannarbeitsstäh len au fden Verschieißwiderstand. D ie Legierungselemente bilden mit KohlcnSlOffSondercarbide. Die Ergeb-

nisse wurden unter Betriebsbed ingungen mit Hilfe des so genannten Stiftverfahrens gewonnen, be i dem Sti fte aus den zu untersuchenden WerkzeugwerkstofTen in ein Trägergesenk eingesetzt wurden. Die größte Wirkung auf den Verschleißw iderstand geht be i erhöhten Temperaturen von Vanadin aus, das mit KohlenstofT Vanadi ncarbid mit hohem Verschleißwiderstand bi ldet ( Hab ig, Challcrjee-Fischer u. Hoffmann, 1978)

r

]50 ilIll

} 25 0 20 0

•

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."!.~~ - ~~

150

...... ~

-B 100 ~ ~

~

I

SO -

o o

6es e nkdauerte~n:lt l.l";

255' e

Zugfestigkeit: 1600 N/mm l

15

]0

45

60

•

~

I

75

90

105 120

Bi ld 15.2. 11 Einfluss des Legierungsgehaltes von Warrnarbcits· sHih1cn auf ihren Ver· schlcißwiderstand (Voss. Weller und Nell höfcl. 1967)

15.2 Umform werkzeuge

585

Der Verschleiß wird ähnlich wie die Reibung (siehe Bild 15.2.5) entscheidend von der Paarung WerkzeugwerkstofTIumzuformender WerkslofTbeslimmt. In Bild 15.2.1 2 sind d ie Ergebnisse von Verschleißunlcrsuchungcn wiedcrgcgeben, die mit Hilfe des Warmdrchversuches flir unterschied liche Paarungen gewonnen wurden. Bei der Umformung der Aluminiumlegierung mit der üblichen Arbeilstemperatur von 450 bis 550 cC treten wegen der relativ hohen Warmfest igke iten der untersuchten WerkzeugwerkstofTe keine nennenswerten Unterschiede im Verschle iß auf. Bei Temperaturen von über 600 cc , d ie fur das UmfOnllen von Kupferlegierungen angewendet werden, ste igt der Verschleiß der martensitischcn Stäh lc wegen des Steilabfalls der Festigkeit in diesem Temperaturbereich stark an, während er für den austenitischen Werkzeugstahl X6NiCrTi2615 (NT. 1.2779) wesentlich flacher verläuft. Auch rur die Warmumformung werden verschiedenart ige Beschichtungen cingesetzt. Für Gescnkc soll sich besonders das Borieren bewähren (Joost, 1980).

=

PreOstoMl' : AlHgSiQS/2D' /Zr]" • Hs 58 11

I

.

ßild 15.2.12 Werkzeug verschleiß bei unterschiedlichen Paarungen von Werkzcug II'crk stolTlurn zufurlll(:nder Werkstoff (Ki efer und Sch indler. 1983)

1m Bereich der Drahtumformung haben sich Richtrollen. bestehend aus Führungsringen aus MgO- oder Y20J-stabilisiertem Zr02 bewährt (Wagemann, 2001) Für das Heißlaminiercn von Draht finden Führungsringe aus S iJN 4-TiN Verwendung. Mit dieser Lösung vermindert man die Probleme mit der " Klebneigung" zwischen Werkzeug und Draht (z. B. Kupferlegierungen) und erzielt eine mehrfach höhere Standzeit ohne Einlaufspuren an den Führungsfl anken. Auch beim Tiefziehen und bei der Massivumformung setzt sich mehr und mehr keramikorientierte Lösungen durch. Allerd ings sind die Ziehringe oder Fließpresswerkzeuge außen durch Stahl " ann iert" bzw. darin e ingepresst.

586

16 Vakuumtribologie Vakuumbedingungen stellen an die Tribologie besondere An rorderungen. Nonnalerweise haben unter atmosphärischen Bedingungen die Wirk flächen tribologisch beanspruchter Bauteile bei der Festkörperreibung im "Trockcnlauf' die Möglichkeit, durch chemische Reaktionen mit dem gasförmigen Umgebungsmediu1l1 reibungs- und verschleißmindernde Deckschichten zu bilden. Dies iSl im Vakuum jedoch nicht möglich, so dass - wie in Kapitel 4.3.1 rur die Reibung und in Kapitel 5.3.3 rur den Versch leiß dargestellt - Adhäsionsmcchanismen in den Kontaktgrenztl ächen zu Funktionsstörungen und zum Versagen tribotechn ischer Systeme fuhren können.

Die Entwicklung der Vakuurntribologie wurde gefordert durch die Intensivierung der Wehraumtechnologien ab den 1960er Jahren. Die Grundlagenforschung der NASA zur Entwicklung wehraumtauglicher Bewegungssysteme hatte beispielsweise gezeigt, dass fiir bewährte Wälzlagerstähle, die in Luftatmosphäre zeitstabile Gleitreibungszahl f :::: 0.5 im Vakuum innerhalb weniger Minuten auf einen zehn fach höheren Wert steigt, verursacht durch eine triboinduzierte Stahl-Deckschicht-Umwandlung Fe203 ~ FeO (Buckley, 1971). Da "terrestrische Tribomaterialien" fUr die Vakuumbedingungen des Weltraums offensichtlich nicht geeignet sind, wurden neue Werkstoffe, Prüftechniken und Technologien entwickelt, die dann allgemein fUr die Vakuumtribologie verwendet werden können. Dieses Kapitel gibt einleitend eine kurze Übersicht über Tribosysteme, die unter Vakuumbedingungen arbeiten. Es werden dann tribologische Problem lösungen, die Vakuumtribometrie und geeignete Werkstoffe fLir die Erfordernisse der Vakuumtechnik dargestellt.

16. 1 Tribosysteme in Vakuumumgebung Vakuumanlagen sind rur viele Bereiche der wissenschaftlichen Forschung unabdingbar, aber auch in der industriellen Fertigung gewinnen sie z. B. bei Beschichtungsverfahren an Bedeutung. Darüber hinaus wird in Bereichen, in denen besondere Reinheitsanforderungen gelten, zunehmend auf Vakuumsysteme zurückgegriffen. In derartigen Anlagen treten die verschiedensten Reibsysteme auf. Augenfällige Beispiele sind Wälz- oder Gleitlager rur bewegliche Bauteile. Weniger geläufig sind z. B. Ausgleichselemente fiir mechanische Spannungen und thennische Bewegungen. $0 sHitzen sich die Gehäuse der supraleitenden Magnetspu len der im Bau befindlichen Kemfusionsanlage WENDE LSTE IN 7-X auf in Bild 16. 1 gezeigten Gleitelementen (Narrow Support Elements) ab, die eine Bewegung von mehreren mm erlauben (Gasparotto el a1., 2005). Diese Bewegungen treten beim EinfUhren der supraleitenden Magnete und Hochfahren des Magnetfelds auf (siehe auch Kapitel 17.1). Ein weiterer Bereich sind die Vakuumpumpen, deren Lager und Dichtungen ebenfalls valalUmtauglich sein müssen. Bei Turbomolekularpumpen beispielsweise liegen die Drehzahlen zwischen 10.000 und 100.000 min- I. Um d iese Drehzahlen im Dauerbetrieb zu ermöglichen, werden Präzisions-Kugellager, teilweise auch Magnetlager eingesetzt. Die häufig gestellte explizite Forderung nach ölfreiem Vakuum lässt sich nur durch Einsatz von Spezialschmierstoffen, trocken reibenden oder berührungslosen Systemen erfLillen.

16.2 Bedingungen und Erfordernisse der Vakuumumgebung

NPe casing

587

Bild 16.1 Berührungsstdlcn (Narro\\' Supports) zwischen zwei Gehllusen von supralcitcndcn Magnetspulen (NPC casing) im Fusionscxperimcnt WENDELSTEIN 7-X

Vakuumtauglichkeit ist eine der Hauptanforderungen bei tribologischen Anwendungen in der Raumfahrt. [n Satelliten finden sich eine Vielzah l von Tribosystemen in Antrieben, Stell- lind Position iersystemen, Gelenken, Ausklappmechanismen, Release- und Docking-Systemen. In dem am 14.05.2009 gestarteten Infrarotsatelliten HERSCH EL müssen diese Systeme nicht nur im Vakuum, sondern auch bei der extrem tiefen Temperatur von 1,7 K funktionieren , so dass dieser auch ein Anwendungsbeispiel Hir die in Kap. 17 behandelte T ieflemperaturtribologie ist. Sehr hohe Anforderungen werden an die Lager in Gyroskopen und Positionierungssystemen von Rau msonden gestellt . Gyroskope beispielsweise arbeiten bei 6 .000 min- I, müssen während ihrer gesamten Einsatzdauer zuverlässig fun ktionieren und können in der Regel nicht gcwartet werden. Bed ingt durch die Weltraum umgebung ist die Auslegung der Lager rur den Einsatz im Ultrahochvakuum, verbunden mit teilweise extremen Temperaturschwankungen, ge fordert (Sanders, Cutler, Miller, Zabinski, 2000). Die Untersuchung tribologischer Systeme in Vakuumumgcbung wird auch als Hi lfsmittel benutzt, um grundsätzliche Informationen über technisch relevante Reibsysteme an Lu ft zu bekommen. So wurde z. B. von Min et al. (2005) Minimalmengenschmierung be im Fräsen im Hochvakuum untersucht, um mittels Massenspektrometer Veränderungen des Kühlschmiermittels während des Schneidprozesses festste llen zu können. Ein weiteres Beispiel ist die Untersuchung von neuartigen Schmierstoffen . Von de Barros Buchet et al. (2006) wurde der Effekt von MoDTC- und ZDDP-haltigen Schmierölen auf DLC-Beschichtungen in einem UH VTribometer untersucht. Hierbei konnte gezeigt werden, dass sich MoS2-Monolagen bilden, die sich auf den verwendcten Stahl-Gegcnkörper übertragen und so niedrige Reibungszah len bcwirken. Von Sun und Li (2008) wurde das tribologische Verhalten von Ni-Ti-NaonokompositBeschichtungen gegen Si)N4- Kugeln im Hochvakuum untersucht. Wang et al. (2008) konnten bei Messungen in einem UHV-Tribometer zcigen, dass das sp2-sp3-Verhältn is von DLCSchichten durch Bestrahlung mit energiereichen Teilchen verändert wird, was zu Veränderungen des Reibverhaltens Hihrte .

16.2 Bedingungen und Erfordernisse der Vakuumumgebung In der Vakuumtechnik wcrden dic in Tabelle 16.1 aufgefiihrten Druckbcreiche unterschieden, deren Eintei lung im Wesent lichen durch die einzusetzende Technik (Pumpen, Dichtunge n, Werkstoffe, usw.) gegeben ist (Einzelheiten siehe z. B. Jausten, 2006).

588

16 Vakuurntribologie

Tab. 16. 1

Druckbcrcichc der Vakuumtechnik

Grohvakuum

1000 bi s 1 mhar 1 bis 10.3 mbar

Fein vakuum

10- 3 bis 10- 7 mbar < 10-7 mhar

Hochvakuum

Uhrahochvakuum

Der verminderte Druck macht öl- oder fettgeschmierte Lager anfallig flir Schäden durch Trockcnlauf. Solche Schäden treten dann auf, wenn der Schm iersto f f verdampft, aus dem Lager heraus fließt oder sich themlisch zersetzt (Sanders, Cut ler, Miller, Zabinski , 2000). Besonders das Verdampfen des Schmiermittels stellt auch ein Hindernis rUr die Erzeugung von Ultrahochvakuum dar, da das entstehende Gasvolumcn zu einer Druckstcigerung fUhrt und ebenfa lls aus dem zu evakuierenden Volumen abgeftihrt werden muss. Im ungünst igsten Fall kann verdampfender Schmierstoff die Erzeugung von Ultrahoch vak uunl unmöglich machen. Darüber hinaus stellt der s ich verflücht igende Schmierstoff eine häufig nicht tolerierbare Verunreinigung dar, z . B. bei Elektronenmikroskopen, Reinräumen, etc .. Die Forderung nach niedriger Ausgasung belrirn auch al1e in Vakuumkammem ve rwendeten Werkstoffe (siehe Kap. 16.4). Im Vakuum fehlt die Kühlung durch Umgebungsmedium. was insbesondere rur Werkstoffe mit geringer Wämleleitung vo n Bedeutung ist. Die hierdurch bed ingte höhere Temperatur vo n Reibsystemen schränkt z. B. den Einsatz von Polymeren im Vakuum ein, da bei diesen eine geringe Wänneleitfähigkeit und niedrige thermische Belastbarkeit zusammenkommen. Unter atmosphärischen Bedingungen sind die Oberflächen vieler Metalle durch Ox idschichten gegen Verschleiß und Korrosion geschlitzt. Bekannte Beispiele sind Pass ivsc hi chten aus e rO auf nichtrostenden Stählen und A120) auf Aluminium. In Inertgasen oder in Vakuumumgebung fehlt der Sauerstoffund d iese Schutzschichten werden. wenn sie z. B. durch tribologische Beanspruchung zerstört worden sind, nicht w ieder erneuert. Di es fuhrt im A llgeme inen zu einer erheblichen Erhöhung der Re ibung, wie in Bild 16.2 zu erkennen ist. Dargestellt sind die Reibungszahl en rur Metalle mit und ohne Oxidschicht (Miyoshi, 1999). 1.4 r-

t

1.2

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"•~

1.0

I-

0 D

0.8

C-

0.6

r-

-• m

"

0" 0 2, OV Ni O F

COCP e Ti D

(b) 0.4 0

o SputterreiniQunQ D Anlieferungszustand

Zr O 0

o C,

ow

.

N l ~ Fe Cr D

V-i Co 50

( 100

o Re

" ~ Rh

Rh '1p W

150

200

Schubmodul in GPa _

Bild 16.2

Reibungsl..ah\ als Funk tion des Schubmoduls rur Metalle in Kontakt mil polykristallinem Magnesium-Zink · Ferrit in UHV-Umgebung

589

16.2 Bedingungen und Erfordernisse der Vakuumumgebung

Grund rur die sehr hohen Reibungszahlen metallischer Kontakte im Vakuum sind die zu " Reibverschweißen" (scujji/Jng, scoring) fUhrenden Adhäsionsbindungen zwischen ..nackten" Materialoberflächen (Takano, 1999 und Miyoshi, 1999). Zwischen zwei gleichartigen, metallischen Körpern ist der Reibungskoeffizient deshalb auch deutlich höher als zwischen einem metallischen Körper und einer nichtmetallischen, anorganischen Oberfläche (Miyoshi, 1999). In Bild 16.3 sind einige Beispiele für Reibungszahlen von Paarungen gleicher Materialien aufgefLihrt. Bei Vergleichsuntersuchungen zwischen Umgebungsdruck und Vakuum wurde zudem festgestellt, dass der Reibungskoeffizient im Vakuum mit steigender Beanspruchungsdauer zunimmt, bei Umgebungsdruck hingegen abnimmt.

3.0

i•

E

2.5 2.0

N

1.5

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1.0

•0>c

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T r--

1/

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7

Ti 60. Zr 40 Ta 12 Mo 5.1 Pt 5.1

W W Mn-Zn TilBN diamond I, ferrile coal ing Rh FelSN W Mn-Zn hell. diamond Si N4 SN 3 hell. W Sie Fel

r,

~Sie

0.5

o Bi ld 16.3

.IJ

MetalifMetallKontakt

'01

'" '~.

~

'T

MetalifNichtmetallKontakt

Oiamondl d iamood Mn-Zn ferrito

'c'

BN

tlLf1l

, r'ci"N

Nichtmetall/NichtmetallKontakt

Reibung szahlen von Feslkörperkornaklen gleicher Materialien im UHV

Auch die an Luft auf vielen Materialien vorhandenen adsorbierten Oberfiächenschichten fehlen im Vakuum bzw. werden nicht erneuert. Bild 16.4 zeigt den Einfluss von wenigen Molekül1agen Butanol auf die Haftreibungszahl einer Cu-Oberfläche (Me FAdden, Gellman, 1998). Man erkennt, dass sich diese im Bereich zwischen einer und zehn Monolagen um eine Größenordnung ändert. Ähnliches Verhalten konnte z. B. fur Ethanol gemessen werden (Gellman und Ko, 2001). Für H20-Schichten auf hydrophoben und hydrophilen Si-Oberflächen wurde von Scherge, Li und Schaefer (1999) eine Veränderung der Gleitreibungszahl und des StickSlip- Verhaltens im Bereich von einigen Monolagen nachgewiesen. Der Ein flu ss der Oberflächenschichten lässt sich nicht ausschließlich auf die Schmierwirkung reduzieren. So können oberflächenaktive Filme eine Festigkeitssteigerung, Festigkeitsminderung (Reh binder-Effekt) oder Oberflächenhärtung bewirken (Buckl ey. 1971, zum Gahr, 1987). Auch die Eigenschaften von Festschmierstoffen verändern sich im Vakuum, da diese z. B. von der Luftfeuchte abhängen. In Kapitel 16.4 wird darauf näher eingegangen. Die Weltraumumgebung ist durch eine Kombination von Extrembedingungen gekennzeichnet. So liegt der Druck außerhalb von Sate lliten unter 10- 10 mbar, also deutlich UHV-Bereich. Die Temperatur liegt je nach Sonneneinstrahlung typischerweise zwischen -120 und 150 oe. Das Restgas im Weltraum enthält hochreaktiven atomaren Sauerstoff, was insbesondere bei flü ssigen Schmierstoffen besondere Maßnahmen gegen Degradati on erfordert (Suzuki , Sh inka, Masuko, 2007).

590

16 Vakuurntribologie

Haftreibung zwischen Cu-Oberflächen in Abhängigke it von der Belegung mit Butanol

"

allgemeiner Zusammenhang zwischen Haftreibung und Adsorbatschichtd icke _

Sticlr.-slip_

"'~ ,

_

Gleiten _

Molekule _ _ _

MoIokule

••

r

r, • ~

'0f'r saubere Oberl\äche

~

•m~

, • ;;• I• 0

~

•

,

1

~.

0,01

0, 1 Butanolbelegung (ML)

Bild 16.4

10

' 0 für AdSOfbatsc:hicht

10

0,1 Adsorbalbelegung (Ml )

Einnuss vo n Adsorbatschich tcn auf den Halircibungskocmzicntcn

16.3 Apparaturen für tribologische Untersuchun gen im Vakuum Frühe Untersuchungen von Tribosyslcrnen im Vakuum wurden bereits zu Beginn der 1960er Jahre fiir die Raumfahrttechnik angestrengt. Hieflir wurden UHV-Apparaturen benutzt, um das Hochtemperatur-Reibverhalten und das Verschweißen von Obernächen zu ermitteln (Kcllogg und Giles, 1962). Ullgefahr zur selbell Zeit wurden die für die Weltraumtechnik relevanten Schmierungsprobleme in Yakuumurngebung in einer Arbeit von Johnson und Anderson ( 1963) zusammengeste llt. Da tribologische Probleme nach wie vor bei Weltraum proj ekten auftreten, wurde ein Experiment (TribolAB) für das Columbus-Labor der ESA an der Internat ionalen Raum station ISS entwickelt, dessen Aufgabe es ist. Pin-on-Disk- und Kugellager-Tests direkt unter Weltraum bedingungen durchzuführen (Onate et.a!. 2003). E in zweites Tribometer rur die ISS wurde von der Univerity of Florida entwickelt (Yan Rensselar, 2009).

Allgemein sind rur Messu ngen unter Vakuumbedingungen Versuchskammern notwendig, die entsprechend dem zu erreichenden Ellddruck gegen die Atmosphäre abgedichtet und mit Pumpsystemen ausgerüstet sind. Die hierfür einzusetzende Techn ologie ist in Standardwerken der Vakuumtechnik wie z. B. Jousten (2006) beschrieben. Beispiele für Vakuumtribometer sind in den Bi ldern 16.5 bi s 16. 8 dargestellt und z. B. in Theiler und Gradt (2008) beschrieben. 8ild 16.5 zeigt den Gesamtaufbau eines UHV-TribomeIers, in dem tribologische Untersuchungen von der Oberfiächenreinigung durch Ar-Sputtern über die Reibbeanspruchung bi s hin zur Oberfiächenanalyse mittels Elektronenstreuung und RasIerkraftmikroskop möglich sind, ohne dass die Probe die Vakuumumgebung verlassen muss.

16. 3 Apparaturen rur tribologische Untersuchungen im Vakuum

Bild 16.5

59 1

Apparatur für tribologischc Untersuchungen im UltrahoclwakUlll11 (BAM Bundesanstalt Hir Materiatforsehung und -pr(ifung. Bertin)

Das eigentli che Tribomcter ist fur reversierende Glcitrcibung ausgelegt und auf einem UHV· Flansch aufgebaut (Bild 16.6). Der vordere Te il ragt in die Vakuum kammer. Zu erkennen ist eine auf zwei horizontale Stangen montierte Plattform, die die bewegliche Probe trägt. Die feststehende Probe sitzt am vorderen Ende der darüberliegenden Stange. Oberhal b dieser Anordnung befindet s ich ein ManipulatoramI , der zum Probenwechsel benutzt wird. ßild 16.7 zeigt e ine Draufsic ht auf das eingebaute Tribometer.

Bild 16.6 UI IV· Tri bollletaeinsat z der Appar,!lur aus Bild 16.5

Bi ld 16.7 Foto des eingeh,luten UI IV - Tribumetcrs

16 Vakuumtribologie

592

Bild 16.8 zeigt die schematische Darstellung eines UHV-Tribometers, welches an der Ecole Centrale de Lyon betrieben wird (Martin et a1. , 1999). Ähnlich wie die BAM-Apparatur ist es mit einem Tribometer für reversierende Reibung ausgerüstet und verfiigt über diverse Instrumente zur Oberf1ächenpriiparation und -analyse wie Ionenstrahl-Ätzen, Rasterelektronenmikroskop (SEM), Auger-Elektronen-Spektrometer (AES), Röntgen-Fotoelektronen-S pektroskopie (X PS).

Bild 16.8

UHY-Anal ytik-Tribol11ctel"S der ECL ( Eeole Centrale de Lyon. Martin et a1.. 1999): (I) Tribomcter. (2) Spektrometer. (3 ) Elektroncnkanonc rur AES ami SEM. (4) Röntgenquclle tUr XPS. (5) lonell-Kanol1l::. (6) Gaseinlass yentil

Neben derart igen Apparaturen für makroskopische Reibsysteme werden diverse Aulbauten fiir die Mikrotribologie unter UHV-Bedingungen betrieben, die zumeist ebenfalls mit Geräten zur Oberfl ächenanalyse verbunden sind (Kitsunai, Hokkirigawa, 1995 und Miyoshi, 1999). Zur Prüfung von flüssigen Schmierstoffen im Vakuum existiert ein 4-Kugel-Apparat (Jones und Janson, 2000). Ebenfalls zur Ermittlung von Reibungszahlen und Lebensdauern von fltissigen Schmierstoffen und Fetten wurde ein Spiralbahn-Tribometer (Spiral Orbit Tribometer) entwickelt und die entsprechende Testmethode im ASTM-Standard F2661 festge legt.

16.4 Werkstoffe für Tribosysteme im Vakuum Eine der wichtigsten Anforderungen an die Werkstoffe tljr Hoch- und Ultrahochvakuumumgebung ist eine niedrige Ausgasungsrate. Dies betriffi sowohl die Struktur-, als auch die Funktionswerkstoffe. Die Ausgasung einiger Werkstoffe ist in Ta be lle 16.2 aufgeflihrt. Bemerkenswert ist. dass die Ausgasung in hohem Maße von der Ober flächen behandlung abhängt.

16.4 Werkstoffe fijr Tribosysteme im Vakuum

593

Hiera us kann man vermuten, dass auch tribologische Beanspruchung Einfluss auf die Ausgasung aus Werkstoffoberflächen hat. Bestätigt wurde dies z. B. durch Messungen von Rusanov et al. (2008) an amorphen Kohlenstoffschichten, aus denen während der Reibbeanspruchung hauptsäch lich 1-/2 und CI-/ 4 desorbieren. Tab. 16.2

Ausgasung \'crschicdcm:r \Vcrkslofl'c (Quelle: Oclikoll. Lc)'bold)

Werkstoff

Gasabgabe I Fläche in 10-9 mbar I 5. 1 cm· 2

Stah l, entzundel1

307

Stahl, Cr-plattiert

7, 1

Stahl, nichtrostend

90 ... 175

Stahl, nichtrostend, elektropoliert

4,3

Alumin ium

6,3

Gold

15,8

OFHC-Cu

18,8

OFHC-Cu, mech. polien

1,9

Messing

400

Titan

4.

Zink

220

11,3

16.4.1 Beschichtungen, Festschmiersloffe ßild 16.9 zeigt eine Übersicht über die Einsatzbereiche von Schmierstoffen in Abhängigkeit von der Temperatur und dem Umgebungsdruck. Man erkennt, dass die flüssigen Schmiersloffe nur einen relativ geringen Bereich abdecken. Daher sind Festschm ierSloffe fur viele dieser Anwendungen die Mittel der Wahl (Miyosh i, 1999).

Weiche Metalle wie Gold, Silber, Blei und Indium werden in Vakuum umgebung a ls Schmierstoffe eingesetzt und erreichen Gleitreibungszahlen zwischen 0, 1 und 0,2 (Roberts, 1990). Sie werden häufig bei Weltraumanwendungen z. B. zur Beschichtung von Lauffiächen von Kugellagem benutzt, wo sie sehr lange Lebensdauem erreichen. Bei Gleitbeanspruchung ist die Lebensdauer dieser WerkSlOffe jedoch deutlich geringer als die der im Folgenden besprochenen lamellaren Festschmierstoffe. Weiche Metalle haben auch eine Bedeutung als Schm ierstoffKomponente in verschleißfesten PVD-Hartstoffschichten, in die si e durch Co-Sputtem eingebunden werden (Endrino, Nainaparampil, Krzanowski, 2002 und Krzanowski et al. 2004). Mit lamellaren Festschmierstoffen wie MoS2 und WS2 lassen sich im Vakuum sehr niedrige Reibungszahlen von typischenveise 0,03, mit PVD-Schichten noch wesentlich niedrigere Werte erreichen (Donnet. el al. , 1996). Allerdings sind diese Materialien wegen deren Feuchteempfindlichkeit nicht rur den Einsatz an Luft geeignet, was deren Anwendungsbereieh erheblich einschränkt. Diese Empfindlichkeit gegenüber der Luftfeuchte hängt jedoch erheblich von der Orientierung der Basisebenen (siehe Kapitel 10 Schmierstoffe) ab.

594

16 Vakuurntribologie

Atmospheric pressure

102

Vacuum pressure, Pa 10-2 10-4 10-6

1

10-2

10- 10

",-4 10'" Vacuum pressure, torr




,,)

0,1 "

> 1 MPa

Bild 16. 13

7 MPa

Reibungszahl von MoS 2-h 0.0

RT Bild 17.7

LN2

n LH2

f-

LHe

Vcrschkiß von PTFE-Kompositcn in verschieden Umgcbungsrncdicn (Thcilcr CI a1.. 2005)

PTFE ist einer der am häufigsten in der Tieftemperaturtechnik verwendeten Kunststoffe. Es zäh lt zu den hochkristallinen Hochleistungspolymeren (Kristallinitätsgrad > 90 %) und wird allgemein wegen der ausgezeichneten Chemikal ienbeständi gkeit, Temperaturstabi lität von 269 °C bis +260 °C und des geringen Adhäsionsvermögens geschätzt (Brydson, 1972 und Tanaka, 1986). Letzteres bedingt eine niedrige Reibungszah l gegen metallische Werkstoffe, weshalb PTFE häufig als Festschmierstoff verwendet wird (siehe Kap. 10). Beachtet werden muss jedoch, dass die Wannformbeständigkeit nach ISO 75 HDT/A von PTFE nur bei 50 oe liegt und es unter Belastung zum Kaltfließen neigt, was dessen Verwendung als reines, unverstärktes Material erheblich einschränkt. FUr Temperaturen oberhal b 200 K lässt sich nach Burris (2008) U11d der dort z itierten Literatur ein allgemeiner Z usammenhang fiir die Temperaturabhängigkeit des Reibungskoeffizienten von PTFE angeben. Durch Normalisieren der Reibungszahl !l(T) auf ihren Raumtemperaturwert !l(T0) erhält man einen Reibungskoeffizienten !l "' , der von anderen Variablen wie Geschwindigke it und Last unabhängig ist: !l* = !l(T) ~1(To )

(I)

FUr die Beschreibung der Temperatur- und Geschwindigkeitsabhängigkeit von teilkristallinen Kunststoffen lässt sich folgende empirische Formel angegeben:

607

17.3 Werkstoffe fiir Tribosysteme bei tiefen Temperaturen

(2) Darin ist C eine Materialkonstante, V die Geschwindigkeit, nein Gleitgeschwindigkeitsexponent, Ea die Aktivierungsenergie. To die Bezugstemperatur in Kund R d ie a llgemeine Gaskonstante

,(~; ;J)

~I .(T) = ~(T.V) V)

~(To,

(3)

Für eine Aktiv ierungsenergie von 5 kJ/mol sti mmen die verfiigbaren Daten mit d ieser Gleichung überein, was auf die Wirkung intennoleku larer van-der-Waals- Kräfte sch ließen lässt. Die Reibung von PTF E wird in diesem Temperaturbereich also offenbar durch diese Interaktionen dominiert. Daten fiir tiefere Temperaturen fallen vollständig aus diesem Trend heraus, was fiir einen fundamental geänderten Reibmechanismus spricht, der jedoch noch nicht gek lärt ist. PTFE ist in reiner Form wegen dessen geringer Festigkeit und Neigung zum Kalt nießen tljr die meisten tribologischen Anwendungen ungeeignet. Deshalb wi rd es häufig mit Glas- oder Kohlefasern verstärkt oder in Verbundwerkstoffen zusammen mit festeren Polymeren eingesetzt. Bild 17.8 zeigt die Reibungszahl von PTFE/PEEK-Verbundwerkstoffen fiir Raumtemperatur (RT) und LN2-Umgebullg in Abhängigkeit von der Zusammensetzung (Thei ler et al., 2004 und Friedrich, Theiler, Klein, 2009). Man erkennt. dass reines PEEK bei Raumtemperatur eine Reibungszahl von 0.6 hat, womit es z. B. für eine Anwendung als Lagerwerkstoff nicht geeignet wäre. Ei n PTFE-Anteil von wen iger als 10 Vol% reicht jedoch bereits aus, um die Reibungszahl auf 0,2 zu senken . In LN2 sinkt diese sogar unter 0, 1 und die Abhängigkeit von der Zusammensetzung ist deutlich geringer. In Bild 17.9 ist der Versch le iß in LN2 im Vergleich zu Raumtemperaturwerten fur zwei ausgewählte Zusammensetzungen dargestel lt. Die Tendenz ist die gleiche wie bei der Reibung: der Werkstoffmit hohem PEEK-Anteil zeigt den niedrigeren Verschleiß, der bei tiefen Temperaturen noch einmal deutlich vermindert ist. PTFE/PEK Verbundwerkstoffe, gefüllt mit 15 % CF -.- Raumtemperatur, luft -0- 77K. lN 2

0,.' O,5-t\- - - - - - - - - - - - - ==:::~=:-;;:;:======-'::=::.~.~.~

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Bi td 17.8

Rcibun gszahl von PTFE/PEEK · Vcrbundll"erkstoffcn gegell Stahl IOOCr6 in Abhiingigkcit von der Zusammcnsctzung b O,3. Die im Vergleich zu metallischen Werkstoffen fLir Hochtemperaturbeanspruchungen gee igneteren und verschleißbeständigen Werkstoflklasscn finden sich innerhalb der Ingenieurkeramiken, den Kohlenstoffen (zumeist dann imprägniert), den Besch ichtungen, Hartmetallen und Cermets sowie triboaktiven Werkstoffen, welche im Nachfolgenden mit ausgewählten Resultaten dargestellt werden.

18.3.2 Ingcnicurkcram ikclI Im Folgenden wird das charakteristische tribologische Verhalten von Ingenieurkeramiken auf Basis von Beanspruchungen nach Modeliverschleißprüfungen (D1N 50324, ASTM G99) zusammengefasst, die einen qualitativen Überbl ick über das tribologische Verhalten unter Festkörperg leitreibung geben (Woydt. Habig, 1989). Bei den in Bi Id 18.1.2 dargestellten Versch leißkoeffizienten keram ischer Gleitpaarungen unter Festkörperreibung sind die sehr niedrigen Verschleißkoeffizienten von o-A12Ü3 (A I999 .7) und MgO-Zr02 (ZN40) bei Raumtemperatur und geringen Gleitgeschwindigkeiten auffallig. Da diese Werkstoflklassen über niedrige theml ische DiffusiviWten verfugen, entstehen im Trockenlauf infolge des Reibungswärmestromes in die Mikrokontakte Werte fUr Blitzlemperaturen, welche entweder mit ansteigender Temperatur zu Phasen umwandlungen oder intergranularen Spannungen fUhren , die dann allesamt verschleißerhöhend wirken (Woydt et al., 1991). Bei mit Y103-stabilisierten Zirkondioxiden ergibt sich das gleiche Bild, wie bei MgOZr02. Die Gleitgeschwindigkeit beeinflusst die Verläufe der Verschleißkoeffizienten der SiCund auch SiSiC-Keramiken wenig. Ab 400 °C und ab ca. I m/s fOrdert die Tribooxidation bei den nicht-oxidischen Keramiken die Ausbildung günstiger wirkender Reaklionsschichten, welche mit ansteigender Umgebungstemperatur und Gleitgeschwindigkeit die Versch leißkoeffizienten erniedrigen, wobei kv-Werte von 10- 5 nHl1 3/N m kaum unterschreiten werden. Bild 18.3. 1 fasst summarisch das funktionale Verhalten des VerschleißkoefTtzienten als Funktion der Umgebungstemperatur und Gleitgeschwindigkeit rur nicht-oxidi sche Ingenieurkeramiken und Komposite zusammen. Es verdeutlich auch die seit 1988 durch die tribologisch-orientierte Werkstoffentwicklung mit Si3N4-TiN, SiC-TiC und (Ti, Mo)(C,N) sowie Si 3N4-hex BN erzielten Verbesserungen in der Verschleißbeständigkeit ungeschmierter Gleitpaarungen. Durch ansteigende Gleitgeschwindigkeiten und/oder Umgebungstemperaturen erhöhten sich bei den Si 3N 4- und SiC-Werkstoffen die Verschleißkoeffizienten . Insbesondere

18.3 Werkstoffe fiir Tribosysteme bei hohen Temperaturen

617

verhielten sich die Verschleißkoeffizienten der artgleichen Gleitpaarungen aus (Ti,Mo)(C,N) ziemlich invariant gegenüber der Umgebungstemperatur und Gleitgeschwindigkeit. Die ge· ringsten Verschleißkoeffizienten ergaben sich das (Ti,Mo)(C,N) TMIO bei 6,17 m/s und 800 °C mit 2,9 . 10- 7 mmJlNm fiir die stationäre Probe und von 5.7 . 10- 7 mm JlNm fiir die rotierende Probe bei einem pv-Wert von pv - 42 MPam/s und einer Reibungszahl von f = 0.29. Man erkennt in Bild 18.3.1 die unterschiedliche Wirkung der Tribooxidation. Die sich auf den SiJN4- und SiC· sowie SiJN4-BN-Kerarniken ausbi ldenden Reaktionsschicht aus Si02, SiC~Oy oder SiNxO y hatten nicht die vor Verschleiß schützende Wirkung wie die Magm:li·Phasen Ti n0 2n _[, speziell y-Ti J 0 5, Ti509 oder Ti9017 und MOO.975TiO.02502 sowie Doppeloxide, wie NiTiOJ und ß-NiMo04, welche sich auf den SiJN4·TiN- und SiC·TiC-Kerarniken sowie (Ti,Mo)(C,N)-Cermet bildeten (Woydt et al .. 1998). Si3N4-hex BN belegt eine negative Wirkung der Tribooxidation, da die Versch leißkoeffi· zienten oberhalb von 250 °C auf > I0-4 mm 3INm ansteigen (Skopp, Woydt. 1992). DURAN .Carbonfiber /ceramics DUR AN • Fiber + Additive/{eramics _ _ SSiC, 3"SiSiC

~

10 -2 . mm' N m 10-] E

- - - SOSiC SOTi( _ ... - Si]N 4 - 20BN

~

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= =, 10"4 =

" ",'

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c

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u

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10-5 -

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3

10-7 10-8

Bild 18.3. 1

T:: BOO°C

T = 22°C I

!

I

I

I

..

0,03 0,1 0,3 1 3 m/s 0,030,1 0,3 1 3 m/s 0,030,1 0,3 Sliding velo city v

3 m/s

VcrschlcißkocOizienl von Grund- und Gcgenkörpcr artgleichcr nicht-oxidischcr Ingcnicurkcramikcn und Komposite unter FC5tkörpcrglcitrcibung (Glcilweg 5= 1000-2000 111)

Es sei darauf hingewiesen, dass Verschleißkoeffizienten von ky < 10-6 mmJlNm bei 8ÜO °c (Bild 18.3. I, rechts unten) denen nur in der M isch-/Grenzreibung anzutreffenden Werten entsprechen. Dies charakterisiert die besondere Eignung der (Ti, Mo)(C, N)-Tribomaterial ien als Reibpaarungen fUr ungeschrnierte Hochtemperatur-Reib/Gleit- Versch leißbeanspruchungen.

618

18 Hochtemperaturtribologie

Andere Versuche mit Gleitpaarungen aus SSiC gegen verschiedene Komposite aus dem StofTsystem SiC-TiC-TiB2 ergaben im Bereich von Raumtcmperatur bis T = 800 oe Versch leißkoeffizienten von kv > 10-6 mm 3INm verbunden mit Reibungszahlen f = 0,4 ... 1,0. Die zumeist glasanigen Reaktionsschichten bestanden aus SiOl. 8203 und T i02 (Yarim CI a1. , 2003).

18.3.3 Hartm etalle Die systematischen Untersuchungen in Bild 18.3.2 bis 18.3.4 an den thennisch gespritzten Schichten aus Hartmetallen, Cermets und den triboaktivcn Werkstoffen sind im Jahrbuch Oberfl ächentechnik 2007 zusammengestellt (Berger cl a1., 2007). Hartmetalle gehören zu den wichtigsten Werkstoffen innerhalb der Versch leißschutzes, die insbesondere durch therm isches Spritzen zu Beschichtungen verarbeitet werden. Die Hartchrorn -, MoNiCrBSi- und CrZ03Schichten dienen hier als Referenz, da diese auch weitläufig eingesetzt werden. 99,7 ",4 AlzO l : Rpk ::: 0,019 I-Im St at ionä re Probe: R otie re nd e Sc he ibe: - O - WC-Co 12 - r - WC-Co-C r 86-10-4

-o-WC-C rC-Ni 73 -20 -7

--+-M o..NiCrB Si (A PSI

-v- Hart chrom

-o-( Ti.Mo)(C. N)+1 5NiM o

-+- {Ti.Mo)(C. N)-Co 72·28

....... Cr203{APSI

-o-C r3C2..NiCr 75·25

Ir

- 400°C

IT= 800· C I

I

~

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~ 0.00 .J---~--' 0.1 10 0.1 Glo-ilgesc hwln dlgkelt [ms]

Bild 18.3.2

1

10

Gleilge sc hwlndl gkeil [rnls]

0.1

1(1

0.1

1

10

Gleilgesc hwl ndlghlt rnls] GleIIg"schwl ndl gkeil [ms)

Festkörpcrgleitreibungszahlen vo n thermi sch gespritztcn Ycrschleißschutzsehichten lind I lartrncwllcIl in Ankhnung :m DIN 50324 oder ASTM G·99 (Gnmdkörpcr: Ct-AI 20 3: s= 5.000 m: nur (Ti.Mo)(C.N )+ 15NiMo artglcich)

Es gibt keine Gleitpaarung in Bild 18.3.2, welche tiber den gesamten Tempemllirbereich mit Reibungszah len f < 0,2 als " reibungsarm" anzusehen ist. Die Reibungszahlen der WC-Basis· Hartmetallzusammensetzungen bis T - 600 °C sind f > 0,35 lind höher. Durch adhäsive Verschieißersche inungen konnten bei T = 400 °C auch Werte von f > 1,0 beobachtet werden. Neben hohen Gesamtverschleißkoeffizienten waren ftir die n icht voroxidierten Cr3C2-NiCr und Hartchromschichten mit steigender Versuchslempemlllr ähnliche Reibllngszahlen aufgefa llen, die auf di e Bildung von Cr203 a ls e inzigem Oxidationsprodukt auf der tragenden Oberflächenbereichen zurtickgeftihrt wurden.

18.3 Werkstoffe fiir Tribosysteme bei hohen Temperaturen Stationä re Probe: Rotierende Sc heibe:

'E

1.0E-lI$

oS

1.0E-lI6

619

- o - WC.co 12

->-WC.C, C.fI1 13·20·7

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/ u T= 400°C

T

=60erC

1.0E.Q3

Bild 18.3.3

Vcrschlcißkocmzicntcn gctrennl \'on Grund- und Gegenkörper unler Festkörpergleitreibung in Anlehnung an DI N 50324 oder ASTM G-99 (Grundkörpcr: a-A1 2Ü3 (FhG-IKTS): S'" 5.000 m: nur rri.Mo)(C.N )+ 15NiMo angleich)

620

18 Hochtemperaturtribologie

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SUllonarePro!H: $$.7% R.. . 0.01$1"" Rolleunclt SCheibe; ->-fTl.NoHC.HI.fIi 71 ·n: Itp~· _ f Tl,NoHC.HI+' SNiMo: Itp~· I.' J "'" _ c.tO'.U'I(, TlOl : It .... • .... ~m

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• 800· C ox id isc h • SOO· C nic ht oxid isch

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2l·C nic ht oxid isc h

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2l· C ox id isc h

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I ,OO E-Ol

kv beschic ht ete Sc heibe [mm 'INm]

Bild 18.3.5

Darstellung der funktionellcn Abhängigkeit der pli- Werte in Abhiingigkeit 110m Versehleißkoelli zicnten lmter Festkörpergleitrcibung zwischen Raumtemperatur und T .. 800 oe und G1citgeschwindigkeiten bis zu \ I " 7.5 m/s (anonymisiertc Darstellung ohne genaue Nennung der Werkstoll'c aus Ti n,2Cr202n,lund (Ti.Mo)(C.N))

18.3 Werkstoffe fiir Tribosysteme bei hohen Temperaturen

623

Bemerkenswert erscheint auch die experimentelle Feststellung, dass bei T = 400 °C und 800 °C d ie Verschleißkoeffiz ienten des monophasigen a-A12ü3 (FhG-IKTS, 99.7), wenn mit triboaktiven Werkstoffen gepaart, geringste Werte zwischen 10-6 mm 3INm und 10- 10 mm 3IN m annehmen. Der Nachweis der tribologischen Relevanz der Magneli-Phasen ist auch der Schlüssel zur metallurgischen Interpretation der Verschleißbeständigkeit von gängigen Werkstorfk lassen, wie TiN , TiC, Mo, VC, WC, usw. Bild 18_3.5 und Bild 18.3.6 präsentieren die Ergebnismenge als Auftragung der Versch leißkoeffi zienten bzw. Reibungszahlen über den pv-Wert am Versuchsende, ohne diese der G le itgeschwind igkeit zu zuordnen .

.--------------------r=;~:=c==c=c=======c=c:=c=c===c==c=i--~ • 23'C oxidisch .. n'c ni chl oxidi sc h

1000,0

•

100,0

.

•

0 400' C oxidi sch

... 400' C ni chl oxi di sc h

.800·C o xldi sch

.. 800' C ni chl oxidi sc h

"•E ~

10.0

~

>

"

~

1.0

0

..

0.1 0,00

0,10

0,20

0,30

0,40

0,50

0,60

0,70

Reibungsza hl Bild 18.3.6

0,80

0,90

1,00

1,10

1 ,20

1,3 0

I

Abhängigkeit de r pv-Wcrte von der Reibun gszahl unter Feslkörpergll::i1rcibung zwischen Raumtemperatur und T = 800 °C und Glei1geschwindigkei1en bis v = 7.5 m/s (anonymisierte Darstellung ohne Nennung der Werks10ffe aus Ti,,_lCr20 1n_1 und (Ti.I\·lo)(C.N»

Die Verte ilung der Versuchsergebn isse, sortiert nach Tin_2Cr2üZn_l (ox idisch) und (Ti,Mo)(C,N) (nicht-oxidisch), offenbart auf einen Blick, dass offensicht lich beide Konzepte miteinander vergleichbare Verschleißkoeffizienten erzielen, allerdi ngs sind die pv-Werte bzw. die Tragkraft der tribochemisch auf den (Ti,Mo)(C,N) erzeugten Magnel i-Phasen deutlich größer als bei den monolithischen Tin_2Cr2ü 2n_l. Für triboaktive Werkstoffe auf oxidischer oder nichl-oxidi scher Basis nehmen sowohl die gemessenen Reibungszahlen als auch d ie Verschle ißkoeffizienten und deren Spannweiten, d. h. die Differenz gemessener Maxi mal- und Minimalwerte, mit steigender Umgebungstemperatur ab.

624

19 Methodik zur Bearbeitung von Reibungs- und Verschleißproblemen Die in der technischen Praxis auftretenden tribologischen Probleme können naturgemäß außerordentlich vielf:ihig sein und aus den Bereichen Entwicklung, Konstruktion, Fertigung, Betrieb, Instandhaltung, Wartung etc. kommen. Da Reibung und Verschleiß keine Materialeigenschaften sind, muss bei der Bearbeitung von Reibungs- und Verschleißproblemen in jedem Falle vorn zentralen Grundsatz der Systemabhängigkeit ausgegangen werden. Somit müssen für die einzelnen Fragestellungen jeweils individuelle Prob lem lösungen unter Berücksichtigung der grundlegenden systemtechnischen Parametergruppen und Einfl ussgrößen (siehe Kapitel 2) entwickelt werden. Die Methodik soll hier in exemplarischer Form mit Beispielen aus zwei grundlegenden Bereichen der Tribotechnik formal vereinfacht dargestellt werden: •

Werkstoffauswahl fiir eine tribotechn ische Entwicklung,

•

Schadensanalyse bei Störung oder Versagen eines tribotechnischen Systems.

19.1 Tribotechnische Werkstoffau swahl In der Technik orientiert sich die Werkstoffauswahl fur technische Bauteile und Konstruktionen generell an zwei grundsätzlichen Zielen Realisierung des ingenieurmäßigen Anwendungsprofils technisch notwendiger Werkstoffeigenschaften, Erreichung wirtschaftlicher Lösungen durch Kombination preiswerter Werkstoffe und kostengünstiger Fertigungsmethoden .

19.1.1 Systemm ethodik zur Werkstoffauswa hl In der Tribologie muss infolge des breiten Spektrums technischer Anwendungsbereiche und der großen Vielfalt verfiigbarer Werkstoffe d ie Materialauswahl sehr unterschiedlichen Erfordern issen gerecht werden. Da bei zahlreichen technischen Anwendungen neben tribologischen auch noch andere Beanspruchungsarten auftreten, müssen viel faltige Einflussfaktoren beachtet werden. Ein allgemeines Schema ftir eine systematische Materialauswahl ist in ßild 19. 1.1 angegeben. Die Auswahlmethodik hat die folgenden generellen Aspekte zu berücksichtigen: Systemanalyse des tribologischen Problems: Untersuchung und Zusammenstellung der kennzeichnenden Parameter des Bauteils, fiir das der Werkstoff gesucht wird, aus den Bereichen von bestimmungsgemäßer Funktion, Systemstruktur und Beanspruchungen in möglichst vollständ iger und eindeutiger Form. Anforderungsprofil: Zusammenstellung der systemspezifischen und der allgemeinen Anforderungen, wie Verftigbarkeit, Gebrauchsdauer, Fertigungsmittel, Umwelt-, Sicherheits- und Recyclingaspekten usw. in Form eines " Pflichtenhefls··. Auswahlverfahren und -kriterien: Vergleich und Bewertung der Parameter des Anforderungsprofils mit den Kenndaten vorhandener Werkstoffe unter Verwendung

19.1 Tribotechnische WerkstofTauswahl

625

von Materialpriifdaten, Werkstoffiabellen , Handbüchern und Datenbanken. Die Datenbank TRIBOCOLLECT mir ihren etwa 15000 Datensiitzen ist in Kapitel 21.2 dargeste llt, die Parameter der Datensätze sind in Bild 2 1.3 aufgefiihrt. Falls e in Reibungs- und Verschleißproblem durch die in der Datenbank abgelegten Kenndaten vorhandener Werkstoffe gelöst werden kann, dürften wegen der systemanalytisch Vorgehensweise die wichtigsten Einflussparameter berücks ichtigt se in. Im anderen Fall muss nöt igenfa ll s eine geeignete Werkstoffentwicklung veranlasst werden.

Syslemanalyse des Werkslallprablems

funktion

technisch tunldionelle .tolgoben des Bouteils. tür dos der Werkstott 9l'SIJchl wird WerhtotieiOl'nsChOf1en, die tü r die Funl:1ion gewohrteistet sein

]I"

S~stemslruklur

~,sttmko mpol"lenlen.

m~ss.en

mil Otnen dos Boutti l in Ko nlokt ist

Wechselwirkuflgen zwischen dem Bouteil und onOtren Syslemkomponenten

Ein ..irkuoOl'n oul dos huleil Iz.B. mechonischer. thermischer. slrohluogsphysi' olischl!r. chemisclltr. biologischer. Iribologischer ArH und zeitlicher Ablaut Moleriolschcdigigungs~ozesse

An Ionler un 95pr 01 iI

und Versogensh)'potilesen 11.8. belgl. fesligkeil. Oehnung l

syslemspezilische Anlordtrongen gemijß Systemonolyse I

bis

nr

0110. Antorde rungen: • Verlügborkeil • tifbroucl1sdouer • ferligungserlorder n; sse , i.nergieerlordemi5se · Sicherheitsospekle • Um ..ellschullerlordernisse • vrlftschoillichkeil

MOleriolprüldoten, Werhloillobellen. HandbUcher. Dotenban ken Us .... Auswohlverlohren und -kriterien

.tnlOlderungen erlütlbOI

Bild 19.1.1

Allgcmcinc Sys(cmrnc(hodik ;.;ur WcrkS(ofl"au swahl

626

19 Methodik zur Bearbeitung von Reibungs- und Verschleißproblemen

Ausgehend von der Systemmethodik zur Werkstoffauswahl resultiert fUr tribotechnische Anwendungen das in Dill! 19. 1.2 dargestellte vereinfachte Vorgehensschema (Czichos, 1982).

rl'

Techn ische Funktion

H"

des tr ibologischen Systems

Fu nk tionsbezeichm.mg des Bauteils (*!

Beanspruchungskollektiv

Zul. Grenzdaten; Bewegungsform u. ·ablauf p (F N !: v; T+6T; s; t

-t'" --1 'V

Tribologische Kenndaten Konmukt ive Gestaltung der Systemstruktur

r- rl r-

Zul. Grenzdaten : Reibungs· zahl. Ve,schleißbet.ag Beteil~te Syste m·

V Allg. Anforderungen an die Tri ooelemente

H H

Werkstolfkosten Vera.beltba.keit

I I

komponenten

H Technol. EigenSChafte~J

Stoff· u. Formeigen· schaften der beteilig ten Systemkomponenten

H

Verfugba.keit

Y

I

Erwartete Reibungs· u. VerschleiSmechanismen

Werkstoffwahl für IM) bei Berücksichtigung von I

Bild 19. 1.2

V

Vereinfachle Systemmethodik zur \Vcrkstoil'auswahl/tir Iri botechnischc Bauteile

(I)

Aus der vorgegebenen technischen Funktion ergibt sich zunächst die Funktionsbezeichnung des Bauteils, rur das der Werkstoff gesucht wird. Hiermit ist meist bereits eine Vorklassifizierung der betreffenden WerkstofTgruppe möglich, wie z. B. Lagerwerkstoff, Kontaktwerkstoff, Werkzeugstahl usw.

(11 )

Es müssen dann die zulässigen Grenzdaten des Beanspruchungskollektivs mit der Bewegungsform, dem Bewegungsablaufund den eigentlichen Beanspruchungsdaten festgelegt werden, wozu gehören: Flächenpressung p (bzw. Nomlalkrafl FN), Geschw indigkeit v, Temperatur T (wenn möglich ink!. der Abschätzung einer reibbedingten Temperaturerhöhung 6.T), Weg sund Beanspruchungsdauer L

(111) Außerdem müssen die tribologischen Kenndaten, d. h. die zulässigen Grenzdaten von Reibungszahlund Versehleißbetrag, spezifiziert werden . (IV) Durch die konstruktive Gestaltung der Systemstruktur sind die Systemkomponenten festgelegt, mit denen das betreffende Bauteil in Wechselwirkung steht. Damit sind die beteiligten Systemkomponenten, ihre Stoff- und Formeigellschaften und die ef\l'arteten Reibungs- und Verschleißprozesse ganz wesentliche, zu beriicksichtigende Parameter. (V) Neben den systemabhängigen Parametem aus den Gruppen [ bis IV sind natürlich bei jeder Werkstoffwahl auch die allgemeinen Anforderungen an die Triboelemente, wie z. B. die WerkstofTkosten, die Verarbeitbarkeit, die technologischen Eigenschaften und die Verfijgbarkeit, zu berücksichtigen.

19.1 Tribotechnische Werkstoffauswahl

627

19.1.2 Fallstudie: wartungsfreies Feinwerktechnik-Gleitlage r Für ein feinwerktechnisches Gerät soll eine systemat ische Werkscoffwahl fUr die Gleitlagerkomponenten Lagerbuchse (I) und Lagerwelle (2) durchgefUhrt werden, siehe Bild 19.1 .3.

f,

j

(1

o

b

b = 6mm

Zr ~ 6 mm

FM:

1..,5~

n = 10 min'l

a ~ Breite der Verschleintlöche h ~ Abriebhöhe

Bild 19.1.3

Beispiel einer Iribolechnisehen Aufgabe

Die systemtechnische Lösung dieser tribotechnischen Fragestellung hat die Parametergruppen I bis V gemäß Bild 19.1.2 mit folgenden Randbedingungen zu berücksichtigen:

a. Wartungsfreier Betrieb. d. h. wenn möglich Auslegung als einfaches Trockengleitlager mit kostengünstigen Materialien und wirtschaftlicher Fertigung, b. Es s ind Betriebsbedingungen mit relativ hoher Luftfeuchtigkeit und teilweise intensiver Lichtstrahlung zu erwarten. c. Lagerreibung und davon abhängige Antriebsleistung sollten so klein wie möglich sein. d. Eine verschleißbedingte Verlagerung der Lagenvelle sollte nach 1000 Betriebsstunden kleiner als 0,0 I mm sein. Kriterieng ruppe I: Technische Funktion des tribologisehen Systems Aus der Forderung (a) ergibt sich, dass ein ,.Trockengleitlager Kunststoff-Metall " gewählt werden so llte, da hiermit e in wartungsfreier (schmierstomoser) Betrieb zu realisieren ist. Die Funktion kann nach dem heutigen Stand der Technik durch eine Lagerwelle aus gehärtetem Stahl und durch eine Lagerbuchse aus einem - fLir Gleitlager bei wirtschaftlicher Fertigung (z. B. Spritzguss) prinzipiell geeigneten - thermoplastischen Kunststoff erfüllt werden. Die Kunststoffbuchse bildet damit den Grundkörper (I) und die Stahlwelle den Gegenkörper (2) des tribologischen Trockengleitlagersystems.

628

19 Methodik zur Bearbeitung von Reibungs- und Verschleißproblemen

Krite riengruppe V: Allgemeine Anforderungen an die Triboelemente Aus den in Tl.belle 19.1.1 zusammengestellten prinzipiell geeigneten Lagerwerkstoffen kann berei ts auf Grund von zu berücksichtigenden, nicht-tribologischen Kriterien und der obigen Randbedingungen eine Vorauswahl getroffen werden. Tab. 19. 1. 1 HandclsUbliehe thCn1lOplastisehe KunststolT-Glcitmatcrialien G 1ci tlagcrwerkslolf

Kurzzeichen

Herstellung

Typische Anwendungen

Polyamid 66 POlyamid 6

PA 66 PA 6

,IUS

Spritzgielkn oder I lalbzeug

Gicitlagerwerkstoffe rur den Maschincnb'lu

Polyo:'\)'melh)'kn Poly1l1 h)' 1cntercphtalat Polybut)' lentercphtala\

POM PETP PBTP

Spritzgießcn oder aus Halbzeug

Gicilli1gefwerkstofre ruf die Feinwerktechnik. Lager mit großer Maßhal tigkeil

Poly1l1hyicn hoher Dichte (hochmolekular)

HDPE

vorwiegend spanend aus Halbzeug

Gleilicistcn. Geicnkendoprothesen ( Hütigelen kpfannen )

l'olytelranuor1llhylcn Pol yimid

PTFE 1'1

Fonnprcsscn odcr aus Halbzeug

ßrückenlager. Raumfahn thermisch hoch belastbar

Ein Vergleich der Werkstoffkosten der thermoplastischen Kunststoffe zeigt, dass der (hochtemperaturbeständige) Kunststoff PI am teuersten ist und daher aus Kostengründen möglichst nicht verwendet werden sollte. Nach der obigen Randbedingung (b) sind fiir das zu reali sierende Lager Betriebsbedingungen mit relativ hoher Luftfeuchtigkeit zu erwarten. Somit erscheinen Polyam ide aufgrund ihres hygroskopischen Charakters und der sich durch die Feuchteaufnahme möglicherweise ergebenden Veränderungen von Maßha ltigkeit und Toleranzen hier nicht besonders geeignet. Ähnliches gilt fLlr rOM aufgrund der nicht besonders guten UVBeständ igkeit. Nach diesen allgemein-technologischen Kriterien der Werkstoff-Vorauswahl können aus Tabelle 19. 1.1 die Kunststoffe PTFE, HOPE, PETP und PBTP in die engere Vorauswahl als geeignete Lagerstoffe genommen werden. Kriteriengruppe 11: Be:J.nspruchungskollekti,· Nach Bild 19.1.3 und der Forderung (d) besteht folgendes Beanspruchungskollektiv: Bewegungsform: kontinuierliches Gleiten Nomlalkraft FN = I bis 5 N, d .h. po '" 0, 15 N/mm 2 Drehzahl n = 10 min- I, d. h. v '" 0,2 m/min Temperatur Tu = 20 bis 30 oe, d. h. Zimmertemperatur (Eine nennenswerte Erwärmung des Lagers ist hier nicht zu ef\varten, da e ine Abschätzung der Reibungsleistung gemäß QR = 2r·b·p·v·f ll ur einen Wert von QR'" 3,6 .10-3 J/s ergibt) Betriebsdauer t = 1000 h (vg1. Forderung d) Gle itweg s == 11 ,2 km

629

19.1 Tribotechnische Werkstoffauswahl Kriterieng ruppe 111: Tribologisc he Kennd a ten

Eine wesent liche Aufgabe bei der systemat ischen Werkstoffivahl fur tribotechn ische Anwendungen ist die Optimierung von Reibung und Verschleiß (vgl. Forderungen (c), (d» fur die nach der Kriteriengruppe V in die Vorauswahl genommenen Werkstoffe bei Berücksichtigung des vorgegebenen Beanspruchungskollektivs. 111.1 Reibungsoptimieru ng

Im Unterschied zu der häufig anzutreffenden Meinung, dass Kunststoff-Metall-Gleitpaarungen recht niedrige Reibungswerte besitzen, kann je nach Werkstoffpaarung und Betriebsbedingungen die Re ibungszahl in e inem Bereich f "" 0,03 bis f "" I ,0 liegen. Aus den Ergebn issen umfangreicher Forschungsarbeiten über das tribologische Verhalten von Kunstsloff-Stahl-Gleilpaarungen sind in Bi ld 19.1.4 diejenigen Versuchsbedingungen zusammengestellt, Hir die eine Reibungszahl f < 0,3 resultiert (Czichos und Feinle, 1982).

a .,JlY '

Kunslsloff gggen Stahl tOO Cr 6 T•• 13'( " . 50%rel. Feuchte

e

~

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Cl " ~

Ei

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Q

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'"•

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;-

Vorauswahl gemäß Ziffer V

-+ ,l

;-

;-

-

PETP

POM

PA6

PA66

r-

o PnTFE Bild 19. 1.4

>

z

d • >

-e

HOPE

P81P

Reibun gszah len tur KunstslOlTIStahl-Gldtpaarungcn

PI

630

19 Methodik zur Bearbeitung von Reibungs- und Verschleißproblemen

Obwohl die experimente llen Versuchsbedingungen von Bild 19.1.4 sich nicht in allen Detai ls mit denen der vorliegenden Problemste ll ung decken, liegt bei den in die Vorauswahl genommenen Werkstoffen eine hinreichende Ähn lichkeit sowoh l in den Systernstrukturen als auch in den Beanspruchungsbedingungen vor, so dass fiir das zu gestaltende w3nungsfreie Feinwerktechnik-Gle it lager eine Reibungszahl f < 0,2 envartet werden kann. Damit dürfte die Rei-

bUllgsveriustleistung PR = fF N"V kleiner als 3 mW se in. 111.2 Verschleißopt imierung

Da nach der obigen Forderung (d) eine verschleißbed ingte Verlagerung der Welle nach 1000 Betriehsstunden kleiner als 0,0 I mm sein soll. muss zunächst der Zusammenhang zwischen einer verschleißbedingten Wellenverlagerung h und dem Gesamt-Versch leißvolumen Wv betrachtet werden . Für die in Bild 19. 1. 3 dargestellten Verhältn isse gelten verein facht (ohne Berücksichtigung einer hier zu vernachläss igenden elastischen Deformat ion) d ie in Abschnitt I I . 1. 1 rur Trockengleit lager angegebenen Zusammenhänge : Versch leißmarke nbre ite:

Versch lei ßvo Illlllen:

mit

'I'

l"ßohrun g - I\Vcllc ::0

:

Lagerspiel

IWcllc

Nach diesen Gleichungen entspricht unter den in Bild 19.1.3 dargestellten Verhältn issen bei einem konstruktiv vorgegebenen Lagerspiel von 'V ::o I % der maximal zu lässigen versch le ißbedingten Lagerwellenauslenkung h < 0,0 I mm ein maximal zu lässiges Verschleißvolumen von Wv < 2 . 10- 1 mm 3 bzw. bei einem Gleitweg von s = 11,2 km ein Verschleiß-Gleitweg-Verhältnis von WV/s < 2 . 10- 5 mm 3/m oder e in Verschleißkoeflizient k =

~ FN . S

voo 3

k 0.2

8.6

8.4

> 0.2

22.4

18. 1

l'olyiithy lcnlcrcphwlal. PETP

70

< 0.2

3.1

3. 1

Polybu ly lcntcrephlalal. PßTl'

6Q

< 0.2

7. 1

5.9

l'olylith y lcn. HDI' E

30

< 0.2

180.0

155.5

30 100

< 0.2

780.0

919.0

> 0.2

1.2

30

l'olyoxymcthykn.I'O/\'1

Po]ytclranuoriithylcn. PTFE I'olyi mid. PI

Vcrsch1cißkocl"( \'on( l ) IO-6 mm JlNm FN = 4 N FN = 20 N

Die Verschleißdaten von Tabelle 19.1.2 zeigen, dass die Verschleißkoeffizienten der untersuchten Gleitlagerwerkstoffe einen Variationsbereich von 3 Größenordnungen überdecken. Es zeigt sich, dass von den in die Vorauswahl genommenen Werkstoffen nur fiir die Paarung PETP-Stahl der gemessene Verschleißkoemzient kleiner als kwi ist, so dass filr diese Paarung zu erwarten ist, dass die verschleißbedingte Lagerauslenkung unter den hier vorliegenden Beanspruchungsbedingungen kleiner als 0,01 mm bleiben sollte. Ergebnis der systemtechnischen Reibungs- und Verschleißoptimierung fiir ein wartungsfreies Feinwerktechnik-Gleitlager ist, dass für die in Bild 19.1.3 dargestellte Problemstellung eine Gleitlagerpaarung PETP-Stahl (gehärtet) am geeignetsten erscheint. In konstrukti v-ferti gungstechnischer Hinsicht ist noch zu ergänzen, dass nach Bild 19.1.4 die mittlere Raut iefe der Stahlwelle Rz ;::: 0,3 J.lm betragen sollte. Die am Beispiel der Werkstoffauswahl für ein wartungsfreies Feinwerktechnik-G leitlager dargestellte Methodik der Bearbeitung von Reibungs- und Verschleißproblemen basiert auf der Kombination von Systemanalyse und Tribometrie. Die erweiterten Möglichkeiten zur Bearbeitung von Reibungs- und Verschleißproblemen durch Nutzung tribologischer Datenbanken sind in Kapitel 21 dargestellt.

19.2 Tribotechnische Schadensanalyse Die "Lebensdauerverlängerung"" maschinentechnischer Systeme ist eine der wichtigsten Aufgaben der Tribologie in der Technik, wie aus den Ergebn issen der in Kapitel I genannten japanischen Tribologie-Studie hervorgeht (vgl. Tabelle 1.1). Grundlegende Voraussetzung daflir ist die systematische Schadensanalyse. Sie wird zunächst in ihrer Anwendung an einem praktischen Beispiel erläutert und dann zu einer systematischen Bearbeitungsmethodik zusammengefasst.

632

19 Methodik zur Bearbeitung von Reibungs- und Verschleißproblemen

19.2.1 Fa llstudie: Sc had ensa nalyse eines Kompresso r-Di chtu ngssyslcms In e inem chemischen Industriewerk wurde nach Überholungsarbeiten von Altanlagen eine stark verkürzte Funktioll sdauer des Dichtungssystems einer Kompressoran lage festgestellt. Hierdurch wurde der gesamte Produktionszyk lus gestört. Die Ursachen dieser Störung waren zu klären und Methoden zur Änderung vorzuschlagen. Problem :

I

Überhöhter Verschleiß und verkürzte Gebrauchsdauer eines Kolbend ichtungssystems

System ansatz:

Verschleiß = f(Beanspruchungskollektiv; System struktur)

Bearbeitungsmelhodik:

I

I Beanspruchungsana lyse I

Strukturanalyse

I

Die Ergebnisse der Beanspruchllngsanalyse sind in Bild 19.2. 1 dargestellt . Ein Sol1- lstVergleich ze igt, dass sämtl iche Größen im Bereich der üblichen zulässigen Solldaten rur dera rtige herkömmliche Dichtllngssysteme liegen, so dass die eigentliche Schadensursache nicht in unzulässigen Werten des Beunspruchungskollektivs zu suchen ist.

•

, v(s)

P,

-

Beanspruchungskollektiv

1

I

/1 ,

I I

:

I

eingelaufen

"~ ~

0

2 c

Bewegungsan:

Gleiten

Bewegungsablauf:

Oszillierend, 600 Zyklen/min

Flächenprlmung:

p . 100 - 200 N/cm2 Is. Diagramm)

Gleitgeschwindigkeit : v·O-4mls Gl eitweg :

s " 300 mm/Zyklus

Temperatur:

Tu · '20oC

Dichtelement·Nr. Bild 19.2. 1

l3eanspruchungsarm\yse eincs Dichtungssystcl11s (vereinfachte Darstellung)

Die Strukturanalyse des Dichtungssystems umfasste (a) die Feststellung der Systemelemente. (b) die Kennzeichnung ihrer wesentlichen Eigenschaften und (c) die Untersuchung von Verschleiß- Wechselwirkungen, siehe Bild 19.2.2. Um Aussagen über die Art der wirkenden Verschieißmechanismen zu gewirmen wurden Maßbestimmungen, Rauheitsmessungen, Mikroanalysen, Gefiigeuntersuchungen und Härtemessungen durchgeftihrt.

19.2 Tribotechnische Schadensanalyse

633

Systemelementa (1)

Kolbenstange (24 CrAIMo5V, nitriert)

(21 Dichtring (3)

(PTFE, gefülltl

Umgebungsmedium (trockener Stickstoff!

r-W--"-h-~-'w--i'-k"-",--'"--"-'-S-y-,~--m-,-',-m-,-"re--'I (al Kunststoff-Metall-Adhäsion {bi Abr.sion von (21 und (1) (c) Triboreaktion von (3) mit (1) und (2) Id) Oberflächenermiidung von (1) Zl.I untersuchende Eigenschaften der Systltmelemente Formeigenschaften

Stoffeigenschaften

Bild 19.2.2

_ _ Maßbestimmungen Abmessungen Mikrogeometrie _ Rauheitsmessungen Oberflächenzus.·setzung _ _ Mikroanalyse _ _ Gefügeuntersuchungen ___ Härtemessungen Oberflächenhäne

StruktuTa!mlyse eines Diehtungssystems (vereinfachte Darstellung)

Für die Kolbenstange wurden dabei gravierende Abweichungen von den ursprünglich konstruktiv vorgegebenen Daten von Rauheit und Härte, d. h. eine entscheidende Änderung der Soll-Systemstruktur, festgestellt, siehe Bild 19.2.3.

500pm

[5;m

IRouheilsprofill

I

•.

-70 - -- ----------.:~~~-;;;;.7O~.---r'--~~~~--~ pm

100

]~~~~~ ( ESooEiilt::E >600~~ l o

IHörleverlouf I

~70~~B I .2 800 =g ~

100

Um wissenschaftlich fundierte und techn isch anwendbare Daten rur Reibung und Verschleiß zusammenstellen zu können, müssen die viel faltigen Einflussgrößen auf Reibung und Verschleiß (vgl. Kapitel 4 und 5) systematisch erfasst und methodisch berücksichtigt werden.

21.1 Method ische G rundlage n In der Technik basiert die Gewinnung und Darstellung von Daten auf der physikalischen Messtechnik und der Metrologie (EURAMET, Metrology in short, www.euramel.org) Exkurs: Messtechnik in der Physik Messen ist der experimentelle Vorgang, durch den ein spezieller Wert (Messwert) einer physikalischen Größe (Messgröße) als Vielfaches eines Bezugswertes (Einheit) ermittelt wird (DIN 1319). Die Bestimmung physikalischen Größen erfordert nach den Regeln der Metrologie, der Wissenschaft des Messens: I.

Definition der • physikalischen Messgröße und den • Bezug auf die zugehörige Einheit des metrologischen S I-Einheitensystems oder einer daraus abgeleiteten Größe (traceability) 11. Messmethodik • Messprinzip • Messverfahren (metrologisehe Messkette) • Messinstrument (kalibriert) 111. Darstellung der Messwerte • Messergebnis '" Messwert ± Messunsicherheit + [Einheit)

659

21.1 Methodische Grundlagen

Die messtechnische Methodik der Bestimmung physikalischer Größen ist im Folgenden mit einem Vorgehensschema und zugehörigen BegrifTserläuterungen stichwortartig dargestellt. Messtechnische Methodik der Physik

I SI Maßeinheit I I Maßverkörperung

Objekt: Stoff, Form, Funktion .. ....•

Eichen: Behördliches Prüfen nach Eichvorschriften

I Kalibrierung

Messgröße

,

,,'

I

--I

Referenzmaterial

I

Referenzverfahren

I

I

Messprinzip

I

Messmethode Messverfahren Messgerät

I Messunsicherheitsbudget I '-.7

-LMessergebn ls = Mess wert:l: Messu nslcherheit + Maße in heit I Um eine physikalische Größe messen zu können, sind der Bezug auf eine Maßeinheit (MaßI'erkölperllng) sowie Messprildp, Messmelhode. Messl'elfahren und Messgeräl nötig. •

Ein Messprin:::ip ist die physikalische Erscheinung, die der Messung zugrunde liegt

•

Eine /L4essmelhode ist die methodische Anwendung eines Messprinzips

•

Ein Messl'erfahrell ist die praktische Realisierung eines Messprinzips

•

Ein Messgerät liefert Messwerte, auch die Verkniipfung mehrerer unabhängiger Messwerte . .Juslierell heißt, ein Messgerät oder eine Maßverkörperung so einzustellen oder abzugleichen, dass die Anzeige vom richtigen Wert so wenig wie möglich abweicht oder die Abweichung innerhalb bestimmter Fehlergrenzen bleibt. Kalibrieren heißt, den Zusammenhang zwischen der Anzeige eines Messgerätes und dem wahren Wert der Messgröße bei vorgegebenen Messbedingungen zu ennitle1n. Der wahre Wert der Messgröße wird durch Vergleich mit e inem Nonna lgerät bestimmt, das auf ein (nationales) Nomlal zurückgeführt sein muss.

Eichen ist das eich behördliche Prüfen eines Messgerätes oder einer Maßverkörperung nach Eichvorschriften (nicht zu venvechseln mil Kal ibrieren). Referen:materialien sind Materialien oder Materialkombinationen, bei denen ein oder mehrere Merkmalwerte so genau festgelegt sind, dass sie zur Kalibrierung von Messgeräten, zur Beurteilung von Messverfahren oder zur Zuweisung von stoff- oder stoffkombinat ionsbezogenen Daten verwendet werden können ( ISO Guide 30, 1992). Referen:\"etfahren: Eingehend charakterisiertes und nachweislich beherrschtes Prü f- , Messoder Analysenverfahren zur (a) Qualitätsbewertung anderer Verfahren fLir vergleichbare Aufgaben, (b) Charakterisierung von Referenzmaterialien und Referenzobjekten, (c) Bestimmung von Referenzwerten.

660

2 1 Reibungs- und Versch leißdaten

Der Messwert w ird als Produkt aus Z ahlenwert und Einheit angegeben

•

Die M essunsicherh eit w ird nach den Regeln des Cuide 10 /he Expression 0/ Uncer/Clinl)' ill

•

Measuremelll(GUM) bestimmt (siehe Kap. 8.2 .2) Das Messergebllis wird im Allgemeinen aus mehreren, wiederholt erm ittelten M esswerten einer Messgröße ( M essreihe) oder aus M esswerten verschiedener Messgrößen berechnet.

•

Messtechnik in der Tribologie

Qr

Analogiebelrachtung zur Metrologie physikalischer Größen Definition der • tnbologlschen Messgroße t - Reibungszahl f = FR' F N , - VerschleißkoeffizIent k , = W v ,/ (FN • s), ( 1) k 2 =WV2 / (FN ·s) , und den • Bezug auf das zugehörige tnOOlogische System 11. Messmethodik • Messprinzip: Reibung "ß } = f(Beanspruchungskoliektiv; Systemstruktur) Verschlel • Messverfahren (tribologische Prüfkategorie und Messkette) • Messinstrument (Tribometer) 111. Darstellung der Messwerte • Messergebnis = Messwert ± Messunsicherheit + [Systemkennzeichnungl

I.

(2~N

Di e A nalogi ebctrach tung zeigt, dass das methodische Vorgehen zur Gew innung und Darstellung von Reibungs- und Verschleißdaten insbesondere die Spezi fi zierun g der relevanten Systemparameter erfordert: sie sind die in der Ü bersicht von Bild 21.1 nochmal s zusammenfassend dargestel lt (vgl. B i ld 2.1 5). Beanspruchungskollektiv: Wirkbewegungen: Gleiten, Wälzen, Stoßen. Strömen (Art, Di mension, Zeitverlauf) Operative Größen: Normalkraft F N , Geschwindigkeit v, Temp eratu r T , Dauer t

D

Syslemstruklur • Triboelemente (1), (2), (3), (4) • Triboelementeigenschaften

(4) ..

i '.." (3)

17

Reibung, Verschleiß Bild 21.t

(2) Wirk·

(1) flächen

t t

n

~j

l

Wirli'ort

• Triboelement-Wechselwirkungen: - Kontakt-Mechanik - Filmdicke/Rauheitsverhälmis - Tribologische Prozesse

=f (Beanspruchungskolletl v, Systemstruktur)

Pammetergruppcn zur Gewinnung und Darstellung von Reibu ngs- lind Verschlcißdaten

21 .2 Tribologische Datenbank fiir Reibungs- und Verschleißdaten

661

Ein Be ispiel des methodischen Vorgehens zur Gew innung und Darstellung von Re ibungs- und Verschleißdaten fUr defin ierte Stahlpaarungen zeigt Bild 21.2 . Das angewendete Tribometerverfahren kann auf Grund der Erfassung a ller relevanten Parameter gemäß der obigen Definition a ls Iribomelrisches Referell::l'elfahren bezeichnet werden. Beanspruchungskollektiv: Wirkbewegung: Gleiten, kontinuierlich Operative Größen: FN '" 10N;v" 0,1 m/s; T'" 23°C; s" 1 km

"'"

• Triboelemente • Triboelementeigenschaften (1) Stift: Stahl C45, gehärtet und angelassen, (a): Härte 290 HV 10, polierte Oberfläche (b): Härte 590 HV 10, polierte Oberfläche (2) Scheibe: Stahl C45, gehärtet und angelassen, (a): Härte 290 HV 10, Rz = 0,5 ... 0,6 IJm (b): Härte 590 HV 10, Rz = O,6 ... 0,7I-'m (3) Umgebungsmedium: synthetische luft, 80 % N 2 • 20 % O 2 ; rel. luftfeuchtigkeit 50 %

l

, :p

121

~~~~~~~~t~~~~;~~~·

11 1~~

Verschleißspur 0=60mm r= 6 mm

»- ,

Systemstruktur

f=FR/F N

F, I-- Verschleiß-

F,

abgeschlossene Tribometerkammer

kalotte ""W V1

W

""k=~ 1 FN ' s

• Trlboelement-Wechselwlrkungen - zyklische Kontakt-Mechanik in rotierender Verschleißspur - intermittierende Reibungswärme - chemische r Einfluss von (3) auf die Verschleißspur von (2) E (2) lement Kon taktElement

t _ :7,!=Z t, , " it;; •,grenzfläche • f '

~::p\

(l)i t i FN

- stationäre Kontakt-Mechanik - permanente Reibungswärme (Absorption, Emission) - kein chemischer Einfluss von (3) auf (1) im Kontaktbereich (1) 1 (2)

• Verschleißkoeffizient in 10- 6 mm 3 /Nm (Spannweite): (a): k 1 200 .. .400; (b): k 1 • Reibungszahl (Spannweite) (a): f = 0.53 ... 0,58; (b): f = 0,51 .. .0,63 ßild21.2

0,2 ... 3

Beispicl cincs tribol11ctrischcn Rckrcn7.vcrfahrcns

2\.2 Tribologische Datenbank für Reibungs- und Verschleißdaten Die Computertechnik bietet heute die Möglichkeit, Reibungs- und Verschleißdaten mit den relevanten Systemdaten zu spe ichem und fiir technische Anwendungen nutzbar zu machen. Ein Beispiel ist die tribologische Datenbank TR IBOCOLLECT. In d ieser Datenbank sind Reibungs- und Verschleißdaten zusammengestellt, die in der Fachgruppe Tribologie lind Verschleißschu/:: der BAM seit Ende der 1960er Jahre, d. h. unmitte lbar nach Begründung des interdisziplinären Fachgebiets der Tribologie, an viel faltigen Materialpaarungen unter defi nierten Versuchsbedingungen bestimmt und stetig akt ualisiert und erweitert werden. Die Datenbank ermöglicht die vergleichende Betrachtung des tribologischen Verhaltens von Werkstoffen. Sie ist ein Rechercheninstrument zur Auswahl von Kandidatwerkstoffen fiir technische Anwendungen und umfasst gegenwärtig mehr als 15000 Datensätze. In Bild 21.3 sind die System parameter eines Datensatzes zusammengestellt.

21 Reibungs- und Versch leißdaten

662

Bezeichnung des Tribosystems

01

WERKSTOFFPAARUNG

•

I• 0 0

c

"••

;;" •2

Grundkörper

Gegenkörper

Bezeichnung

02

03

Abmessul1gen

04

05

Werkstoff

06

07

Rauheitel1

08 R• • R,

09 R•• R, Zwischenstoff

Umgebungsmedium

Bezeichnung

10

11

~

Aggregatzustand

12 fesVflüssigJgasförmig

13 flüssig/gasförmig

.,,

Reibungszustand

14 Festkörper-,fFlüssigkeits-,fGas-,fMisch-,fGrel1zreibtJng

Bewegungsart

15 gleitenlwalzenlbohren/stoßen

117 oszillierend 17 a Frequenz

Bewegungsablauf

16 kont.fintermittierend/repetierend

I

•••, ~

c

Normalkraft

N N/mm 2

18

18 atypisch

18 b Verschleißbeginn

19

19 a geometrisch

19 b Hertzsche Pressung

"•,

Pressung

ml,

•

c

Betriebstemperatur

·e

20 21

~

Beanspruchungsdauer h

22

~

Reit:lungszahl

23

~

zu1. Verschle iß!änge

~

•

Geschwindigkeit

,m

zu1. Verschleißvc!umen mml

Bild 21.3

17 b Amplitude

20 amin.

20 t:l mittlere

20 c max.

21 amin.

21 t:l typische

21 c max.

23 amin.

24 a (Grund körper) 25 a (Grundkörper)

23 t:l max.

124 t:l (Gegenkörper) 125 t:l (Grund körper)

Dalcnblal1 der Kenngrößen Iribotechnischer Systeme: Grundlage fiir die Analyse. die Dokumentation und das Rc\ricval von Reibungs- und Verschleißdaten

Bei e iner Recherche werden gewünschte Werte fUr Re ibung und Versch leiß in die Datenbank eingegeben und es wird nach tribologischen Systemen gefragt, die diese Werte aufweisen. Folgende " Erwartungswerte" sind als ,.Vorgaben" in die Datenbank einzugeben: •

Verschleißkoeffizient Grundkörper ( Eingriffsverhähnis = 100 %).

•

Verschleißkoeffi zient Gegenkörper (Eingriffsverhältnis < 100 %),

•

Endreibungszahl

•

Probentemperatur

•

Gleitgeschwindigkeit

•

Zwischenmedium.

Mit einem Rechercheprogramm werden in der Datenbank Datensätze emlitteh, die diesen Vorgaben entsprechen . Es werden Attribute ausgegeben, die zu den Vorgaben passen und die ein Tribosystem gemäß der System beschreibung von Bild 21.1 kennzeichnen: Ei ne Übersicht tiber das gesamte Spektrum der in der Datenbank gespeicherten Daten des Versch leißkoeffizienten (Summe der Verschleißkoeffizienten von Grund- und Gegenkörper) und der Endre ibungszah l gibt Bild 21.4.

21.2 Tribologische Datenbank fiir Reibungs- und Verschleißdaten

663

,z r E E E

~

•y•

-

....

c

.~ ~

ii

••

~

"]I

•

~

u

~

1,0

Bild 21.4

Darstellung des Spektrums von Reibungs- und Verschlcißdaten (8737 Datensätze)

Für jeden der in Bild 2 1.4 gezeigten Reibungs- und Verschleiß-Datenpunkte sind die relevanten tribologischen Parameter gemäß Bild 21.3 in der Datenbank hinterlegt. Als Ergebnis einer Recherche werden ftir einen vorgegebnen Datenpunkt folgende Infomlationen ausgegeben: (I: SlrllklUr des Tribosyslems

b: Beansp/"llchungskolleklil' c: Reibullgs- und Verschleißdaten

" h

,

GrundkörperWerkstoff( l )

Beschichtung von (I)

Nonnalkrafi [NI

[ Temperatur [0C]

Versehlcißkoctl1zient (I)

Zwischenstol1"(3)

GegenkörperWcrkstoff(2)

[ Glcitgesehwindigkeil [rn/s I

[ Vcrsehkißkocllizient (2)

Iksehichtung von (2)

LufiFeuchte

[ Wegfrequenz [Hzi

I Endrcibungszahl

Diese Daten bilden eine fundierte Grundlage fiir die Auswahl potentiellen Tribomaterialien fiir tribotechnische Anwendungen. Detaillierte In fonllationen über d ie tribologische Datenbank und die Recherchemöglichkeiten sowie Beispiele technischer Anwendungen sind über das Internet erhältlich: www.bam.de ~ Datenbanken ~ TRIBOCOLLECT.

664

22 Machinery Diagnostics Thc a im o f Ihis chapter is 10 present technologies for machinery diagnosis in terms of failure prevention stmtcgies and condition monitoring approaches, and 10 suggest how they can be applied so as 10 lead 10 thc effective management oftribosysterns und equipmenl assets. For as long as Ihere have been machines, Ihere have been mai ntenance issues, uncertainties

regard ing reliability, and failures. With an ever-increasing reliance on expensive and complex machines, machinery failures signiftcantly affect company profits, largely duc 10 thc loss of equipment availab ilily, the cost of spare parts, thc f isk of injury 10 people and the possibility of damage 10 thc environment. Thc response 10 such pressures from industrial concerns and government agencies has been to demand that maintenance systems minimize the risks of eq uipment fa ilurc. In turn, this has spurred technology advances in providing a mcans 10 mon itor and assess the condition of Iribological elements and mechanical systems, rather than wa iting unli l fa ilures occur or replacing parts as a matter of routine. The content oflhe chapter is outlined in the fol1owing overview ofbilingual key words. Maehinery Dlagnosties

Maseh lne ndlagnostlk

Failure prevention strategles • Root-cause analysis • Statistical control • Reliability engineering • Assel maintenance • Knowledge-based systems

SChadensverhütungsstrategien • Ursachenanalyse • Statistische Kontrolle • Zuverlässigkeitstechnik • Anlageninstandhaltung • Wissensbasierte Systeme

Condition monitoring • Vibration monitoring • Oil monitoring • Corrosion monitoring • Thermal moniloring • Electrical signature analysis

Zustandsüberwachung • Schwingungsüberwachung • Ölüberwachung • Korrosionsüberwachung • Thermische Überwachung • Überwachung elektr. Größen

Nondestruetive evaluation • Visual inspection • Liquid penetrant and magnetic particle inspection • Eddy current inspection • Radiography • Acoustic emission and ultrasonic detection inspection

Zerstörungsfreie Prüfung • Sichtprüfung • Flüssigkeitseindringverfahren und Magnetpu Iververfahren • Wirbelstromverfahren • Radiografie • Akustische Verfahren und Uttraschallprüfung

22, I Failure Prevention Strategies Maehine failures happen in many different ways and for many different reasons. To prevent Iheir oeeurrence al an inopportune time, a strategy ean be employed, based on leam ing from past events, undcrstanding presenl performance, and adopting a eost-effeetive ma intenance approach.

22.1 Failure Prevention Strategies

665

22.1.1 Root-C ause Analysis When something fails . the limitations ofa design can be quickly understood. While successful operation ofmachinery enables one to see the possibilities for subjecting the machine to more demands, it is only in failure that boundaries are defined and much can be learned to increase safety and rel iabil ity. and to decrease manufacturing and operating COSIS. Failure analysis melhodologies have progressed 10 the point of becoming somewhat routine, sim ple and straighlforward. It is imperat ive that evidence is catalogued and all steps and parts are fully documented to preserve a tllOroUgh record. Before defining the analyt ical steps required for a failure investigation, one must first determine what will be done with the information gained. For instance, will the failure mode informat ion be used to mode l the fai lure, such that time-to-fai lure can be predicted for other, simi lar designs'? This may enable the implementation of a more effective maintenance schedule. Or, is how the component behaves in its environment the objective'? This may lead to a longer service life. Perhaps, results from a study may suggest that the component or system needs to be redes igned . G iven the right objective, there are many different techniques avai lable for an analysis and someone trained in conducting one will know which a re best suited for a particular cause. By prob ing fai lures to their rOOI-cause, the resu lts should uhimately impact some aspect of product manufacture and or use . Areas ofsignificance include the development ofnew design approaches. the crealion of redesigned configurations for improved safelY and reliability, and the justification for service Iife extension. To have confidence that a machine will carry out its intended purpose, one must establish its fitness for use as detemlined through its quality of design and qua lity of conformance. Quality of design infers reaching a level of attainment in performance, reliability, serviceability, and or funct ion as determined Ihrough deliberate engineering and management decisions. Quality of confoTmance infers a systematic reduetion of variability and elimination of defects until every uni! produced by the machine is identical and defect-free. Understanding and improving upon quality can minimize the likelihood of catastroph ic failure , and lead to lower costs, higher productivity, increased customer satisfaction , and ultimately higher profits. Il1sight can be readily obtai ned through statistical control and reliability engineering methods (Hines and Montgomery, 1990).

22.1.2 Statistical C ontrol Stat istical control ean be broadly defined as those mathematical and engineering methods useful in the measuremenl, monitoring and improvement of quality. It dates back to the 1920's with the deve lopment of statistically-based sarn pling and inspeetion rnethods at Bell Te lephone Laboratories, and matured during the 1940's as the techniques spread to other industries. In evaluating the possibility of failure, one may wish to eompare a set of measurements for a given producl to a set of specifications. The designer or the custom er determ ines these speci fications, usually called tolerance limits. Mathematically, tolerance limits are a set of bounds between wh ich one can expect 10 find any given proportion of a population. If one knows or assumes that a parameter is normally distributed with mean m and variance s2, then tolerancc limits ean be constructed at any level of eonfidenee fOT a proportion ofthe populat ion using the tables ofthe cumulative normal distribution. Measurements recorded outside the bounds would likely be symptomatic of a problem.

666

22 Machincl)' Diagnostics

Theoretically, all processes can be characterized by a ccrtaifl amount of variation if mcasured with an instrument of sufficient resolution. When this variabililY is confined 10 chance varia(ion only, the process is said 10 be in astate of statistical contraL However, a situation may exist in wh ich the proccss variab ility is also afTectcd by same assignable cause, such as a worn machine componel1l. Thc power

ara contral chart

lies in its ability 10 deteci assignable causes.

A contm! chan, whelher for measurements or attributes, consists of a centerlinc correspond ing 10 the average quality at wh ich the process shou ld perform when stat istica l contro1 is exhibitcd, and two conlrol limits, called the upper and lower control limits. A typical chart is shown in Figurc 22.1 . The controllimits are chosen so that va lues falling beyond them can be laken to indicate a lack of statistical contro!. The general approach consists of periodically taking a random sam pie from the proeess, computing some appropriate quantity, and plotting that quantity on the chart . Other graphical lools that may be used to gauge system performance include the histogram, Pareto diagram, cause-and-effect d iagram, and defect-concentration diagram. Each uniquely conlributes to performance improvement Ihrough a systematic reduction of variabi Iity.

~

"I:

~~

U

er control limit

., u

.?; ~

!E

cll!

lower controllimit

2 3 4

5 6

7 8 9 10 11 12

Sampie number

Figure 22.1

A typical control chan

The key lask in the application ofstatistical control is detennining the appropriate variables on which to apply contro!. The number of control charts used is not as important as having the correet ehart prcsent al Ihc right time and plaee to enable operators and management to find and remove the sou ree ofa problem. 22.1.3 Reliability Engineering Reliabi lity engineering originated in the aerospace industry during the 1950's when fa; lure rates ofmi litary electronic systems resulted in limited supply and h igh life-cycle costs. With an emphasis on data collection, statistieal analysis, and ri sk assessment, Ihis engincering discipline has since achieved sign ificant credibility in providing one the probability that a component or system will pcrform a required function without faHure under a given se! of circumstances. This is predicated on knowing what failures 10 expect, and how they will become evident ovcr time. The fundamentals of "wear and reliability" have been discussed in Chapter 5.5 (Versch leiß und Zuverlässigkeit). The fa Hure process is usually complex, consisting of at least three types of faHures: initial failures, wearout failures and those thaI fail in between. Figurc 22.2 , the so-called bathtub

22.1 Failure Prevention Strategies

667

curve, represents a typical failure pattern. In a well-designed system, the majority of failures are comp letely random. These would bc dcpicted by thc bathtub curve shown during the period when the failure rate is lowest, and for most purposes can be regarded as constanl.

Wear out

Break-in

Time Figure 22.2

Threc-stagc (bathtub) failure curve

Other common forms of failure patterns are shown in Figure 22.3. Line A can usually be applied 10 parts that se ldolll fail , but are subjeeted to damage at any time. Line B represents a failure pattern for an item with the majorily of failures oceurring at midlife. For example, a light bulb guarantced for a ecrtain numbcr of hours. Line C exhibits a gradual increase of failures, true of many mechanieal moving parts subjeeled 10 gradual wear. Line 0 demonstrates thai when early-age failures have been removed by burn-in, the time to oeeurrenee of wear out failures is very great (as with eleetronie parts).

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J\

Time Figure 22.3

Com mon failurc patterns

Mathematieally, it is appropriate to model the antieipated failure pattern with a distribution formula to predict the likelihood offailure, and henee determine the extent ofreliability testing required before endorsing a system or strueture of interest (Hilles and Montgomery, 1990). In situations where most failures are due to wear, the standard normal distribution (Gaussian d istribution) may very weil be appropriatc. The gamma distribution, which is a two-parameter family of eontinuous probability distributions based on sea le and shape, is frequently used to model eomponents that have an exponential time-to-failure distribution . When a system is composed of a number of components. and failure is due to the most serious of a largc number of possible defeets, the Weibull distribution seems to do particularly weil as a model. Should

668

22 Machinel)' Diagnostics

complex and competing failure modes exist, modeling shou ld be supplemented with results from statistically-based experiments. In forming a stati st ical design of experiments, judgment is needed in determining a factorial set of computer sim ulation tests and or actual hardware tests. Upon perfonning these tests, results are analyzed using variance techniques. Through the mathematics, an understanding of the sensitivity of Ihe design to each factor or interaclion of factors results. By being altentive 10 the idenlified characteristics thaI sign ificant ly impact the system or structure of interest, rel iability improvement and or life extension may be achieved. As reliabilities improve, lesttimes correspondingly increase. Thus, demonstration testing becomes less practical. An alternative to testing is to continuously monitor the structure of interest during ilS development stage so thaI weaknesses are quickly idenllfied. The process enables mi sapplied parts to be found and replaced, design errors to be corrected, and defects associated with workmanship or manufacture to be eliminated. Accumulating test dala from different environments during the design proeess is not simple, but necessal)' to ferret out any unintended perfonnance attributes.

22 .1.4 Assel Ma inte nancc If equ ipment is nOI looked after, the impact is nOI immediately noticed. As a resuh, it is conceivable thaI a " Not broke, don't fix It" attitude can prevail in an Industl)' wilh the inherenl benefit of making short lerm profit by saving monies earmarked for upkeep. Vet, given the complexity in the design and operation ofmost machines, breakdown Is inevitable and has an ever-increasing impacI on profitabi Iity due to factors such as loss of availabi Iity, cost of spares, cost of labor, cost of secondary damage, and risk of injury to people and the environment. The engineering challenge has Iherefore become one of identifying the optimum means for insuring against catastrophic failure , while avoiding needless expenditure. Approaches taken to maintain systems have evo lved as indusI1Y has changed as shown in Table 22.1 . Ta bte 22 .1

Ilislory of Mainlcnancc Approachcs

Pe riod

Ma nufac l ur in g C haraclerisl ics

DOlllill a ll1 Ma inle nance AIJp roac h

UPIO 1940s

Ovcrdcsigned

FailuTe-based maintcnanee

Rcliablc

Lubricatc and scrvice

lncreased mechanization

Timc-bascd maimcnancc

Downtilllc iS5UCS

Fixcd-timc ovcrhauls

Worldwide eompcli1ion

Timc-bascd mairucnanec

Increasing costs (inl1ation)

Reliabilily-ccntcred mainlcnancc (RCM)

[940s· 1970s

[970s - 1980s

Jusl-in-time inl'entor)' 19805 - I'rcscnt

Highly automatcd cquipmcnl

Timc-bascd mainlcnancc

Safcty/elll'ironmcntal issucs

Reliability-ccnlcTcd maimcnancc (RC1'.·[)

Computer tcchnology

l'ul"Suit of Condition-bascd mainlenancc

22.1 Failure Prevention Strategies

669

Given product demand, historical behavior, and management attitude, the maintenance plans of today will likely be unique to the system of interest, incorpomting one or more maintenance philosophies based on failure mode, timing, reliability or condition. Failurc·ßascd Ma intcnancc

Failure-based maintenance requires little if any advanced planning. It typically takes the form of wait ing until a failure occurs, at which time the reaclion is 10 repair the damage. Th is is Ihe simplest approach to maintenance and i5 very effective if the cost of failure and cost of repair are both low. The drawbacks depend on the consequence of failure. Unexpected failures are disruptive to existing activities, requiring plans to be altered and may cause a loss in producti· vity. The means to implement this approach is extremely simpl e. The failure is defined and catalogued to provide information for future use, and aS5igned a priority as to the urgency of re· pair. Upon assembling the necessary resources, the system is restored to its original condit ion.

T imc-Bascd Maintcnancc Time·based maintenance evolved duc to the economic impact of fai lure-based maintenance. lt is a system ofaddressing upkeep at fixed periods oftime, independent ofthe condition oflhe equ ipment. It is very effective when the performance and condition of eqllipment is related to the passage oftime, and where the maintenance tasks can be carried out simply and quick ly, such as an oil or filter change. Often , an annllal cycle is used for shlltdown, disassembly, and mechanical inspection ofthe various elements ofthe system. One disadvantage of this maintenance philosophy Is associated with the random nature of failures. As with failure-based maintenance, an unanticipated malfunction can lead to high repair costs and a heavy loss in productivity. A second disadvantage is that at the designated time for inspection, perfectly good equipment can be disassembled. This is not only expensive because of downtime and labor, but exposes the equipment to be at risk upon reassembly due to human error and or the introdllction offoreign elements.

Rclia bility·Ccntcrcd Maintcnancc Reliability-centered maintenance (RCM) is a technique, originating in the aircraft industry, to develop maintenance schedu les on the principle that the reliability of systems and structures and the perfonnance achieved is a function of design and build quality. Two separate methodologies are used, one for systems and the other for structures (Smith, 1993). For systems, RCM begins wilh a top·down failure modes and effects analysis (FMEA). The objective of the FMEA is to ident ify all plausible means of failure for each item of a system based on its funclion. Criticality analysis is someli mes employed to rank the modes according to probability of occurrence and severity. The modes are then categorized as to being evident to or hidden from the operator in the nonnal perfonnance of duty, and further differentiated as to consequences sensitive 10 a particlliar sector of induslry (e. g., safety, environment, operations, econom ics). From the resulting list, a set of questions are asked to detemline the most effective maintenance task to address each failure mode. The outcome may dictate at a spec i· lied time interval whether to detennine the condition of the item, rework the item, discard the item, or do nothing, [t may even suggest thaI the failure mode cannot be addressed Ihrough a maintenance task and must be redesigned.

670

22 Machincl)' Diagnostics

For structures, ReM methods were developed 10 eslablish inspect ion regimes 10 enSUTe structura! integrity and thereby safety. Operational and ecol1omic consequences da nOl apply. The melhodology is based on the assumpt ion thai slruClure has a safe life, normally related 10 thc fatigue process, or is dcsigned so that il incorp0nllcs thc lIse of redundant load paths. For inspection purposes, struclurally significant items are identified and raled in accordance with theiT risk of damage duc 10 fatiguc, environmental deterioration , und accidental damage using a each application. For non-signi (able of structural rating faelors dcvcloped spec ifically tieant areas, a low-cost visual inspection plan is implemented.

ror

RCM is being used eITectively over a wide range of industries as weil as in commercial or military aviation where its use is now accepled praclice. Normally, il is necessary to COSIjustify the process as it has a cost of its own, including the time it takes to acquire the necessary ski lls for implementation.

Condition-ßased Maintenance Cond ition-based maintenance (CBM) is safer and economically more altraclive than either the failure-based or time-based methods. The fundamental concept behind condition-hased maintenance consists of evaluating the system or strueture from many aspecis and assessing the current state of operation or perfonnance. Maintenance plans and requirements are then driven hy the antieipated workload. The key to CBM is being able to perceive or aSSllme a condition as a result ofsensing, observation or test. Evaluation based on eondition requires management support, as resources must be allocated for the deviees used to oblain information abou! the behavior ofthe system or strucl ure, as weil as establ ish doeumentation and historieal information for comparative use. Trained personnel are required to implement and suslain the e ffort . In an effectivcly run program, the savings incurred from reduced maintenanee should offset these costs. Suecess or failure is dependent on good knowledge of the condit ion of the item of interest, necessitating that condition mon itoring is aprerequisite. The lools and teehniques required for the implementation of condition monitoring are discussed in the following section ofthis chapter.

22.1.5 Knowledge-Based Systems Knowledge-based systems are infonnation processing machines that attempt to mimic the reasoning behavior ofhumans. They can operale on the basis ofrules. capluring the decisionmaking proeess of an expert, or trained in a manner to recognize and respond 10 patterns of data. Acquiring diagnostic reeornrnendations through a rule-based approach to analyzing information feli es on prodding. interpreting and represcnt ing knowledge from human experts. Care must be exercised to avoid misinterpretalion, gaps or errors in programming the logic used to arrive at an outeome. The benefit of using this method of artific ial intelligence is that results are quickly provided 10 a diagnostieian through a eonsistent palh of direclives based on a fixed sequential order. The downside is that Ihe process cannot readily adapt 10 changes because of its rigid struclure. Thus, the expert system must be periodieally reprogrammed as experience is gained, whieh ean be time-consuming and expensive. In an attempt to apply a more human-like way of thinking in the programming of computers. fuzzy logie may be used to describe how 10 exeeute deeisions or conlrol actions without having 10 spee ify process behavior through complex equalions. Fuzzy logic is a superset of conventional Boolean logie Ihat has been extended to handle Ihe concept of partial truth when tradi-

671

22.2 Cond ition Monitoring

tional true/false logic cannot adequately address situations that present a number of ambiguities or exceptions. Viewed as a formal mathematical theory for the representation ofuncertainty, which is crucial to the management of equipment assets, fuzzy logic permits notions like "ratller wann" or "pretty cold" to be fonnulated for computer use. Research activity has been undertaken into the possible use of neural networks in eondition monitoring and diagnostics, modeled on the nerve cells ofthe brain (Kosko, 1992). This knowledge-based system leams to reeognize eomplex patterns through a set of proeessing elements (or nodes) that are interconnected in a network that looks someth ing like that of Figure 22 .4. The top layer represents the input layer, in this ease with four inputs labeled X I through X4. [n the middle is the hidden layer (or layers), with a variable number of nodes that perform mueh of the work of the network. The output layer in this ease has two nodes, Z 1 and Z2, representing conclusions to be detennined from the inputs.

X1

X2

X3

X4

Hidden layer

Z1 F"igure 22.4

Z2

Ncural nctwork struclurc

Each node in thc hidden layer is fully eonnected to all inputs. Thi s hidden layer is where thc network learns interdependencies. The network is repeatedly shown observations from available data related to the problem 10 be solved, including both inputs and desired outputs. [\ then tries to predict the eorreet output for each set of inputs by gradually redueing error through algorithms that involve an iterative search for a proper set of weights that will accurate1y prediet the outputs. Henee, raw data is used and manipulated to update the system and draw the best conclusion based on all experience the network has encountered to date. As knowledge is not explicitly declared, the method is lim ited in justifying its chain of reasoning. The most fecent development in knowledge-based systems is hybrid intelligence, eombining the best features of expert systems, neural networks and fuzzy logic. Object-oriented programming provides the necessary struClure to enab le these techniques to work together, so as to comple1l1enl their strengths, and to provide justification of the decision-1l1aking process. Thi s is of prime value to diagnosticians who want 10 understand and decide for themselves whether the rec01l1mendations that resull are sound.

22.2 Condition Monitoring One of the primary eons iderations in designing a tribological system is in the selection of a material that will satisfy funet ional need bOlh safely and reliably. Such adecision process is

22 Machinel)' Diagnostics

672

usually expressed in temlS of physical, mechanical, themlal, electrical or chemical properties, linking a candidatc material structure and composition to its intended perfonnance objective, see Figure 22.5. Designers generally rely on material properties that are low in cost, easy to measure, fairly reproducible and associated with a well-defined response through specificat ions. The tribologically relevant aspects ofthe basic c1asses ofmaterials- metals and alloys, ceramics, polymers, composites - are discussed in Chapter 9 (Tribotechnische Werkstoffe). Performance

Structure Atomic Bonding

Stresses

Crystal Structure

Corrosion

Material } Properties {

Defect Structure M icrostructu re

Temperature Radiation

Macrostructure

Vibration

Figurr 22.5

1\-lalerial propcrties link Slruclurc 10 pcrformancc

The se lection of materials on a rational basis is far from easy. Regardless of how weil a material has been characterized and how weil perfomlance requirements have been defined, there will a lways be a degree ofuncertainty as 10 its ability 10 perfonn for a spec ified period. The traditional method of keeping tribologica l systems in good working order has been through regular sched uled service. However, many procedures are carried out more often than is necessal)', and can lead to disaster shou ld a serious fault develop bctween service interval s. Therefore, Ihere is an increasing interest in performing maintenance on condition. A schemalic of a typical condition-based maintenance (CBM) system is shown in Figure 22.6. The key components consist of sensors, fault classifiers, predictive models, model/data fusion and outputs.

4

Tribological System

I

Sem",,,,

I Fault

Detectors

Predictive Models

I Figurr 22.6

Fault Classifiers

I I

1-----1 Model/Oata L I I Fusion I

Output: Warning Detection Qualification Life Prediction

Elcmcnts of a condilion moniloring approach

Evaluation based on condition requires managerial suppol1, as resources must be allocated to obtain information about the behavior of a given system, as weil as establ ish documentation for comparative use. While the lwO most widely used methods are vibration monitorillg and oi l

22.2 Cond ition Mon itoring

673

ana lysis, there are many other effective approaches (Rao, 1996) as summarized in Table 22.2 und discussed in the following sections. Table 22.2

Condition Moniloring Methods

Monitoring T echniqu e

Elrrnrnts 1\'l onit ored

I\lachine Diagnosis

J\l easure rnent

Vibra tioll - Signature analysis - Shock pulse 111ethod

ßearings Gears Rotors Shans

Imbalance Loose ness Misalign111ent Wear

Displace111cnt Vciocity Acccicration Spike ellergy

ßearings Gears Rotors Lubricant

COlllamination Degradation Fmeture Wear

Composition Contaminants

ßearings Coolant Gears Lubricant Motors

Chcmical reaction Fmclure Frictioll O"crload Wear

Tcmperature

Rot.:pcrt-Verl
Literat urverzei chn is

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Literat urverzei chn is

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