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)

-

H17(j)

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
Abstrakte Systemdarstellung

.

~

~

Eingangs· =c;ys,.m'tru~;l~uSQang, größen

S = {A , P, R}

.~ {X}

.. größen

. {Y } """" Systemgrenze

{ X J Systemfunktio ~ {Y}

Die systc111tcchnischc Methodik in Stiehwortcn

2.2 Fun ktion un d Struktu r tribologischer Systeme Tribologische Systeme, oder kurz Tribosysteme, können nach ihrer funktion el len Aufgabe - Umsetzung von mechanischer Energie, Information, Stoffen mittels bewegter Wirktlächen gemäß der kybernet ischen Grundkategorien Energie, Information. SIO./J in primär energie-, informations- und stoffdeterminierte Funktionsklassen eingeteilt werden. Fun ktion von T r ibosystemen •

Energieumselzende tribologische Systeme -+ Maschinenbau, Feinwerktechnik Bewegungsübertragung H Führungen, Gelenke, Lager Bewegungshemmung H Bremsen Kraftübertragung H Kupplungen Energieübertragung H Getriebe

-+ -+ -+ -+ •

In!ormationsumsetzende tribologische Systeme -+ Informationstechnik H Computer-Festplatten laufwerk, CD, DYD H Nocken/Stößel-Systeme, Schaltrelais H Typenraddrucker, Tintenstrahldrucker

-+ Speichertechnologien -+ Signal übertragung -+ Signalausgabe •

Sto./Jumsetzende tribologische Systeme -+ Produktionstechnik, Transportwesen -+ Urformen H Gieß-, Press-, Extrudierwerkzeuge -+ Umfornlen H Biege, Walz-, Schmiede-. Ziehwerkzeuge

10

2 Tribolog ische Systeme

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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\<· ftächen Stribeck-Kurve

:t;:

~

RauhEllt R

(l) rotlerend~ RaulheltR;

(2)

statlOnär~ Fllm. ,/'" Y tdlCked y

Wlr\
(3) Fluid, Viskositiitll

~

•B "

Im Regime 111 gilt 11

f-v ' '1 t FH

),. = Filmdicke d IIRauheit 0 = (R,2+ Rl)'IZ] -

Bild 2.3

Tribosystem Zylinder (1) I lagerschale (2) Konfonner Kontakt, Reibungszuslände: I Festkörperreibung, Ä .... 0; f .. 0,1 ... >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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Bild 2.5

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1 "'

m,

1000 s

Chantkteristisehe Dimensionsbereiche tribologiseher Systeme und Prozesse

Reibung und Verschleiß in Tribosystemen resultieren aus tribologischen Prozessen in den Wirkflächen kontaktierender Triboelemente. Sie reichen von dissipativen, einer " in-si tuBeobachtung" nicht zugänglichen Nano/ Mikro-Effeklen in submi kroskopischen Wirkorten bis in den Makrobereich der Triboelemente mit messbaren Kräften, Geschwindigkeiten und den Dämp fung-Masse-Feder-Charakteristika der Triboelemente, siehe Bild 2.6. Die folgenden Abschnitte geben kurze Übersichten zur Nallo-. A4ikro- IIlId Makrolribologie (Czichos, 200 I).

§~~r 1I

~ Bild 2.6

I Nanotribologie atomar/molekulare Adhäsions-, Trennund Schereffekte; ehern. Prozesse

11 Mikrotribologie mikromechanischfthermische Gefügeänderungen, Verschleißbilder 111 Makrotn'bologie Kräfte FN • FR; Geschwindigkeit v, Dämpfung - Massen - Federung

Dimensionsbereiche tribologischer Prozesse. schematische Darstellung

2.3 Dimensionsbereiche tribologischer Systeme und Prozesse

13

2.3.1 Nanotribologic Die Nanoll'issellschafi wurde, wie bereits erwähnt (vg1. Bild 1.1), von dem Physik-Nobelpreisträger Feynman begründet (Feynman, 1960). Die Ursachen der Reibung auf der Nanoskala erklärt Feynman - in Anlehnung an eine erste "atomare Theorie der Reibung" (TomIinson, 1929) - in seinen berühmten Feynman LeClllres on Physics (1963 , deutsch 2007) wie folgt : Beim Gleiten eines festen Körpers auf einem anderen wird Feynman·Tomlinson·Modell eine Kraft benöligl, /Im die Bewegung Q/grechlzuerhalten. Diese wird Reibllngskraft genannl, lind ihre Ursache isl sehr ~' • 7 komplizierl. Beide Kontakiflächen .~ind in alomarer Dimensi011 unregelmäßig. Es gibt Kontak/punkte, an denen die Alome aneinander haften lind wenn der Gleitkörper enlfallg gezogen wird. werden die AlOme ge/rennt und es entslehen Schwingungen. Der Mechanismus des LeislUngn'er/ustes iSI, dass beim Bewegen des Glei/körpers die atomaren Poten/ia/schwellen deformiert werden, wodurch Wellen lind atomare Bewegungen enellgl werden, was sich nach einer Weile in beiden Körpern als Wärme äußer/. Die Nanotribologie ftlhrte, wie bereits im ersten Kapitel en vähnt, zu einer " Renaissance der Reibung" (Urbakh, Meyer, 2010). Nanoskalige Reibungs· und Verschleißprozesse werden heute mit Molecil/ar Modelling. Elektronenm ikroskopie und Rasterkraftmikroskopie (Gnecco and Meyer, 2007) untersucht. In diesem Buch wird die Tribologie der MikrolNano-Kontakte in Kapitel 3.3 und die Messtechnik der Mikro· und Nanoskala in Kapitel 8.4 behandelt. Ein Beispiel nanoskaliger Verschleißphänomcne, wie s ie bei Laboruntersuchungen an Bremsmaterialien festgestellt wurden, zeigt Bild 2.7. Die in der Querschnittdarstellung des Bremsmaterials beobachteten Effekte - plasti sche Deformation, Rissentstehung, Nanopartikelb ildung konnten auch im Nano-Maßstab modelliert werden (Österle et al., 2007). Tribosystem Bremse: (1 V(2) Wirkflächen v ,

.r-.

(2) Bremsscheibe rotierend Druckkolben

(1 )GehäuSe Bremsmaterial

Nanoskalige Simulation tribologischer Prozesse, Methode Moveable Cellular Automata

Bild 2.7

Nanoskaligc Triboprozcssc. cxpcrimcnlcll bcobachtcl und thcoretisch modcll icrt

2 Tribologische Systeme

14

2.3.2 Mikrotribologie Die Mikrotribo logie untersucht und beschreibt tribologische Prozesse im sub-mm Bereich. Di es sind Dimensionen der WerksloJJmikrosfruklur techn ischer Oberflächen. Bild 2.8 gibt eine schemat ische Übersicht über ihre metallphysikalischen Merkmale; sie können alle einen Einflu ss auf d ie tribolog ischen Prozesse in den Mikrokontaktcn von Wirkflächenpaarcn haben.

SUbstitu iertes

Interstitiell eingebautes Frumdatom

Gle iHinien plastischer

Framdphase Gitterorientierte

Oeformation

Inkohärente

~

- 0.25"'"

',:"om,;;;"", setzung

100

Bild 2.8

Kom-'"

(z. B. 50 11m)

Übersicht über mctallphysikalischc Charakteristika de r WcrkstolT-MikrostTu kt ur

Mikro-Verschleißerscheinungsbilder konnten ab Mitte der 1960 Jahre mit dem Rasterelektronenmikroskop (REM) mit mehr als IOOOOfacher Vergrößerung bei gle ichzeitig hoher Schärfentiefe abgebildet und die grundlegenden Verschleißmechani smen kategorisiert werden. Sie sind in Bild 2.9 übersichtsmäßig zusammengestellt und werden im KapitelS detailliert behandelt . Verschleißmechanismen und ihr Erscheinungsbild : A Oberflächenzerruttumg Dauerscl1wing·Rastiinien, Rissbildung und Partikelbildung durch triOOlogische Ermüdungs·Wechselbeanspruchung B Abrasion Riefenbildung und Materialabtrag durch ritzende Beanspruchung (Mikrospanen, Mikropflügen, Mikrobrechen) C Adhäsion Bildung und Trennung von (atomaren) Grenzfiachen·Haftverbindungen mit .Ka ltverschweissungen· und Malerialübertrag (.Fressen-) D Triboreaktionen Bildung von Reaktionsproduklen durch chemische Reaktionen (aktiviert durch I

Bild 2.9

Erscheinungsbilder der gru ndlegenden Verschlcißmcchallismcn

15

2.3 Dimensionsbereiche tribologischer Systeme und Prozesse

2.3.3 Ma krotribologie Während die Nano- und Mikrotribologie Dissipat ionsefTekte im mikroskopischen Maßstab untersucht, hat die Makrotribologie die Aufgabe, in der Technik benötigte Funktionen der KraftlEnergieübertragung mittels geeigneter Wirkflächen zu realisieren und zur Venn inderung reibungs- und verschleißbedingter Energi e· und Materialverluste beizutragen, siehe Bild 2.10. NanofMikro- Tribologie : Analyse nano-

I ~ I -mikroskaliger Oissipalionseffekte r'ULE62E§lf1 ' rIfi f f ,,1

1 -<E+*" i

Makro·Tribologle: Reallslel1.lng technischer Bewegungsfunktionen über Wirkflächenpaare, Vennindol1.lng reibungs· und verschleißbedingter Energie- und Mater1alver1usto

Bi ld 2.10 Zusammenwirken von Makro/M ikrolNanoTribologie zur Optimierung technischer Systeme Die Makro· Tribosysteme der Technik sind außerordentl ich vielfaltig. Bild 2. 11 g ibt dazu eine Übersicht mit kennzeichnenden Bereichen von Flächenpressungen und Geschwindigkei len.

T''''''''1''"'dichtungen

-

I

Kugellager (Wälzg&S<:hwindigkeit)

Bremsen Kupplungen

I

~olben. ~be Aerodynamische Feder1ager Gleitringdichtungen

nnge·r

Reibradgetri ebe

,

(FestsIOll.

'-

,

10-

10-'

-.

Geitlager

Ventil· führungen

,

Gelenklager

10-'

10'

10'

Hertzsche Flächenpressung in N/mm 2

10'

10' •

Bild 2.1 1 Tribotechnische Systeme mit kennzeichnenden Größenordnungen operativer Größen

16

2 Tribologische Systeme

Die mit ihren operativen Funktionsbereichen von Flächenpressungen und Geschwindigkeitsbereichen in Bild 2.11 gekennzeichneten Tribosysteme lassen sich wie folgt kategorisieren: Führungen, Gelenke, Lager

--7

Bremsen

-7 Bewegungshernmung

Kupplungen

--7

Kraftübertragung

Getriebe

--7

Energieübertragung

Bewegungsübcrtragung

Die genannten Tribosyslcme haben "gesch lossene" Systcmstrukturen. Sie sind dam it Bewegungssysteme, die zusammen mit Belast ung und Antrieb Masse-Feder- Dämp fer-Kornbinationen bilden. Bild 2.12 zeigt dazu ein einfaches BeispieL Die dynamischen Eigenschaften können - insbesondere durch reibungsangeregte Schwingungen - das Verhalten gesamter Tribosysteme entscheidend beeinflussen, siehe s/ick·slip, Kapitel 4 Reibung,

Dämpfung

Federung

FR Triboelement (1) Triboelement (2) stationär

Bild 2, 12 Makrotribologie eines Tribosystems mit geschlossener Systemstruktur. Beispiel Glcitflihrung Bei tri bologischen Systemen mit "offe nen" Systemstrukturen ist zusätzlich zu beachten, dass häufig nur e in T riboelement (mit einer rotierenden Wirkfläche) permanent am tribologischen Wirkort ist und das andere Triboelement (unter Beeinflussung durch das Umgebungsmedium) ku rzzeitig den Wirkor! durchläuft. Bild 2. 13 illustriert dies am Triboystem Reifen/ Straße. Tribosystem Reifen/Straße Antriebs· richlung

Tribophysik • Die größte iibertragbare Kraft FR.. am Reifen ist begrenzt durch den Reibungskreis • Definition: Schlupf S 5 = ( s'I>oO<_ - S,.., )I s",-_ • Maximale Kraftübertragung bei ca.1 % Schlupf • Beim Bremsen gilt: FR•• = FB + Fs , • Wenn FR.. "'F B ..... F. '" 0, d.h. es kann keine Seitenführungskraft übertragen werden: ein blockierendes Rad ist nichl lenkbar.

°

" Weg (real)

'-

Schlupf

größte Obertragbare KrlIft am Reifen

Bild 2. 13 Makrotribologie eines Tribosystems mit offener Systemstruktur. Beispiel Reifen/Straße Wie bei allen Tribosystemen mit offener Systemstruktur wird auch beim Tribosystem Reifen/Straße die Tribophysik durch die Umgebungsbedingungen beeinflusst siehe Bi ld 2.14 .

17

2.3 Dimensionsbereiche tribologischer Systeme und Prozesse Tribosyslem Reifen/Straße Fahrsituationen , Bodenhaftung und Bremsverha lten: • 1. Weite Kurve: Große Längskräfte ermöglichen gutes Beschleunigungs- und Bremsverha lten. • 2. Enge Kurve: Die Seitenkräfte nehmen zu und für Antriebskräfte bleibt weniger Potential ; das Fahrzeug kann nicht mehr so stark beschleunigt oder gebremst werden. • 3. Geringe Bodenhaftung (z.S. auf nasser Straße): Die Möglichkeit, enge Kurven zu fahren und die maximal möglichen Antriebsund Bremskräfte sind eingeschränkt. • 4. Gute Bodenhaftung (z.B. warmer Asphalt in der Mittagssonne): Kurven können schneller gefahren werden und das Fahrzeug lässt sich stärker bremsen.

Bild 2.14

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1

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Geringe Bodenhaftung

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'

Gute Bodenhaftung

Einfluss der Umgeb un gsbcdingu ngen auf die Tribophysik des Reifen/Straße-Systems

Tribosysteme können heute durch Mechatronik - Mechanik-Eleklro nik-Injormmik + SensorikProzessorik-Aklorik-Rege/lIllg - optimiert werden (Czichos, 2008). Als Beispiel zeigt Bild 2.15 die Bremsoptim ierung durch ABS, einer mechatronischen " Stotterbremse" . Sensoren erfassen die Kenngrößen der Fahrdynamik. Bei einer Blockienendenz der Räder ergehen von Prozessor und Regler Stellbefeh le an einen Aktor, der den Bremsdruck senkt, die Bremswirkung reduziert und die Lauffunkt ionjeden Rades einzeln optim iert.

Steuerelektronik:

1 Sensor für Radd rehzahl und -geschwindigkeit 2 Lenkradwinkelsensor 3 Sensor für Gier-Drehrate, Querbeschleunigung 4 Sensor für Pedalweg 5 Sensor fü r Bremsdruck 6 Aktorik für Bremsdruck • Sensoren 1, 2, 3, 4, 5 erfassen die Funktionsgroßen der Fahrdynamik • Steuerelektronik CAN ermittelt die erforder1ichen Bremsdrucksignale • Aktorik 6 regelt hydraulisch den not1 Bremsdruck

Bitd 2.1 5 Tribologisches System RcifenlStmßc. optimicrt mit ABS. Anli-Blockier-Syslcm

18

2 Tribologische Systeme

2.4 Method ik zu r Reibungs- und Verschleißanalyse Durch Anwendung der Systemanalyse auf die Tribolog ie können die Parameter und Ein flu ssgrößen tribologischer Systeme systematisch geordnet werden, siehe Bi ld 2.16. Eingangsgrößen:

Beanspruchung

<1?

~ Bewegung

~\: (2) (3)

{ DISS } Dissipationseffekte: • Reibungsmechanismen: • Verschleißmechanismen Sys tem$truktur

Ausgangsgrößen

Tribo loglsche$ System

{X} Operative Größen: • Kräfte • Bewegungen • Temperatur • Zeit { Z} Störgrößen: z .B. Vibrationen

J -,>/7 '" •{V} Ver1ustgrößen: Reibungsenergie

-

TC(~1~1_ _ _ _ _ -

~

---~

S = {A,P,R):

{Y} Funktionsgrößen: ..- • Bewegungsfunktion ;; - • Nutzenergie

• MaterialverSchleiß

Systamfunktlo n :

{ A} Strukturelemente: (1) Grundköll>er (2) Gegenkörper (3) Zwischenstoff (4) Umgebungsmedium ( P(A» Stoff/FormeigenSchaften ( R(~, A J) ) Wechselwirkungen: Traktion, tribologische Prozesse

Bild 2.16 Allgemeine systemanalytische Darstellung eines tribologischcn Systcms In erweiterter Analogie zur Festigkeitslehre ermöglicht die Systemanalyse die Charakterisierung von Reibung und Verschle iß als " Systemkenngrößen" (Czichos, (1978): Werkst ofT 1 --+ Festigkeitswerte

• Fesligkeilsfehre: Beanspruchung (Zug, Druck, elc .) --+

--+ Materialkennwerte • Tribologie: Beanspruchungskoll ektiv {X} --+

Systemstruktur

--+ Re ibung, Versch leiß {V} --+ Systemkennwerte

Daraus resultiert die in diesem Handbuch angewendete Methodik zur Reibungs- und Versch leißanalyse von Werkstoffen, Bauteilen und Konstru ktionen, siehe Bild 2.1 7. Baanspruchu ngskollaktlv: Wirkbewegungen: Gleiten, Walzen, Stoßen. Strömen (Art, Dimension , Zeitver1auf) Operative Größen: Normalkraft F N, Geschwindigkeit v, Temperatur T, Dauer t

D

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

(4 ~>

"

·..'--1J2) Wirlo;-

(3~

F1)

flächen

t

-otJ

~ Wilkortl

n

• Triboelement-Wechselwirkungen: - Kontakt-Mechanik - FilmdickelRauheitsverhaltnis - Tribologische Prozesse

Reibung, Verschl eiß" f (Beanspruchungskollektiv, Systemstruktur)

Bild 2.1 7 Syslcmmclhodik zur Rciburtgs- und Vcrschlcißanalysc

19

3 Tribologische Beanspruchung Der Begriff tribologische Beanspruchung kennzeichnet die Beanspruchung der Oberfläche eines festen Körpers durch Kontakt- und Relativbewegung eines festen, flüssigen oder gasförmigen Gegenkörpers. Wie alle tribologischen Prozesse hat auch eine tribologische Beanspruchung eine d uale Natur: sie ist einersei ts erforderlich fur die technisch nutzbare Umsetzung von Energie-, Stoff- oder Signalgrößen über Wirkfl ächen in tTibotcchnischen Systemen; anderersei ts sind tribologischc Beanspruchungen stets mit Reibung verbunden und können zu Ver-

schleiß fUhren. Die Ana lyse tribologischer Beanspruchungen muss sowohl den Aufbau techn ischer Oberflächen und ihre Physik und Chemie a ls auch geometrische, kinematische, kräftemüßige, energetische und thennische Verhältnisse in Kontaktgrenzflüchen untersuchen.

3.1 Technische Oberflächen 3.1.1 Aufbau technische r Oberflächen Technische Oberflächen stellen die geometrische Begrenzung technischer Bauteile dar. Während Werkstoffangaben fur technische Bauteile z. B. bezügl ich chemischer Zusammensetzung, Geftige, Festigkeit, sich auf den Werkstoff als ganzes beziehen, zeichnen sich Werkstoffoberfläc hen gegenüber dem Werkstoffinneren durch wesentliche Unterschiede aus. Nach der Festkörperphysik lässt sich die Oberfläche krista1!iner Stoffe idealisiert als Abbruch eines mehr oder weniger periodischen Kristallgitters ansehen. Hierbei verursachen die Elektronen an der Begrenzung des periodischen Gitter-Potentials bzw. die unabgesättigten Bindungen der Oberfl ächenatome charakterist ische Umordnungen. Durch Wechselw irkungen des Werkstoffs mit den Umgebungsmedien können Veränderungen der Oberflächenzusammensetzung und ein Einbau von Bestandteilen des Umgebungsmediums stattfinden. Je nach Reaktivität des Grundwerkstoffs kann eine Physisorption (Adsorptionsenthalpie < 0,4' 105 J mol-I) über van-der-Waals-ß indungen oder eine festere Chemisorption (Adsorptionsenthalpie > 0,4 ' 10 5 J mol-I) mit kovalenten oder ionischen ßindungsanteilen erfolgen (Wuttke, 1986). Bei metallischen Werkstoffen werden im allgemeinen mit Hilfe des Luftsauerstoffs Oxidschichten aufgebaut und darauf andere gasföml ige oder fllissige Verunreinigungen physi- oder chem isorbiert. Außerdem ist der Einfluss der Fertigung zu beachten. Spanend bearbeitete und umgeformte Oberflächen zeigen im Vergleich mit dem Grundwerkstoff in der Oberflächenzone fo lgende Änderungen: unterschiedliche Verfestigung, Aufbau von Eigenspannungen, Ausbi ldung von Texturinhomogenitäten zwischen Randzone und Werkstoffinnerem. Der Schichtaufbau technischer Oberflächen ist rur das Beispiel metallischer Werksto ffe schemat isch vereinfacht in Bild 3.1.1 wiedergegeben (Schmaltz, 1936).

20

3 Tribologische Beanspruchung

Bei der Charakterisierung technischer Oberflächen werden von innen nach außen drei Bereiche unterschieden :

Grundwerkstoff innere Grenzschicht

äußere Grenzschicht

AuOere

Grenz _ schicht

1

5 nm

0,5 nm =:--==

Innere Grenz schicht

Bild 3.1.1

L

1-10 nm

,

"5~m

~

Verunreinlqungen

----.A9ill p...!!2D..sschlch! ..--.O~

Verformte 5<:hlcht _ _ ~G"rundwerkslofl

Aufbau techni scher Obcrlllkhcn: schematische Darsldlung des Querschnitts einer MetallObcrflachc

Die innere Grenzschicht beSIeht in Abhängigkeit vom Fenigungsverfahrcn aus einer an den Grundwerkstoff anschließenden Verformungs- oder Verfesligungszone. Die äußere Grenzschicht besitzt meist e ine vom Grundwerkstoff abweichende Zusammensetzung und kann aus Oxidschichten, Adsorptionsschichten und Verunreinigungen bestehen. Wichtig ftiT die KontaktvoTgänge bei tribologischen Beanspruchungen sind besonders die im folgenden kurz dargestellten Unterschiede zwischen Grundwerkstoff und Grenzschichtbereichen techn ischer Obernüchen. Der Begriff ,.Obernüche·· umfasst dabei die in Bild 3. 1.1 dargestellten Grenzschichtbereiche. C hemische Zusammensetzung Di e chemische Zusammensetzung von Obernächen kann sich erheblich durch den Einbau von Bestandteilen des Umgebungsmediums von der des Grundwerkstoffs unterscheiden. Zu beachten ist, dass neben den Einnüssen des Umgebungsmediums auf die Zusammensetzung techn ischer Oberflächen bei Legierungen auch eine Anreicherung von Legierungsbestandteilen aus dem Werkstomnneren an der Obernäche erfolgen kann (Obernächensegregation). So wurde z. B. bei einer Kupfer-Aluminium-Legierung mit einem volumenbezogenen AI-Anteil von 1% eine 6,S-fach höhere Al-Konzentration an der Oberfl äche festgestellt (Buckley, 198 1). Obernächenanreicherungen von Legierungsbestandteilen, die ein Mehrfaches der Volumenkonzentration erreichen können, wurden z. B. auch in den folgenden Systemen beobachtet: Nickel in Eisen, Aluminium in Eisen, Zinn in Kupfer, Kupfer in Nickel , Gold in Kupfer, Silber in Gold, Silber in Palladium, Platin in Osmium (Buck ley, 1980). ßild 3. 1.2 illustriert die Unterschiede der chemischen Z usammensetzung äußerer Grenzschichten und Grundwerkstoffe anhand von Tiefenprofilen, die mit der Auger-Elektronenspektroskopie (AES) bestimmt wurden (siehe Abschnitt 8.7.2). Das AES-Tiefenprofil-Diagramm (a) zeigt, dass z. B. bei einer KupplungsDruckscheibe aus Grauguss direkt auf der Obernäche eine zum Grundwerkstoff schnell abfal-

3.1 Technische Oberflächen

21

lende, etwa IO-fache Kohlenstoffanreicherung festzustellen ist, verbunden mit einern erheblichen Grad ienten des Eisenanteils. Auch bei einer AuiAg/Cu-Kontaktlegierung (Bild 3.1.2 b) unterscheiden sich die Gold- und Silber-Anteile in den äußeren Atomlagen signifikant von der chemischen Zusammensetzung im eigentlichen Materialvolumen. Hieraus folgt. dass bei der Interpretation tribologischer Vorgänge in Werkstoffoberflächen im allgemeinen nicht von der üblichen volumenbezogenen chemischen Zusammensetzung ausgegangen werden kann, sondem die eigentliche chemische Zusammensetzung in den äußeren Grenzschichten bestimmt werden muSS.

t 'j:

100 (a) Gusseisen

80

Eisen

E 0

g

60

•

0

0

0

g

w

.~

• 0

Eisen Sauerstoff Kohlenstoff

4()

N

~

Sauelliit ff

21)

Kohlenstoff

0

0,05

0.1

(Qberlläche)

t 'j: E g

Tiefe

100

60

•

4()

0

0

~

N 0

I! 21)

0,25

'""

(

0,25

'""

~ •0

• Gold Silber

0 (Qberlläehe)

Kupfer

Si~

K~pfer

r'

Bild 3.1.2

-

0,2

(b) Aulk;}ICu - Kontaktiegierung

BQ

" ~

0,15

0,05

0,1

0,15 Tiefe

-

0,2

Ticfenprot11c (AES) der chemischen Zusammensetzung technischer Oberflächen (a) Kupplungs-Drueksehcibc aus Grauguss. (b) AulAglCu-Kontaktlcgicrung

22

3 Tribologische Beanspruchung

GcfU ge

Beim WerkstofTgefUge (siehe Bild 2.8) können neben unterschiedlichen Korngräßen der Kri stallite in Oberflächenbereichen und im Grundwerksloff, wie es in schemat isch vereinfachter Weise in Bild 3.1.1 illustriert ist, erhebliche Unterschiede z. 8. auch in der Dichte von Leerstellen und von Versetzungen in Oberflächenbereichen und im Grundwcrkstoff bestehen. Dies ist wiederum fUT die Festigkeitseigenschaften VOll Oberflächellbereichen von grundlegender Bedeutung. Während die Versetzungsdichte spannungsfreier Volurnenbereiche von Werkstoffen Werte von ca. 104 bis 10 6 Versetzungen pro cm 3 aufweist, kö nnen sich diese Werte bei stark verformten Oberflächellbereichen bis auf 10 11 bis 10 12 erhöhen (Wuttke, 1986). Härte Oberflächen bereiche können sich auch in ihrer Härte erheblich vom Werkstoffinneren unterscheiden. Dies kann z. B. aus den erörterten Unterschieden von chemischer Zusammensetzung und Mikrostruktur resultieren. Aus Tabelle 3.1.1 wird ersicht lich, dass z. B. fiir metallische Werkstoffe das Verhältnis der Metallhärte des Grundwerkstoffs zur Metalloxid-Härte Hir verschiedene Metalle sehr unterschiedlich sein kann. Während im allgemeinen die MetalloxidHärte größer ist als die eigentliche Metall-Härte, werden vereinzelt auch niedrigere Hiirtewerte Hir Metalloxide als die dem Grundwerkstoff entsprechenden beobachtet. Nach den in T a belle 3. 1.1 zusammengestellten Daten fur verschiedene Meta lle umfasst das Härteverhältnis von Oberflächen und GrundwerkstofTen einen Bereich von 0,35 bis 130 (Habig, 1980). Tab.3. 1. 1

Härte vo n Metallen und Metalloxiden Metall

Metall-Härte HVMe..n

Metalloxid

Metalloxid-Härte HVo. id

[daN/mm 2 )

Pb Sn Al

Zn Mg

Cu

4 5 35 35 40 110

F.

150

Mo

230 230

N;

[daN/mm 2 ]

PbO 8n02 AlZ03

ZnO MgO CU20

CuO Fe304 Fe203 MoOa NiO

80 650 2000 200 - 400 - 175 175 400 500 80 400

HVOxid HVMetal!

20 130 57 6 10 1,6 1,6 2,7 3,3 0,35 17

3.1.2 Mikrogeo met rie technischer O berflii chcn Neben der physikalisch-chemischen Natur ist die Oberflächenrauheil, d. h. die mikrogeometrische Gestaltabweichung von der idealen makroskopischen Geometrie von Bauteilen eine wichtige Charakteristik technischer Oberflächen. Die Oberflächenrauheit wird durch das Feni-

3.1 Technische Oberflächen

23

gungsverfahren geprägt und stellt eine dreidimensionale stochastische Verteilung von " Rauheitshligelrl" ' und "Rauheitstälem"" dar, exemplarisch illustriert in Bild 3.1.3.

Geschliffene Stahloberfläche

Bild 3. 1.3 Erscheinungsbild der Mikrogeornetrie unterschiedlich gefertigter techni scher Olx:rflächen

Die Beschreibung der Oberflächenrauheit technischer Oberflächen erfolgt in konventionell vereinfachter Weise durch .. Senkrechtkenngrößen"' und " Waagerechtkenngrößen"', die sich auf einen Profilschnitt der betrachteten technischen Oberfläche beziehen , der durch genormte Tastschnittverfahren gewonnen werden kann (siehe Abschnitt 8.7.1). Genormte VorzugsMessgrößen zur Kennzeichnung der Oberflächenrauheit nach DIN 4762 sind: Mittenrauwert Ra: Arithmetisches Mittel der absoluten Beträge der Profilabweichungen innerhalb der Rauheitsbezugsstrecke I. Ra entspricht der Höhe eines Rechtecks mit der Bezugsstrecke 1 a ls Seitenlänge, das flachengleich ist der Summe der vom Profi l und der Mittellinie eingeschlossenen Flächen. I '

-I 11* *' " Linie

:I:Aoi " :EAul =

t Aol + tA u:!

o

tp

100"/0

24

3 Tribologische Beanspruchung Gemittelte Rautiefe Rz: Arithmetisches Mittel der absoluten Beträge der jewei ls 5 größten Profilhöhen und Profihiefen innerhalb der Rauheitsbezugsstrecke I.

------------~ ~

Profiltraganteil Ip: Verhältnis der tragenden Längen

Ir zur Rauheitsbezugsstrecke I.

I p = JOO.!!. in % I

Hierbei ist die tragende Länge 11 d ie Summe der Sehn in längen, die innerhalb der Rauheitsbezugsstrecke im Werkstoff des Profi ls durch eine Sehn ittlinie äquid istant zur m ittleren Li nie mit dem Niveauabstand LI entstehen. Aus der Profiltraganteilkurve (auch Abbau-Kurve genannt) wurden weitere Rauheitskennwerte abgeleitet (vomlais DlN 4776 nun DIN EN ISO 13565-2: 1998), durch die eine gcnaucre Beschreibung der Form des Rauheitsprofils möglich ist (Bild 3.1.5) (Schmidt, Bodschwinna. Schneider, 1987): Die Kernrallliefe RK ist die Tiefe des Rauheitsprofils unter Ausschluss herausragender Spitzen und tiefer Riefen. Sie wird durch eine Ausgleichsrechnung über den mittleren Teil der Profiltraganteilkurve oder graphisch durch Einzeichnen einer entsprechenden Geraden besti mmt. Die Projilspilzenjläche FR I ist die Querschnittsfläche der aus dem Kernprofil herausragenden Profi Ispitzen je Längeneinheit der Messstrecke. Die Profilriefenjläclte FR] kennzeichnet den Anteil der aus dem Kernprofil herausragenden Riefen. Die Kelll1wel'te UR/und MR] sind die Materialanteile, die den Begrenzungslinien fur die Kernrautiefe RK zuzuordnen sind. Für die praktische Anwendung erscheint es sinnvoll. anstelle des Flächenkennwertes FRI eine m ittlere, d. h. eine reduzierte Spitzenhöhe RI'K und rur FR2 eine reduzierte Riefentiefe RVK anzugeben. Diese Kennwerte entstehen, wenn aus den Flächen FRI und FR2 flächengleiche Dreiecke gebildet werden. Die zuletzt beschriebenen Rauheitskennwerte ermöglichen z. B. eine genauere Beschreibung der elastohydrodynamischen Schmierfilmdicke, (vgl. Bild 2.3). Techn isch realisierbare Rauheitsdaten fur Ra und Rz, die mit üblichen Fertigungsverfahren hergestellt werden können, sind in Bild 3.1.4 zusammengestellt (Noppen und Sigalla, 1985).

25

3.1 Technische Oberflächen

-

0

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Bild 3.1.4

I I

Rauhc ilsdalc nlechnischer Obcrn Uchcn. die mil Fertigungsvcrfahren zu erzielen sind

26

3 Tribologische Beanspruchung

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M(lterio l Of1t~it

Bild 3. 1.5

_

00

Kcnnwcnc der ProfiltragamcilkuTVC (Abbon-Kurvc)

Neben den in der Technik gebräuchl ichsten Kenngrößen der Oberflächenrauheit Ra, Rz, t p sind verschiedene andere Möglichkeiten zur Charakterisierung der Mikrogeometrie von Oberflächen entwickelt worden. In wissenschaftlicher Betrachtungsweise kann die Oberflächenrauheit durch versch iedene statistische Parameter und Verteilungen sowie neuerdings auch durch ,.fraktale Kcnngrößen'; beschrieben werden.

Bei der Kennze ichnung der Oberflächenrauheit durch statistische Parameter werden in einem x, z- Koordinatensystem die Profil höhen, d. h. die Ordinatenwerte z als Zufallsfunktion bzw. als stochastischer Prozess betrachtet. Innerhalb der Bezugsstrecke I ergibt sich aus der Gesamtheit aller Ordinaten z der Mittelwert z='-fz(x)dx

"

'0

z

Durch verläuft paral1el zur y-Achse die mittlere Linie m. Die zwischen dieser und dem Profil z (x) liegenden Abschnitte (z -Z) der Ordinalen z spielen in der OberflächenstatiSli k eine wichtige Rolle. Der Ausdruck

-

Mn =' J(z-~)np(z)dy wird als das n-te zentrale Moment bezeichnet. Aus Tabelle 3. 1.2 geht hervor, welche stat istischen Oberflächen parameter mit Hilfe der Momente berechnet werden können (von Weingraber und Abou-Aly, 1989): Das erste zel11rale Moment als arithmetisches Mil1el aller Abweichungen des Profils z (x) von der mil1leren Linie m ist der arithmeti sche MiUenrauwert Ra. Die Wurzel aus dem zwe iten zentralen Moment M2 ist die Standardabweichung O"z, die mit dem sogenannten quadratischen Mitlenrauwert Rq identisch ist. Mit Hilfe des dritten zentralen Moments M] kann die ,.Schiefe" einer Oberflächenrauheitsordinatenverteilung bestimmt werden.

27

3.1 Technische Oberfl ächen T ab. J. 1.2

Die Aussagen der statistischen 1\'lomente \on OI>crf1!1ehcnrnuheitsprofilcn

Moment Defini.tion 0

""

I"p(')d'

-0

Oberflächenoa.rameter

...

\

I' p(,)
-0

0

M,

lif-ijJp(')d'

,

!imjz dx =z I ....

,

l~'!! lif - ijJdx = [hI. R.

•

-0

M,

0

1«-')'p(' )
- 0

,

1... •

jez - z)$p(z)dz -0

,

Iim jez -zf dx '.0

M.

-0

•

lim j ez - z)'dx '_0

•

.

mit

.& .. ~ "' Sk o' M?/S

mit

~ ",, ~ = E

,

0

jez - z)'p(z)dz

• •

!im jez - z)2dx = h' - 0' ., R'

0

Mo

~

eGesamthäuflgkeit aller Ordinaten

0

m,

,

!im jz·dx = 1 = f ..

0:

,

M~

•

Der Grad der Abhängigkeit benachbaner Punkte des Abstands d,X eines Oberflächenprofils der Profi llänge I wird mit Hi lfe der AUlokorrelationsfunktion (1)(6.x) = lim - j z(x)z(x + 6.x)dx

"

l ~<x> I O

gekennzeichnet. Für periodische Profi lverläufe result ien eine periodische Autokorrelationsfunktion. während sich bei völlig regellosem Profilverlauf die Autokorrelationsfunktion durch eine Exponentialfunktion approximieren lässt. die mit größer werdenden 6.x sehr schnell gegen o abnillt. Eine Aussage darüber, mit welcher mitt leren Amplitude die im Profil z (x) enthaltenen Frequenzen auftreten, liefen das sog. Leistungsspektrum (von Weingraber und Abou-Aly.

1989).

28

3 Tribologische Beanspruchung

Zur Kennzeichnung der Oberflächenrauheit werden neuerdings auch Methoden der " Fraktalen Geometrie" herangezogen (Ling, 1989, 1990). Die Fraktale Geometrie wurde von Mandelbrot (1977) begründet, indem er zeigte, dass flir abnehmende Maßeinheiten der Messung die Länge einer naHirlichen Küstcnlinie nicht konvergiert, sondem im Gegenteil monoton zun immt. Mit Hilfe der Fraktalen Geometrie kann gezeigt werden, dass bestimmte geometrische Strukturen ..selbst-affin" sind. Dies iSl in Bild 3. 1.6 rur das Beispiel einer sogenannten Koch-Kurve illust-

riert (G leick, 1987). Koch-Kurven sind durch das mathematische Paradoxon gekennzeich net, dass sie mit " unendlicher Länge" eine endliche Fläche umschließen. Nimmt man an. dass die Flanken eines Oberflächen-Rauheitshügels mit einer Unterteilung von I : 3 jewei ls unterstrukturiert werden können, so resultieren mit zunehmendem Unterteilungsgrad auch zunehmend feinere geometrische Strukturen, die zur Beschreibung von Oberflächenrauheiten herangezogen werden können. Eine wichtige Folgerung dieser Theorie ist, dass mit zunehmender " Vergrößerung'· zunehmende Details der Oberflächen rauheit sichtbar werden und dem originalen Oberfl ächenprofil ähnlich erscheinen. Damit ließe sich die selbst-affine Topographie technischer Oberflächenrauheiten durch maßstabsunabhängige Parameter beschreiben, d. h. eine Abbildung technischer Oberflächen mit zunehmender Vergrößerung würde stets ein vergleichbar ähn liches Erscheinungsbild der Oberflächenrauheit darbieten (Ling, 1987).

Bild 3. 1.6

Modcllicrung ciTlcS Obcrf1ächcTlrauhcitshügcls durch cinc Koch·Kurvc

3.2 Kontaktvorgän ge Kontaktvorgänge sind das zentrale Kennzeichen Iribologischer Beanspruchungen ; sie umfassen (a) atomare und molekulare Wechsclwirkungen, die in Form einer Adhäsion an Festkörper/Festkörper-Grenzflächen oder einer Physi- bzw. Chemiesorption an Festkörper/Flüssigkeit/ Festkörper-Grenzflächen technisch von besonderer Bedeutung sind, (b) Kontakt-Mechanik, d. h. mechanische Wechselwirkullgen, verbunden mit einer Kontaktdeformation , der Ausbildung der realen Kontaktgeometrie und der Übertragung von Kräften. Drehmomenten oder mechanischer Energie.

29

3.2 Kontaktvorgänge 3.2.1 Adhiisio n

Bei der Berührung von Oberflächen kann durch molekulare Wechselwirkungen in der KOlltaktgrenzfläche eine Adhäsion auftreten. Ein bekanntes Beisp iel rur das Wirken von Adhäsionskräften in der technischen Praxis ist das " Aneinandersprengen" von Endmaßen mit ihren extremen planen und glatten Oberflächen ( Bild 3. 2.1 ) (Althin, 1948). Ein weiteres Beispiel filr das Wirken einer Adhäsion ist das ge filrchtete " Fressen" metalli scher Gfeitpaarungen bei Mangelschmierung oder Überbeanspruchung z. B. von Kolben/Zylinder-Systemen in Motoren.

Endmaße mit

t

20 nm

Ii

Oberflächen

Bild 3.2.1

Adhäsionskraft

~

Gewichtskraft

Adhäsion von Endmaßcn: Dic Adhäsionskraft Obcrstcigt bei eincr gcomctrischcn Kontaktn1tchc von 3. 15 cm 2 dcn Bctrag ,'on ca. 1000 N

Die Ursache einer Adhäsion kontaktierender Festkörper sind attrakti ve atomare Wechselwirkungskräfte und chemische Bindungen, die auch die Kohäsion, d, h, den inneren Zusammenhalt fester Körper, bewirken. Auf ihnen beruhen auch die chemischen Bindungen. Die Grundformen der chemischen Bindung werden eingeteilt in (starke) Hauptvalenzb indungen (Ionenbindung, Atombindung, metalli sche Bindung) mit einer typischen Bindungsenergie von 2 bis 8 ev/Atom sow ie (schwache) Nebenvalenzbindungen (van-der-Waals-Bindungen) mit etwa 0, 1 ev /Atom , sie können stichwortarti g vere infacht wie folgt charakterisiert werden (Plewinsky, 199 1) : Ionenbindun g (hele ropolare Bindun g): Bildung von Kationen und Anionen durch Aufnahme oder Abgabe von Valenzelektronen; Bindung durch ungerichlete elektrostat ische (Coulomb)- Kräfte zw ischen den Ionen. Für kontaktierende Festkörper ist die fUr die Adhäsion maßgebl iche Größe des Ladungsaustausches abhängig von der Größe der wahren Kontaktfläche, den Unterschieden der ElektronenAustrittsarbeiten und der Dichte elektronischer Oberflächenzustände.

30

3 Tribologische Beanspruchung

Atombindung (homöo po lare oder kova lente Bindung): Gemeinsame Elektronenpaare zwischen nächsten Nachbarn; gerichtete Bindung mit räumlicher Vorzugsrichlung der bindenden Elektronenpaare. Kovalel1le Bindungskräfte haben nur eine sehr kurze Reichweite, die in der Größenordnung von interatomaren Abständen liegt (0,5 nm oder weniger). Bei Grundlagenuntersuchungen mit dem Feldionenmikroskop wurde ein Übertrag von Polytetrafluoräthylen (PTFE) auf Wolfram in Form kovalenter adhäsiver Bindungen festgestellt (Buckley, 1981). Bild 3.2.2 (a) zeigt adhäsive molekulare PTFE Fragmente.

100 IJm

b)

Bild 3.2.2

I Erscheinungsbilder der Adhäsion: (a): Matcrialübcrtrag von Pol)'tclraOuorllthylcn (PTFE) auf einer Wolframobcrl1üche (Feldionemnikroskop-Aufnahme). Links: Atomare Struktur der W-Obcrl1üehe vor adhiisivem Kontakt: rechts: Atomare Struktur der W-Obcrilüche nach adhäsivem Kontakt (b): Matcrialübertrag von Magnesium (schwarz) auf Eisen nach Festkörpcrglcitreibung im Hochvakuu!11 (Rastere 1cktronenm ikroskop-Au fnahmc)

3.2 Kontaktvorgänge

31

Mctlillischc Bindung: Gemeinsame Valenzelektronen aller beteiligten Atome (" Elektronengas") ; ungeriehtete Bindung zwischen dem Elektronengas und den positiv geladenen Atomrümpfen. Nach dem sogenannten "Jellium-Modell"" (Ziman, 1963) hängt d ie Stärke der Adhäsion von der Dichte freier Elektronen im Kontaktgrenzflächenbereich ab. Darüber hinaus ist die Elektronenstruktur der Metalle und der Charakter (5, p, d) der an einer Adhäsion teilnehmenden Elektronen zu berücksichtigen . Bei ungleichen Metallen sind außerdem Unterschiede der Ferrniniveaus, der elektron ischen Austrittsarbeiten und der Struktur und der Dichte elektron ischer Zustände zu beachten (,.Donator-Akzeptor-Modell··). Bild 3.2.2 (b) zeigt in einer rasterelektronenmikroskopischen Aufnahme einen adhäsiven Materialübertrag von Magnesium (schwarz) auf Eisen nach Festkörpergleitreibung im Hochvakuum (Habig. 1970).

Van-dcr-Waa Is- ßind ung: Interne Ladungspolarisation (Dipolbildung, Dispersionskräfte) benachbarter Atome oder Molektile; schwache elektrostatische Dipoladsorptionsbindung und Wasserstoflbrücken. Eine vander- Waals-Adhäsion kann zwischen Werkstoffen aller Art auftreten, sie ist daher die häufigste Ursache filr Adhäsionskräfte; ihre Stärke nimmt bei ideal glatten Oberflächen filr Kontaktabstände > 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

~

"ollzylmder

d) S dU

I

Limenberuhrur1$

\'ollkegel

\'oll kc~d

Gleilliler RundpalSun·

Ion, Z)'hnder. laufbahnen

I

u~cr

Keaelpanul1j!tn

Rollell-

t};y////iJ!

Zyhnder

Iiohlzyhnde,

I

e

VoUkoJc,

d, .. du Ebene

I

Geilld-

flih,unJen

ruhrungen

J~;:ii;3+ '"

l'adellllcr

,

~.

Walzennuhle Rollenlaj:et

~~

r.triebe

" .

,

--t.l

K~.lIelbud'

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.

Evo!>'.n!.n·

I I

,

nacht

KUid

I KUirl

I

Q

-

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)

-<' y

Kontakt

Kontaktfläche

~,

1

I - VI'

I- v

,

2 -.--- +--E' E, E, R 2 -10 «) d.h. R 1 R'

l3erechnungsgrundlagen rur den elastischcn Kontakt gekrnm1l1tcr Körper ( I-Icrtzsche Theorie)

2

3 Tribologische Beanspruchung

38

Elast ischer Ko ntllkt: mikroskopisc he Betrac ht ung Die Hertzsehe Theorie ideal glatter Oberflächen wurde von Archard (1953) auf die elastische KontaktdefomlatiOI1 von Festkörpem mit Oberflächenmuheitcn ausgedehnt. Die Oberflächen-

rauheit wurde durch kugelförmige Rauheitshügel unterschiedlicher Radien approxirniert. b

(n ; Anzahl der Mik,rokontakte)

Bild 3.2.8 Geometrische und reale Kontaktllache

Obwohl dieses in Bild 3.2.8 skizzieret Modell eine sehr starke Vereinfachung realer techni-

scher Oberflächen darstellen, zeigen sie, dass die reale Kontaktfläche bei der elastischen Kontaktdeformation näherungsweise der Nonnalkrafi: FN proportional ist, d. h., es gilt Ar "" const

[ F~ ] c

4/5 < c < 44/45 (abhängig vom Modell)

wobei E der reduzierte E-Modul der Kontaktmaterialien ist. Eine andere Erweiterung der Hertzschen Theorie fiir den Fall elastischer gekrümmter rauer Körper mit e iner Gauß- Verteilung der Oberflächenrauheitshügel wurde von Greenwood und Tripp (1967) vorgenommen. Ihr Modell wird durch drei Parameter definiert:

0'*:

ß:

n:

Standardabweichung der Gauß-Verteilung der Rauheitshügel mittlerer Radius der Oberfiächenrauheitshügel Flächend ichte der Rauheitshügel.

Di e Analyse von Greenwood und Tripp ergab in mathematischer Fonn folgende Ergebn isse: die Gesamtzahl der Mikrokontakte ist etwa der Normalkraft FN proportional, die wahre Kontaktfiäche nimmt mit der Anzahl der Mikrokontakte zu, d. h., die wahre Kontaktfläche ist näherungsweise der Nonnalkraft proportional: Ar "" konst. . FN. die mittlere Größe eines Mikrokontaktes ist nahezu von der Nomlalkraft unabhängig. Der Einfluss der Oberflächenrauheit auf die Kontaktgeometrie und die Kontaktmechanik lässt sich mittels Computersimu lation darstellen. Hierzu wurde - ausgehend von der klassischen Boussinesq-Theorie der Spannungen und Verformungen im elastischen Halbraum unter der Wirkung punktueller Oberflächenkräfte - ein Matrixmodell der lokalen Verteilung realer Mikrokontakte und Flächenpressungen entwickelt (West and Sayles, 1988).

39

3.2 Kontak tvorgänge

Mit den in den 1980er Jahren fur wissenschaftliche Berechnungen verwendeten FORTRAN Programmen wurde der Hertzsche Kontakt einer rauhen Stahl oberfläche mit einer 2dimensional gekrümmten (RI == 5 mm ; R2 == 15 mm) ideal glatten Gegenfläche fur das Beispiel einer Nonnalkraft FN == 25 N, po (Hertz) == I GPa, mit maximal 1250 Datenpunkten des Kontaktes simul iel1. Bild 3.2 .9 zeigt die Mikrogeometrie der rauen Stahloberfläche (B ild 3.2.9 a: Flächenausschnitt 0,5 mm 2; max. Rautiefe 4,4 ).Im) zusammen mit den realen MikrokontaktFlächenkonturen innerhalb des elliptischen Hertzschen Kontaktes (Bild 3.2.9 b: nom inelle Halbachsen 78 fun und 162 ).Im) und der Verteilung lokaler Flächenpressungen in den Mikrokontakten (Bild 3.2.9 c : max. Spitzenwert p == 7,0 GPa). Die Größe der wahren Kontaktfläche als Summe der Mikrokontaktflächen beträgt in diesem Fall 39 % der Hertzschen Kontaktfläche für ideal glatte Flächen unter sonst gleichen Bedingungen.

01

cr~

,

O~I/,D

,, (VI o

o


Bild 3.2.9 Complltersimulmion eines Hertzsehen Kontaktes rauer Oberflächen (FN = 25 N. p(Hertz) = I GPa. Kontaktfliiehenhalb· aehscn 78 ~U11 und 162 ).Im) (a) Darstellung einer rauen Stahlobcr!läehe (Fliiehenausschnitt 0.5 mm 2. max. Rautiere 4.4 )Im). (b) Flächenkonturen dcr Mikrokontaktc. (c) Vcrtcilung dcr Flächenpressungen (max . Spitzenwcrt p == 7.0 Gl'a)

Bild 3.2.9 illustriert in exemplarischer Foml die stochastische Natur der Mikrokontaktverteilung innerhalb der geometrischen Hertzschen Kontaktfläche. Es. ist offensicht lich, dass bei

40

3 Tribologische Beanspruchung

einer Tangentialbcwcgung, d h. einer Gleitbeanspruchung jeder Mikrokontakt einen Elementarbcitrag zum Reibungswiderstand ( .. Reibungsquanl"") sowie zur reibbedingtcn Temperaturer-

höhung ("hot spor', vgl. Kap. 3.5) liefert und mit einer gewissen (material- und beanspruchungsabhängigen) Wahrscheinlichkeit zu loka lem Verschleiß fiihren kann .

Viskoela st ischer Konta kt Für den Kontakt viskoelastischer Materialien, wie z. B. von PolymerwerkstofTen, ist die Hertzschc Theorie der elastischen Kontaktdeformation unter Einbeziehung Theologischer Modelle zu erweitern.

a

t~l- ~t + ~ mit

"1:"

+k.

(1 -

e-t- ))0'0

E.,

~ (Relaxa tionszeit)

•

E,

'"

r'"

1

,

1:081- t.1

Asymptote

t

?, ~ Bild 3.2. 10

, ~ 0.368 ~9-:t.

~

/ parauel

+ r. + er

tel-E: . r,'"(1- e- T)

-t

, ·1

,- ~

'.

I

tf

'"'

"

'"

"

t -

o

t·E.

-

t -e - t -0,368

1

Viskoclastischc (volumenbczogene) Deformation. gekcnnzeichnct durch das rheologische Burgcr-Modcll (4-l'anUllclcr-Moddl)

Wie in Bild 3.2.10 in vereinfachter Form dargestellt, kann eine volumenbezogene Deformation viskoelastischer Materialien durch das sog. Burger-Modell (4- Parameter-Model l) beschrieben werden, das aus einer Kombination von Federn und Diimpfungselementen besteht (Ehrenstein, 1978). Die Feder mit dem Elastizitätsmodul ~ kennzeichnet den rein elastischen Zustand. während die zeitabhängige viskoelast ische Komponente durch die sog. Voigt-KelvinKombi nation, d. h. eine Kombination zwischen einer Feder mit dem Relaxationsmodu l Ef und einem Dämpfungsglied mit der Viskosität T\r modelliert wird. Hierbei kennzeichnet die Relaxationszeit "t" - definiert als diejenige Zeit, nach der eine Anfangsspannung auf den e-Ien Teil abgeklungen ist - die zeitabhängige Abnahme der Spannung. Darüber hinaus kann noch eine

3.2 Kontaktvorgänge

41

viskoplastische Komponente mit der Viskosität '1 0 wirksam werden. Für dieses Modell resultiert beim spontanen Wirken einer einaxialen Spannung 0 0 eine GesamtdefonllUtion Etotal = 61/1 0 mit folgenden Komponenten: elastische Deformation viskoelastische Deformation

Cel = o w'Eo Er = o ofEr [I - exp(t/T)]

viskoplastische Deformation

E\" '"

00 .

t/Ilo

Diese Defonllationskomponenten und ihre Summation sind in Bi ld 3.2.10 dargestellt . Durch An legen einer Asymptote an die resultierende Etotal-Kurve kann der Relaxationsmodul Er aus dem Schnittpunkt dieser Asymptote mit der E-Achse bestimmt werden. Außerdem kann die Relaxat ionszeit T, wie in Bild 3.2.10 illustriert, bestimmt werden. In Analogie zu dem volumenbezogenen Deformationsverhalten nach Bild 3.2.10 kann die Kontaktdeformation viskoelastischer Materialien (mit vernachlässigbarer Viskoplastizität) durch e ine Summation elastischer und viskoelastischer Deformarionskomponenten approximiert werden. Hierbei wird fUr die viskoelastische Komponente der Elastizitätsmodul Eo durch e inen Term ersetzt, der den Relaxationsmodul Er und die Relaxationszeit 1" enthält. Für die Kontaktdefonnation 0 in der Belastungsphase eines Kugel-Ebene-Kontaktes ergibt sich (Cz ichos, 1985): Ololal =

&1 H

op H

&1 + &

Hertzsehe Theorie Hertzsehe Theorie mit

Damit fo lgt nach Bild 3.2.7

1/3 [9(I - e- ", )']1/3 [16EO'2 R ] N + 16E 2R

ototal-_

9

F 2f3

F 2f3

N

r

wobei I

I-v]

E'

EI

,

,

I - V2-

-=---+--E2

Poi ssonsche Zahlen EI , E2: Elastizitätsmoduli R: Kugelradius E': reduzierter Elastizitätsmodul

VI, V2:

Für die Entlastungsphase (t > t* ; t*: Belastungszeit) ergibt sich infolge der Zeitabhängigkeit der Viskoelastizität eine von der Belastungskurve verschiedene En tlastungskurve, die symbolisch durch die folgende Formel gekennzeichnet werden kann: Ototal (FN < FN rnax; t > t*) = 0cl(FN) + Or(F N, t) + [Or( FN rnax' t*) - Or(F N, t*)Jexp [- (I - t*) I Tl

42

3 Tribologische Beanspruchung

Obwohl diese Fomlcln starke Vereinfachungen darstellen, da sie von e iner linearen Superposition von elastischen und viskoe lasti schcn Kontaktdcfonnationskomponcntcn ausgehen und

nur mit einer Re laxationszeit t (statt eines möglichen Rc1axationszcitspektrums) arbeiten, stell en sie brauchbare Näherungen dar, wie ein Vergleich von Messung und Theorie rur das Konlaktverha lten der PolymerwerkstofTe Polyoxyrnethylen (POM) und Polyamid (PA 66) 111 einer Kugel(Polymer)-Scheibe(Gtas)-Konfiguralion ze igt Bild 3.2.11 (Czichos, (985).

50

Meßwerte

)( : zunehmende Normalkraft

o : abnehmende Normalkraft

I·

m

40

~

:; 30

15

-- -- ---

Berechneler Kurvenvenaul

E

.E 20

c•

10

~-1

QJ

50

.m

--5

8

Normalkraft FN

Meßwerte

I

__ -

10

Hertzsche Theorie

"

11

--~••

16

18 N

zn

x: zunehmende Normalkraft o : abnehmende Normalkraft

40

aJO

~

~

E

~ 20 10 ",/-

00

bJ Bild 3.2. 11

---- -,

_

-

6 10 11 Normalkraft F N - - -

-

-

"

-- ---

Hertzsche Theorie

16

18 N

zn

Viskoclastischcr Kontakt von PolymcTlI'crkstotTen. Verg leich zwischen erweitener I-lenzscher Theoric und Dcforrnationsmcssungen (Kornaktpartncr: Glassehcibe. Ra - 0.2 - 0.3).1m: Polymerkugeln 4 nun O. Rz - 0.6 - 1.0 ).Im) (a) Polyoxymethylen (I"ÜM). (b) I)olyamid (PA 66)

3.2 Kontaktvorgänge

43

Plllstischcr Kontakt Für den Übergang von einer elastischen zu einer plastischen Kontaktdefonnation sind in der Literatur verschiedene Kriterien entwickelt worden. Der sogenannte Plastizitätsindex nach Greenwood und Williamson (1966) ist folgendermaßen definiert:

Hierbei sind E': reduzierter Elastizitätsmodul der Kontaktpartner H: Härte 0*: Standardabweichung der Rauheitshügelhöhenverte ilung

I}:

mittlerer Rauheitshügelradius

Nach diesem Kriterium soll fiir \[I < 0,6 eine elast ische und für \[I > 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
44

3 Tribologische Beanspruchung

UH

FN

wobei

R ""

R 1R2

R, + R2

) f' "

( N-6fN Adhä sion

",

1--2°Hi , ,

,.,

Z""

Druck

Bild 3.2.1 2

Elast ischer Ilcrtzschcr Kontakt mit Grcm;nächcnadhäsioll

Die Analyse von Johnson, Kendallund Robens bezieht sich auf glatte Oberflächen. Von Fuller und Tabor (1975) wurde gezeigt, dass das Wirken einer Adhäsion bei der Kontaktdefonnation erhebl ich durch eine zunehmende Oberflächenrauheit der Kontaktpanner beeinflusst werden kann. Die Größenordnungen ruf Oberflächenrauheiten, ab denen die Adhäsion auf vernachlässigbar niedrige Werte reduziert wird, liegen nach Angaben von FulieT und Tabor bei Werten von Ra "" I pm ftlr van-der-Waals Festkörper, wie z. B. Gummi, und Ra "" 5 mn fUT Hartstoffe. Elastische r Kontakt mit Tan gentialbewegung Eine Unlersuchung des elastischen Kontaktes gekrümmter Körper mit beginnender Tangentialbewegung, d. h. einer überlagerten Tangentialkraft Fr zusätzlich zu der wirkenden Normalkraft FN wurde in Erweiterung der Hertzschen Theorie von Mindlin (1949) vorgenommen. Bild 3.2. 13 illustriert die Situation fiir den Hertzschen Kontakt zweier kugelfdrmiger Bauteile. Die Analyse zeigte. dass durch die Überlagerung von Tangentialkräften Fr zu der wirkenden Normalkraft FN im Randbereich die Spannungen nominell unendlich groß werden. Diese Spannungen können nur durch Mikroschlupf innerhalb einer ringfdrmigen Zone am Rande des Kontaktgebictcs ausgeglichen werden. Hieraus resultiert, dass sich der Hertzschc Kontaktbereich in einen zentralen Bereich ohne Mikroschlupf und in einen äußeren Ringbereich mit Mikroschlupf aufteilt (Mixed stick-slip). Wenn als Kcnngröße des Bewegungswiderstandes gegen Mikroschlupf die Reibungszahl f benutzt wird, so ergibt sich fiir das Verhältnis der Radien des inncren Haflbereiches a' zum Radi us des gesamten Hcrtzschen Kontaktes aH der folgende Ausdruck:

a, [ Fr ~= 1- f.FN

]"J

45

3.2 Kontaktvorgänge

I

-ISch lupfzone Haftzon&

" Kontaktflache Bild 3.2. 13

Elastischer Hcrtl$chcr Kontakt mit Tangcntialbcwcgung: Auftei lung des Kontakt bereiches in Haft- lind Mikroschlupfzone

Die Theori e von Mindlin wird durch experimentelle Untersuchungen statischer Kontakte mit überlagerter kleiner tangentialer ßewegungsamplitude bestätigt. Diese Untersuchungen zeigen , dass durch den Mikroschillpf im äußeren Kontaktbereich Ober!1ächenschädig ungen in Form von ,.fretting" auftreten (vgl. Abschnitt 5.4.4).

Plastischer Konta kt mit Ta ngentia lbewegung Zur Untersuchung der plastischen Kontaktdefomlation eines statischen Kontaktes mit der Normalkraft FN und einer überlagerten Tangent ialk raft FT beim Einsetzen einer Tangentialbewegung wird in vereinfachter Weise von einem Plastizitätskriteri u m (z. ß. von Mises, siehe Abschnitt 3.2.3) ausgegangen. McFariane und Tabor (1950) machten dafür den fo lgenden Ansatz:

wobei 0", t die vorgegebenen Normal- und Schubspannungen und p die Fließspannung des weicheren Kontaktpartners ist; C ist eine Konstante mit e inem numerischen Wert von ungefahr 10. Das Modell bezieht sich z. B. allfeinen sich plastisch deformierenden Rauhe itshligelkontakt, dessen Größe unter der Wirkung der kombinierten Normal- und Tangentialspannungen zun immt (,j unction growth·'). Mit 0" '" FN/A r und t '" FT/A r ergibt s ich unter der kombinierten Wirkung von Normal- und Tangentialkraft ei ne reale Kontakt!1äche mit der Größe 2 2 Ar = [ FN +C Fr p2 p2

, ]1/2

Fr Ar =Arol+C FN2

[

]1/2

46

3 Tribologische Beanspruchung

wobei Aro die Größe der Kontaktfläche bei reiner Normalkraftbeanspmchung isl. Aus Bild 3.2. 14 gehl hervor, dass die Größe einer stat ischen Kontaktfläche bei kombinierter Wirkung von Normal- und Tangentialkräflen und einem Verhältnis von F r/FN = 0,3 um etwa 40 % zunehmen kann.

." 0

r

'"lö

•C

ArtAro 1: 4

>

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 .<. o }". o z Koordinalcnspannun gen: tl1~1.X maximak Schubspannung: Ov Vergleichsspannungen)

Man erkennt, dass sowoh l das Maximum der Vergleichsspannung crv (GEH) als auch das Maximum nach der Schubspannungshypothese crv (SH) unterhalb der Werkstoffoberfläche liegen. Die Abhängigkeit der Werkstoffanstrengung von der Geometrie der Kontaktpartner ist am Beispiel des Überganges von ein- zu zweidimensional gekrümmten Oberflächen in Bild 3.2.16 dargestellt (Broszeit, 1982). Der Verlauf der Vergleichsspannungen crv (GEH) rur

48

3 Tribologische Beanspruchung

.. Punkt berührung" (Kugel/Kugel-Kontakt) und " Linienberührung" (Zylinder/Zy linder-Kontakt) ze igt deutliche Unterschiede der Vergleichsspannungen der Oberfläche (l = 0) sowohl in Bezug auf Größe des Maximums der Vergleichsspunl1ungcn al s auch bezüg lich des Ortes des Vergleichsspannungsmax imums unter der Oberfläche. Im Vergleich zur Ltnienberührung beginnt bei der Punktberührung d ie Vergleichsspannung bei niedrigeren Werten, steigt dann jedoch schne ller an und erre icht ein größeres Maximum in einer geringeren Tiefe unter der Oberfläche und klingt dann schnell wieder ab. Der Werkstoff unterl iegt plausiblerweise somit bei Punktkol1takt bzw. kreisf6nniger KOl1taktfläche einer höheren Maximalbeanspruchung mit steileren Spannungsgradienten a ls bei Llnienberührung bzw. rechteckiger Kontaktfläche. Bei konstanter Geometrie der Kontaktpartner vergrößert sich mit zunehmender maximaler Pressung po die Kurve der Vergleichsspannung in geometrisch ähn licher Fonn, wobei sowohl das Max imum als auch die Tiefenwirkung ansteigen. Nor..,,,r ! t Vtr glfiehs3panno.mg ~ I GEH ) / p o -

o

0,5

0.2

0.4

0.6

0.8

1.0

8

l ,O

•, N

~

N

2,0

Bild 3.2. 16 l ,O

Vergleich der Verg1cichsspanrlllngcn (Jv bei Linienund Punktkontakt

Wer kslofTa nst rengung bei Norma l- und Ta ngent ialk raft bea nsp ruchung Durch die Überlagerung von Normalbeanspruchungen und Tangentialbeanspruchungen - z. B. durch Reibungskräfte (siehe Kapitel 4) - tritt unter sonst g leichen Bedingungen eine Erhöhung der Werkstoffanstrcngung und ci ne Unsymmetrie der Spannungsfelder in dcn Kontaktpannem au f. Untcr Annahme idealgeometrischer Oberflächen kann der Re ibungsansatz f = FR/ FN auch in Spannungsgrößen umgeschricben werden : 'tzy = f· Gz , wenn Gz d ie senkrecht auf die Oberfläche wirksame Norma lspannung und 'tz y die in Tangentialbewegungsrichtung wirksame Schubspann ung bedeuten. Durch Überlagerung dcr tangentialen Reib-Schubspannung wird der Nonnal spannungszlIstand in cinen ebencn SpannungszlIstand veränden, wobei die Hauptspannungsrichtungen um einen Winkel verdreht werden. Eine vo ll ständ ige Lösung des gesamten Spannungsfe1des, das sich durch Überlagerung von Nonnalspannungsfeld und Tangential-

49

3.2 Kontaktvorgänge

schubspannungsfeld ergibt, wurde erstmals von Karas ( 1941) angegeben. Die analytische Darste llung des dreiachsigen Spannungszustandes ist durch das Gleichungssystem in Tabelle 3.2.1 gegeben (Wuttke, 1985). Das Gleichungssystem gi lt rur Linienberührung, d. h. den Kontakt Zylinder-Ebene. Tab. 3.2. 1

Glcichungssystclll der Spannungskomponcntcn bei Hert i".scl1clll Kontakt Zylindcr/Ebene bei NOnl1l\l - und Tangcntialkmftbcanspruchung

Elliptische Koordinaten:

y=acoshacosß z=asinhasinß

mit Transformation

..

-.. ~

0yy :: _pof(sinß - 2J.1cosß)e-a -sinhasinJ 1 - sinh2a + J.1Sin 2ß cosh 2a - cos 213

1

Gu

1.

2ß]

. ~cosh a-slO . h a sinh2a + Il sin =-POSlO cosh2a cos2ß

Gy~ = -Po sin rl J.1(sinha - e - Cl )- vuinh2a -sin 2(3)

1.

Po

Hertzscher Maxima1druck

a

halbe Kontaktbreit.e Pois80nsche Zahl

v

]l

sinha ] cosh 2a - cos 213

Den Verlauf der Vergleichsspannung crv (GE H) bei Linienberührung (Zy linder/Zyl inderKontakt) und reiner Nomla lkrafibeanspruchung (f = 0) sowie bei überlagerter Reibung in YRichtung mit Reibungszahlen von f = 0, I; f = 0,2 und f = 0,3 ze igt Bild 3.2. 17 (Broszeit, 1982). Bere its bei e iner Reibungszahl von f = 0,2 erreicht die Yergleichsspannung an der Oberfiäche (ZIB = 0) nahezu den Wert des Vergleichsspannungs-Maximums unterhalb der Oberfläche; be i f = 0,3 ist d ie Vergleichsspannung an der Oberfläche bere its deutlich größer als unterhalb der Kontakt-Grenzfläche. Aus einer Gegenüberstellung der Vergleichsspannungen flir f '" 0 (d. h. reine Norma lkraft) und f = 0,3 wird deutlich, dass der Ein flu ss dieser relativ großen tangentialen Reibbeanspruehung bereits in einer Tiefe von ZlB = 1 vollständig

50

3 Tribologische Beanspruchung

abgeklungen ist. Bei der Überlagerung von tangentialen Reibungskräften und Normalkräften kann damit gerechnet werden, dass bereits bei Reibungszahlen f "" 0,2 eine plastische Verformung in Oberflächenhereichen eintrin, da die in Oberflächenzonen gelegenen Kristallite gegenüber den allseitig von Nachbar-Kristalliten umgebenen Bereichen des Werkstoffinneren einen niedrigeren Verformungswiderstand aufweisen .

-

-

00 0.2 (',4 O.E 0,8 10

j:

~

p,

('0

-

Bi

00 01 04 06 08 lD

j:

,

00 01 0,4 0,6 0,8 lO

~

p, f :0.1

/

11 1--20--1

~

p,

j:

-

11

0 1l.2 0,4 0.6 0.8 lO 0

, '.0

•

j

I

/'03

Bild 3.2. 17 Normierte Vcrglcichsspannun gcn

~

p,

('Iv/Po bei Nonnalkrallbcanspru-

11 I

,

'.-l

chun g ( Reibungszahl f = 0) und

bei überlage rter Norl11ul- und Tangential kran beanspruchung ( f = 0.1: 0.2; 0.3) (Linienkomakl Zy linder/Z yl inder)

Für Punktberührung, d. h. den Fall des Kontaktes Kugel/Ebene ist in Bild 3. 2.18 der Verlauf der Differenz der Hauptspannungen (az - ax) bezogen auf die maximale Hertzsehe Flächenpressung Po in einer Schnittdarstellung senkrecht zur Kontaktfläche flir reine Normalkraflbeanspruchung (f = 0) und fur die Überlagerung von Tangentialkrtiften mit Reibungszahlen von f = 0,25 und f = 0,5 dargestellt (Hamilton and Goodman, 1966). Man erkennt, dass bei reiner Normalkraftwirkung (f = 0) die Linien konstanter Hauptschubspannung ab cinem Zahlenverhtiltn is von 0, 15 geschlossen unterhalb der Kontaktfläche liegen, während sie sich bei der Überlagerung von Normal- und Tangentialkräftell bereits bei diesen Werten bis auf die Kontaktoberflächen erstrecken. Hieraus kann entsprechend der Fließkriterien nach von Mises oder Tresca geschlossen werden, dass bei reiner Normalkraftbeanspruchung eine mögliche plastische Kontaktzonc unterhalb des Kontaktbcrcichcs ihrcn Ausgang nimmt, währcnd sie sich bei der Überlagerung durch tangentiale Reibungskräfte bis auf die Oberflächengrenzzonen erstrecken kann. Systcm cinflüssc aufdic Wcrkstoffan strcng un g In realen tribotechnischen Systemen sind außer den behandelten kräfte- und spannungsmäßigen Betrachtungen eine Anzahl weiterer Einflussgrößen auf die Werkstoffanstrengung zu berücksichtigen. Neben den Einflüssen der Kinematik (siehe Abschnitt 3.4) und der thennisehen Verhältnisse (siehe Abschnitt 3.5) soll hier nur kurz auf die folgenden Einflussbereiche hingewiesen werden (Broszeit, 1982):

3.2 Kontaktvorgänge

51

E" v,

0.5

..,

\'''

z/a 1.0 1.5

_F

.( e)

0.2$

~·O.l

,;:rP ..... 2.0 -2.0

,I,0

-1.0

LO

2.0

0 0.5

z/a 1.0

1=0 .25

1.5 2.0 -2.0

- 1.0

......

,"0

LO

2.0

O.S$J

0 0 .5

z/a 1.0

1=0.5

1.5 2.0

- 2.0

- 1.0

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)

<.• ~--'------------Absta nd [nm!

Bild 3.3.1

"

< .• _-L-_-_-'--. _ _ _ _ ~

,

,

Abs tand

(nml

"

An.,,1 Kr.tft-Abstandkurn:n im UIIV mit einer Si-Spitze auf Ta links: vor der Reinigung des Ta durch Ionenbeschuss

rechts: nach der Reinigung des Ta durch loncnbcs!;huss

Die Bestimmung und Ableitung eines Maßes fllr die Adhäsion aus den so genannten KraftAbstandkurven eines AFM 's sei im Folgenden an hand des Bi ld es 3.3.2 erläutert. In diesem Bild sind typische AFM-Kraft-Ahstandkurven fLir eine Si-Spitze lind eine Si3N4-Spilze auf Au wiedergegeben (SanII1Cr, 2001). Über dem Abstand der Basis des Piezostellers, der den Federbalken mit der AFM-Spitze trägt (siehe Bild 8.4.4), von der Au-Kristalloberfläche ist die Kraft aufgetragen, die auf die AFM-Spitze wirkt . Die Kraft wird über die Verbiegung des Federbalkens mit bekannter Federkonstanten bestimmt. Durch die Biegung des Federbalkens wird e in Laserlichtstrahl abgelenkt, was zur Änderung der Photosträme in den Sektoren e iner Photodiode fuhrt. Aus der Kennlinie der Photodiode und der Federkonstanten kann der Photostrom in die Kraft umgerechnet werden, d ie auf die AFM-Spitze wirkt. Abstand 0 ist der Abstand des Piezos, bei dem die Kraft ebenfalls wieder 0 wird, nachdem sie vorher durch die attraktive atomare Wechselwirkung im negativen Bereich war (.Jump to conlact"). Beim weiteren Annähern des Piezos drückt der Federbalken die AFM-Spitze stärker auf die Probenoberfläche, im vorliegenden Experiment bis 60 nN. Di ese quantitative Angabe d er Kraft ist bislang mit Vorsicht zu behandeln, da die Federkonstanten nur relativ genau bekannt s ind und noch keine standard isierten Kali brierverfahren rur die AFM-Federbalken existieren . Nach Erreichen der vorgewählten Andruckkraft wird die Piezobewegung umgekehrt und die Kraft geht zurück auf Null. Die Abweichung der Kraft-Wegkurve rur Be- und Entlasten ist auf die Hysterese des Stellpiezos zurückzllruhren . (Als Maß rur den Abstand wird die Treibspannung am Piezo genommen, der jedoch auf Spannungsänderungen etwas verzögel1 mit Längenänderung reagiel1. Man kann diesen Versatz aber rechnerisch korrigieren.) Beim we iteren Wegziehen des Piezos wird das Kraflsignal negativ, da die Sp itze an der Probe haftet. Die Größe dieser Haftkraft (im linken Teil von Bild 3.3 .2 z. B. bei p) ist ein Maß rur die Adhäsion. Mit dem Kontaktmode ll von Johnson. Kendalillnd Roberts ( 1971) kann de r bereits erwähnte Zusammenhang zwischen Abreißkraft .6FN und der Grenzflächenenerg ie y rur solche AFM-Kontakte hergestellt werden. (JKR-Formel, vg1. S.43)

3.3 MikrofNano-Kontakte

55

60

,

z

,

z

c

<

;: 20

0

<

~

-so -20

[ Si I Au

-150

-100

1

-50

p

o

50

Abstand I nm

lJild 3.3.2

3=N~:=/=A U=-I-7,SOO"-':--;;'oooO;;:-_...J

-'DOLLI= 5= i 100

150

Absland l nm

Kraft-Abstandkur\'cn rur Si/Au und Si J N4/Au im UHV. Die klcincn cingctllglcn Bildcr sind REM-Aufnahmen der verwendeten AFM-Spil zen

Der Spitzenradius r ist entsprechend dieser JKR-Formel neben der Abreißkraft die zwe ite Größe, die in die Bestimmung von ye ingeht. Die beiden Kraft-Abstandkurven in Bild 3.3.2 sind mit AFM-Spitzen aufgenommen, die sich nicht nur im Material, sondern auch im Spi tzenradi us unterscheiden, wie die eingefügten REM-B ilder zeigen. Die Unterschiede in den gemessenen Abreißkräften sind also auch auf die untersch ied lichen Sp itzenrad ien zurückzufiihren. Le ider sind auch die Radien kommerzieller AFM-Spitzen im All geme inen nur ungenügend bekannt und außerdem nicht ideal rund. Die Kraftsignalkurve in Bild 3.3.2 weist fiir positive Abstände ohne Kontakt zwischen AFMSp itze und Probe Schwingungen auf, die von den Eigenschwingungen des Federbalkens herrühren. Im Annäherungsast der Kraft-Abstandkurve tljr Si/Au kann man sehen, wie diese Schwingung ab ca. 50 nm Abstand deutlich gedämpft wird. Dieser Effekt ist ebenfa lls auf die ex istierende attraktive atomare Wechselwirkung zurückzuführen, die sch ließlich zum ,,jump to contacl"" führt. Sie wird bei der sog. NC-AFM-Messmethode (NC: Non Contact) zur Bestimmung der Wechse lwirkungskräfte genutzt. Eine Möglichkeit. die Schwierigkeiten mit dem Kalibrieren von Federkonstanten im nNBereich (siehe dazu Kap. 8.4) und der exakten Sp itzenrad ienherstellung zu umgehen, ist die Verwendung ein und desselben Federbalkens mit Spitze rur vergleichende Messreihen. [m Bild 3.3.3 sind die aus Kraft-Abstandskurven erm ittelten Abreißkräfte rur eine Si-Sp itze in Kontakt mit Fe, Cu und Ta in Abhängigkeit von der aufgebrachten Normalkraft dargestellt (Santner, 2002). Diese Messungen wurden mit ein und derselben AFM-Spitze im UHV durchgefiihrt, nachdem die Oberflächen der Metallproben vorher im UHV durch [onenbeschuss gereinigt worden waren . Die Adhäsionskräfte nehmen in der Reihenfolge Fe, Cu, Ta deut lich zu. Innerhalb der Messgenauigkeit s ind die Abreißkräfte unabhängig von der extern aufgebrachten Nomlalkraft. Für Fe und Cu ist das nur bis zu e iner Nornla lkraft von etwa 8 nN richtig. Die aufgebrachten Norma[kräfte wurden so niedrig geha lten, um eine Veränderung der AFMSp itze durch Deformation oder Metalltransfer zu vermeiden. Der Anst ieg der Abreißkraft

56

3 Tribologische Beanspruchung

oberhalb von 8 nN Nonnalkraft könnte bei den weicheren Metallen durch bereits einsetzende plastische Verformung verursacht sein, da dann die nach der JKR-formel gehende Unabhängigkeit von der Normalkraft nicht gegeben ist. Metalllibertrag auf die Si-Spitze ist zwar nicht auszuschließen, es wurden aber bei diesen niedrigen Normalkräften keine Anzeichen dafiir gefunden.

0.8

------.--<. . . .

r.

-<............ ...,......

Z 0.6 e ~

'"~" ~

Cu

0.'

«

0.2

Bild 3.3.3 Abrcißkrah einer AFM-Spitze 0.0

2.0

4.0

6.0

Normalkraft

In N1

8.0

10,0

aus Si fUr Fe. Cu. Ta im UI-I V

in Abhängigke it 1'011 der aufge brachten Normalkrafi

Ganz anders ist die Situation bei Reibexperimcntcn mit Silizium/ Aluminium Kontaktpartncm im Ultrahochvakuum (UHV). Die Kraft-Ahstandkurven fUr Si/AI in Bild 3.3.4 sind ebenfall s mit ein und derselben Spitze aufgenommen. Die Kraft-Abstandkurve links ist direkt nach der Reinigung der Al-Oberfläche aufgenommen. Trotz einer aufgebrachten Nonnalkraft von 60 nN ist die Abreißkraft < 5 nN. Nach Aufnahme dieser Kraft-Abstandkurve wurde mit derselben Spitze und einer Normalkraft von 60 nN eine Fläche von 7 11m x 7 11m reibend beansprucht. Das Ergebnis einer danach ebenfall s mit 60 nN Normal kraft aufgenommenen KraftAbstandkurve gibt die rechte Hälfte des Bi ldes 3.3.4 wieder. Eine Abreißkraft von 500 nN und ein ,jump to contact" von über 400 nN am nominell gle ichen Kontakt kann am ehesten durch Übertrag von AI auf die Si-Spitze erklärt werden. Dafür spricht auch , das der .jump to contacr' im Abstand von ca. 400 mn von der AI-Oberfläche gemessen wurde, da wegen des AIÜbertrags auf die Spitze der Nullpunkt nicht mehr stimmte. Weitere Adhäs ionsmessungen mit S i-AFM-Spitzen auf Al zeigten, dass Übertrag nicht durch bloßes Kontaktieren und Trennen entsteht, sondern die Lateralbewegung und Gleitreibung zu Übertrag fUhren.

Quantitative Adhäs ionsbestimmung mit dem AFM sind bi slang schwierig. Auch die Untersuchungen der Kontaktmechanik im Mikro/Nano-Maßstab ze igen : die Adhäsion ist ein atomarmolekularer Wechselwirkungsprozess. Da d ie Adhäsion einer der Grundmechanismen der Reibung ist und die Deformation, als zweiter Grundmechanismus der Reibung, von der Adhäsion abhängt, s ind die Untersuchungen der Adhäsion in MikrolNano-Konlakten von grundlegender wissenschaftlicher Bedeutung für das Verständnis tribologischer Prozesse.

3.3 MikrofNano-Kontakte

57

Si/AI

- 200

- 400

- 100

o

100

200

· 200 0

Abstand Inml Bild 3.3.4

200 400 600 800 1000 1200

Abstand [nml

KTilfl-Abstandkurven ftir eine Si-Spitze nuf AI im UIIV; links: jungfräulich<.:r Kont,lkt rechts : .. dc rselbc·· Kontakt nach Imin Reibbcanspruchung mit der Si-Spitze nuf AI

Die Adhäsion spielt aber auch bei geschmierten tribotechnischen Systemen der Struktur FestkörperlSchm ierstoffiFestkörper e ine wichtige Roll e. Hochleistungsflihige SchmierSIOITe enthalten chemisch wirksame Zusätze (Additive), wie z. B. Friction-Modifier-(FM-)Addi ti ve, Anti-Wear-(A W-)Additive oder Extrem-Pressure-(EP-)Add iti ve. Durch physikalisch-chemische Grenzt1ächenreaktionen, die je nach tribotechnischem System und wirkendem Beanspruchungsko llektiv durch Physisorpt ion, Chemisorption oder chemische Deckschichtbildung wirksam werden können, ergeben sich reibungs- und versch leißmindernde Grenzschichten (siehe Kapitel 8.4). Mikrokontakt und Mikrostrukturänderun ge n Die durch AFM-Spitzen definierten MikrofNanokontakte bieten aber nicht nur die Möglichkeit Adhäsion zu messen, sondern mit e inern AFM kann auch die Rei bung in solchen Mikrokontakten gemessen werden . Wird nämlich ein AFM im Lateralkraftmodus (LFM) betrieben (siehe Abschnitt 8.3.2), so kann man damit Reibung mit hoher Ortsauflösung messen. Außerdem können Mikrostrukturänderungen detektiert werden . So zeigen beispielsweise Aufnahmen von Re ibt1ächen eines Bremsbelags mit einem AFM/ LFM , dass die verschiedenen Füllstoffe dieser Verbulldwerkstoffe mikroskopisch untersch iedliche Höhen und unterschiedliche Reibniveaus besitzen ( Bild 3.3.5). Wenn al so die e inze lnen Komponenten im Mikroskopischen unterschiedliche Höhen haben, ste llen sie Mikroreibkontakte dar, von denen jeder einzelne einen Beitrag zur Reibkraft liefert, der seinem Reibniveau entspricht. Komponenten mit unterschiedl ichen Reibniveau werden rur e in ausgewogenes Bremsverha lten unter all en möglichen Bremsbedingungen gezielt in Reibbeläge eingebracht.

58

3 Tribologische Beanspruchung

Bild 3.3.5

5

AFM/ LFM Bilder einer Brernsbclag,lläehe links : Topographie (AFM) rechts: Rcibkontrast (LFM)

~m

5

o ~m

0

E

E.

21 0

2 100

' 80

1 800

"0

1 50 0

,

N

'20

1 200

900

0

Bild 3.3.6

900

2

•x

8

8

[~ml

AFM Topogr,lphi<:bild einer dektrisch<:n Widerstandss!:hicht. a) nach 5 Kontakt<:n mit dem Schkif<:r b) r1
'0

3.4 Kinematik

59

Durch Vemlessen der Topographie von Reibflächen vor und nach einer Reibbeanspruchung mit dem AFM kann man Mikrokontaktveränderungen detektieren. Im Bild 3.3.6 ist die mit einern AFM aufgenommene Topographie einer elektrischen Widerstandsschicht nach 5 (links) und nach 6 (rechts) Kontakten mit dem metallischen Kontaktschleifer wiedergegeben. Die Pfeile markieren Topographiestrukturen , die sich durch den Kontakt nicht verändert haben. Daran kann erkannt und dokumentiert werden, dass es sich um denselben Oberflächenbereich in den auf einander folgenden Bildern handelt. Das Diagramm im unteren Bildteil gibt das Oberflächenprofil entlang der Linien in den Topographiebildern wieder. Man erkennt entlang der eingezeichneten Linie nach 5 Kontakten drei 1·lüge!. die Füllstoffpartikeln zuzuordnen sind, und nach 6 Kontakten mit demselben Oberfl ächenbereich an der Stelle der Hügel Löcher. Die Bilder dokumentieren ein Einzel- Verschleißereignis.

3.4 Kinematik Die Kinematik kennzeichnet die Bewegungsverhältnisse zwischen kontaktierenden Bautei len und Stoffen in tribotechnischen Systemen. Dabei müssen durch eine geeignete Kontaktgeometrie die rur die zu erruHende technische Funktion erforderlichen" Wirkbewegungen" und die " Freiheitsgrade" der Bewegung realisiert werden. Nach einem grundlegenden Theorem der Mechanik kann jede Bewegung als Summation von Translationen und Rotationen dargestellt werden; der maximale Freiheitsgrad eines Körpers im Raum beträgt 6, d. h. je eine Translation und Rotation bezüglich der drei Achsen eines kartesischen Koordinatensystems. Zur Kennzeichnung der zur tribologischen Beanspruchung beitragenden Kinematik gehören Angaben zur Bewegungsart (Gleiten, Rollen, etc.), zum zeitlichen Bewegungsablauf, zur Geschwindigkeit und zum so genannten Kontakt-Eingriffsverhältnis der Kontaktpartner.

3.4.1 Bewegungsarten und ß ewcgun gsablauf Die einfachen makroskopischen Bewegungsarten zwischen zwei festen Körpern ("ZweiKörper-System") sind gekennzeichnet durch die elementaren Begriffe a. Gleiten: Translation in der Kontaktfläche b. Rollen: Rotation um eine "Mornentanachse" in der Kontaktfläche (bei Rollvorgängen mit mikroskopischen oder makroskopischen Gleitanteilen spricht man auch von " Wälzen" , siehe Abschnitt 4.4). c. Bohren (Spinbewegung): Rotation senkrecht zur Kontaktfläche d. Stoßen: Translation senkrecht zur Kontaktfläche mit intermittierendem Kontakt (h ierfiir wird auch der Begriff .. Prallen" verwendet).

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

-
~ Gleiten (simple slidingl ~

Ul'O

Vr -Iull

vs "lull

s·-Z

Relotivgeschw.

1-61,1

(SIÖ!-{r~ r}lO) S.2Ul:~1

Gleiten (pure slidingl Gleiten

(U,(> ~, (

U2"-U 1

uleO IUII '" Iu~ U2"0

0

S· :00

01

Gleiten (simple s1iding) Wälzen mit Schlupf Wölzen (Rollen ) Wölzen mit Schlupf

Gleiten (simple sliding)

Schlupf

u,

u,

Vr -IUl - u21

Summengeschw. (-EHO-Film) vs : IUl ou ll

Ul>O

u2' 0

v, • ul

v, • u1

~

Ul>O u2>0 Ul > U2

Vr
Vs>UI

0"'s<2

~

UI'""O

U1'UI

vr " 0

\1" Zu,

s •0

~

Ul>O UI

U2>0 u1

V,
v, >U1

-Z"5<0

~

Ul" 0

U1'""0

v, • U1

v,, Ul

s· -2

Bewegungsform

~ ~

~

~

~

~

Einzelgeschwind.

<

S•

Z

bl Bild 3.4.2

Kinemmik dcr Komponcntcn tribologischcr Systcmc: (a) Gleiten. (b) Gleitcn und W1iIzcn

62

3 Tribologische Beanspruchung

Die Bedeutung der in Bild 3.4.2 zusammengestellten kinematischen Verhältn isse tljr die tribologische Beanspruchung und speziell die thermischen Verhältnisse im Kontaktbereich (siehe

Abschnitt 3.5) geht exemplarisch aus den in Bild 3.4.3 wiedergegebenen Abhängigkeiten hervor. [n dem Diagramm ist die reibbedingte Temperaturerhöhung fI. Tmax , wie sie in einem Kugel-Scheibe-Tribameler mit der Infrarotmesstechnik (siehe Abschniu 3.5.1) von Nagaraj, Sanborn and Wincr ([978) bestimmt wurde, als Funktion des Schlupfes (slide-roll-ratio) aufgetragen. Beim reinen Rollen, d. h. Schlupfs = 0, einer minimalen Relativgeschwind igkeit und einer maximalen Summengeschwindigkeit, tritt eine minimale reibbedingte Temperaturerhöhung auf, während mit Zunahme des Schlupfes die reibbedingte Temperaturerhöhung stark ansteigt und maximale Werte fiir den Fall des reinen Gleitens resultieren .

'e 80

r:

ll.TmD•

50

",

• •

~.\.OZGPa

v .0.75m1s

40 0

~

30

.~

0;

.~

0;

I I

10 UI"
-1,0

-15

10

-\0

-0,5 0 0,5 1P Sc hlupf(slide - roll ratio)

I

15

1,0

Bild 3.4.3 Einfluss der Kinematik auf die reibbedingtc TempCnllUTerhöhung in einern Iribologischen I'rOlsyslclll

3.4.2 Grenzfläc h e ndy n:lmik Die im vorhergehenden Abschnitt in vereinfachter Form ftir t ribologische ,,zwei-KörperSysteme" , bestehend aus Grundkörper (I) und Gegenkörper (2), behandelten kinematischen Verhfiltn isse llliissen bei Vorliegen eines Zwischen stoffs (3) auf ,.Drei- Körper-Systeme·' erweitert werden (Godet, 1990). Falls der Zwischenstoff (3), z. B. ein SchmierstofT, einen vollständigen Flüssigkeitsfilm bildet. steilt sich bei einer Tangentialbewegung zwischen Grundkörper (I) und Gegenkörper (2) im ZwischenstofT (3) ein kontinuierlicher Geschwind igkeitsgrad ienl ein, der durch die Rheologie der Flüssigkeit und die Hydrodynamik eindeutig beschrieben werden kann (siehe Kapitel 6). Bild 3.4.4 zeigt in einer klassischen Illustration von Reynolds (1886) das Geschwindigkeitsprofil v und die Druckverteilung p zwischen zwei keilformig angeordneten Gleitflächen.

3.4 Kinematik

63

-I Bild 3.4.4 Gesehwindigkcitsprofil v( x) und Druekvcrteilung p(x) z wischen zwei hydrodynamisch geschmicrten cbenen Gleitnäehen

Bei festen Stoffen besteht das tribologische Drei-Körper-System nach Bi ld 3.4.5 aus Grundkörper ( I), Gegenkörper (2), Mittelbereich des Zwischenstoffs (3), z B. eines Festschmierstoffs, und den Grenzflächenbereichen (1 /3) und (2/3). Bei einer tangentialen Relativbewegung zwischen Grundkörper (I) und Gegenkörper (2) müssen sich die verschiedenen Stoffberciche relativ zueinander verschieben (..velocity accomodatiorl"), wofLir im wesentlichen 4 " Bewegungsmodi" M I bis M4 denkbar sind, die prinzipiell in allen Stollbereichen (I), (2), (3), (1 /3), (2/3) auftreten können (Berth icr, Brendle and Godet, 1988): MI: Elastische Deformation (Elongation) M2: Trennung nonIlai zur Bewegungsrichtung (Bruchmechanik Mode 1) M3: Scheren parallel zur Bewegungsrichtung (Bruchmechanik Mode 11 , 111)

..,.

M4: Rollbewegung

Adhasion -

IVVV\

IVVV\

-

0 0

00

11

IVVV\

Adhäsion _

11

11

-

00

~~~~

~~

Grundkörper (1) Grenzflächenbereich (113) Zwischenstolf (3) Grenzllächenbereich (213) Gegenkörper(2)

Bewegungsmoden: MI: Elastische Deformation M2: Trennen (normal)

lJild 3.4.5

IVVV\ 11

M3: Scheren

-

M4: Rollen

00

Modell eines tribologisehen Drei-Körper-Systems und mög lic he Bcwegun gs moden der Grenznäehendynamik

3 Tribologische Beanspruchung

64

Die Wirkung der vier unterschiedlichen Bewegungsmodi M I bis M4 in Abhängigkeit verschiedener FestkörpcrlFestkörper/Festkörper-Syslcme ist theoretisch untersucht und mittels Prlifanordnungen mit einem optisch transparenten Grundkörper oder Gegenkörper experimentell dargestellt und visualisiert worden (Benhier, 1990).

Für Grund lagenuntersuchungen zur Modeliierung eines Drei-Körper-Systcms im atomaren Maßstab kann das sogenannte ,.Seifenblasenmodell" verwendet werden. Das Seifenblasenmodell ist eine klassische Experimcntiertecllll ik, mit der Bragg (1947) grundlegende Modelluntersuchungen zur dynamischen atomaren Struktur von Festkörpern und zum Nachweis von Gitterfehlern, wie z. B. Fehlstellen, Versetzungen, ete. , durehgeftihrt hat. Die atomare Struktur von Festkörpern wird bei diesem 2-dimensionalen Modell dadurch simuliert, dass Seifenblasen auf einer Flüssigkeitsunterlage erzeugt werden, die wie die Atornlagen von Festkörpern unter der Wirkung äußerer Spannungen beweglich sind. Bild 3.4.6 zeigt die experimentelle Anordnung des Seifenblasenmodells ftir die Simulation eines Orei- Körper-Systems, bestehend aus zwei kristallinen Körpern (I), (2) und einern amorphen Zwischenstoff(3) (Mazuyer, Georges and Cambou, 1988). Die tangentiale Verschiebung wird am Gegenkörper (2) eingeleitet und die über den Zwisehenstoff (3) übertragene Tangentialkraft am Grundkörper (I) gemessen. Der Abstand h modelliert eine Dicke von ca. 40 Atomlagen. Bild 3.4.7 illustriert das dynamische Verhalten der atomaren Bereiche des Drei-Körper-Systems in zwei Stadien bei einer Relat ivbewegung von Grundkörper (I) und Gegenkörper (2). Beim Einsetzen der Tangentialbewegung nimmt die Gleitspannung T mit dem Schub y linear zu, wobei in der Anfangsphase der Bewegung sieh unterschiedliche strukturierte Grenzflächenbereiche ( 1/3) und (2/3) ausbilden, siehe Punkt A in Bild 3.3.6. Bei Erreichen der Grenzsehubspannung (Punkt B in Bild 3.4.7) sind die Grenzflächenbereiche ( 1/3) und (213) symmetrisch, und die "Gleit linien" verlaufen parallel zur Bewegungsrichtung. Die experimentelle Simulation des Bewegungsverhallens ist in Übereinstimmung mit dem theoretischen Orei-Körper-Modell nach Bild 3.4.5 und zeigt, dass die Grenzflächendynamik im vorliegenden Fall im wesentlichen durch den Bewegungsmodus M3 , d. h. Scheren parallel zur Bewegungsriehtung, gegeben ist.

0-

0-

h

U= 1 mm.S - '

8ild 3.4.6 Scifenblascnmodcll zur Simulation der Grenzniiehendynamik in einem Iribolog isehen Drei- Körper-System

3.4 Kinematik

65

[ 1 /3)

13) (213)

30,---------------- - - , 10" N/ m 10

10

/

0

8

0, 2

0, '

0, 6

0,8

1,0

1,2

Bild 3.4.7 Simulation des grenzniiehendynamischen Vertmltens der atomaren Bereiche eines tribologiS<:hcn Drei-Körper-Systems bei einer tangentialen GJcitbcwegung

Sc hub y =U/ h

3.4.3 Kontakt-Eing riffsverhältnis In triboteclmischen Systemen können infolge der Relativbewegung von Grundkörper und Gegenkörper im zeitlichen Ablauf unterschiedlich große Oberflächenbereiche der beiden Kontaktpartner dem Kontaktvorgang untel'\\lorfen sein. Das Verhältnis der Größe der momentanen Tribokontaktfläche zur gesamten überstrichenen Lauffläche auf einem Bauteil wird als Eingriffsverhältnis € bezeichnet. In Bild 3.4.8 ist das Eingriffsverhähnis fur das Beispiel eines Sti ft-Scheibe-Systems illustriert (Czichos, 1978). Fik dieses Beispiel ist fLir den Kontaktpanner (I), den Stift, das Eingriffsverhältnis € == [ , und fLir den Kontaktpanner (2), die Scheibe, ist das Eingriffsverhältnis E weit kleiner als l. Tribotechnische Bauteile mit unterschiedlichen Ei ngriffsverhältnissen sind unterschiedlichen zeitlichen Beanspruchungen untenvorfen: System elemente mit E = [: permanenter Kontakt stat ionäre mechanische Beanspruchung (makroskopisch) permanente ReibungswäTlneaufnahme eingeschränkte Möglichkeit tribochemischer Reaktionen mit dem Umgebungsmedium durch Adsorptionsprozesse und dem Wachstum von Reaktionsschichten

66

3 Tribo logische Beanspruchung Systemelemente mit e < I:

-

intermittierender Kontakt

-

zyk li sche mechanische Beanspruchung

-

intermittierende ReibungswänllCaufnahme

-

Möglichkeit von Adsorptionsprozessen und tribochemischen Reaktionen mit dem Umgebungsmcdiul11 sowie Wachstum von Reakt ionsschichten in der Versch le ißspur, dem schraffierten Bereich in Bild 3.4.8 (s iehe Kap. 7 "Tribokorros iorf').

IEingriflsverhöllniS

tl

[ ' Tribokonlokl.!!Öche

. Gesamllauftlache

Cl · ! l ;

All

!:z-

~

Alz

z.8.: Stift - Scheibe -System : Still : c, . l

Scheibe : Cl< !

Bedeutung des Eingr ilfsver höllnisses Syslemeleme nle mit [< 1 5ys temelemenle mil [ • 1 _Intermittierender Kontakt • Permanenter Kontqkt o Zykl. metha n. Beanspruchung • Keine zykL methan. Beonspruchung (makroskopisch I _Permanente Reibungswärme- _Interm ittierende Reibungswärmeaufnahme aufnahme • Tri bochem. Reakt ion mit dem _ Eingeschränkte tribochem. Umgebungsmedium im Reaktion mit dem Umgebull!IsB ereich AI -Ao med iu m

Bild 3.4.8 Eingrifis\'crhiiltnis: Definition und ßedeulUng rur die Wirkung Iribologischcr ßeanspruchungen und Prozcsse [Illfdie Komponenten Iribologischer Systeme

In realen triboteehnischen Systemen müssen d ie Eingriffsverhältnisse sehr sorgfaltig analysiert werden, um d ie Einzelheiten der wirkenden tribologischen Beanspruchungen spezifizieren zu können. In Bild 3.4.9 wird eine vere infachte Übersicht über typische tribotechnische Systeme, ihre kennzeichnende Kontaktgeometrie und die jeweil igen Eingriffsverhältnisse von Grundkörper und Gegenkörper gegeben (Czichos, 1984). Es ist ofTensicht lich. dass z. B. bei der Durchfuhrung tribologischer S imu lationsprüfungen das Prüfsystem so auszuwählen ist, dass die EingrifTsverhältn isse der Prüfkörper mit denen der zu simulierenden Bauteile des realen triboteehnisehen Systems vergleichbar sind (vg1. Abschn itt 8.4). Werden z. B. Gleitwerkstoffe in vereinfachten Screening-Tests mit einem Stift-Sche ibe-Prüfsystem untersucht, so muss der Werkstoff des Stiftes (EI == 100 %) dem der Lagerschale und der WerkstofT der Scheibe (102 « 100 %) dem der intennittierend beanspruchten Welle entsprechen.

67

3.5 Thermi sche Vorgänge

Tribotechnisches

Kontakt·

Eingritfsverhältnis (

System

geometrie

( Tribokontaktfläche ) Gesamtlauffliiche Grundkörper

f l l%) Gleitlager al rad ial

quasikonform

bl axial

konform

Wälzlager

kontraform

Zahnradgetriebe

kontraform

Passungen

konform

Nocken·StÖßeI

kontraform

Rad-&h iene

kont raform

LagersCha le

E1

.a

a

E2< 100 Zapfen

100

f2 "" 100

Innen· bzw. Außen· ring fl « 100 Antriebsrad

f, «

100

E2 [%)

Welle

100

Gle itschuh

fl

Gegenkörper

Wilzkörper

E2« 100 Abtriebsrad

f2« 100

Bohrung

Welle

EI '" 100

f2 " 100

Stößel

Nockenwelle

EI" 100

f2 «

Schiene

R,d

100

fl ... 0

f2« 100 f 2 < 100 Ko llekto r

Re ibu ngsbremsen

konform

Bremsk lotz ( 1 = 100

Elektrische Schaltkontakte

konform

Brüste

Werkzeuge der Ze r· spa nungstechnik

konform

Werkzeuge der Umformung

konfo rm

E, " 100 Werkzeug

f , .. 100

Bremsscheibe

f2< 100 Werkstück

f2< 100

Werkzeug

Werkstück

EI "' 100

f2< 100

Bild 3.4.9 Übersicht über die Kontaktgeol11elrie tribolechniseher Systemc und die EingriOs\'erhiiltnisS\: von Grundkörpcr und Gcgenkörper

3.5 Thermische Vorgänge In Tribokontakten tritt bei der Umsetzung mechanischer Energie durch Re ibungsprozesse (siehe Kapitel 4) eine Energiedissipation auf, die mit einer Veränderung der themlischen Verhältnisse im Kontaktbereich verbunden ist (Carslaw and Jaeger, 1947). Makroskopisch betrachtet, ergibt sich bei einem Gleitkontakt in der Fläche Ao beim Wirken von Norma l- und reibbedingten Tangent ialkräften FN, FR ein re ibbedingter mittlerer Energ ie- bzw., Leistungsumsatz ER=FR'S R m , ER =f· FN ·SR , PR = ER I t = FR

V

= f . FN . V

SR : Gleitweg v: Gleitgeschwindigkeit

Bezogen auf die nominelle Kontaktfläche Ao resultiert unter der Annahme, dass die Reibungsenergie vollständig in Wänne umgewandelt wird (vg1. dazu Abschnitt 4.3.4) eine flächenbezogene Reibleistung, die einer spezifischen Wärmebelastung bzw. e iner Wännedichte gleichgesetzt werden kann

QR

f'...:'F"Nc..'.:.'

=.-

Ao

68

3 Tribologische Beanspruchung

In Abhängigkeit der Wämlcbelastung ergeben sich Temperaturerhöhungen und Änderungen tcmperalurabhiingiger Eigenschaften der KOllIaktpartner

3.5.1 T emperaturen in Tribokontaktcn Der reibbcdingtc Energieumsatz in Tribokontakten ist mit Wärmeflüssen im Kontaktbereich verbunden und fUhrt infolge der Mikrogeometrie der Kontaktpartner zu Ternperaturvertei lungen, die zu kennzeichnen sind durch

die mittleren (volurnenbezogenen) Temperaturerhöhungen der beiden Konlaktpartner Temperaturerhöhungen in den zeitlich und örtlich statisch verteilten Mikrokontakten (,.Blitztcmperaturcn"') Die Bestimmung oder Berechnung reibbedingter Tcmperaturerhöhungen bereitet sowohl in experimenteller Hinsicht infolge der Unzugänglichkeit der Kontaktgrenzfläche als auch in theoretischer Hinsicht wegen der Komplexheit der elastisch-plastischen Kontaktde formationsprozesse, der stochastischen Natur der Energiedissipationsmechanismen und der Temperaturabhängigkeit relevanter Eigenschaften der KOllIaktpartner erhebliche Schw ierigkeiten (Czichos und KafTanke, 1970). Untersuchungen des Einflusses der Kinematik zeigten, dass reibbedingte Temperaturerhöhungen besonders ausgeprägt bei Gleitvorgängen auftreten, so dass im folgenden nur Temperaturen in Tribokontakten unter Gleitbeanspruchung betrachtet werden. Zur experimentellen Bestimmung von Temperaturen in Tribokontakten werden im wesentlichen die in Bild 3.5. 1 in vereinfachter Form zusammengestellten Messtechniken verwendet: IOynom. Thermoelement

I

Metalt 1 ~ FM U!~ Metollz'=-f1-jl

~~ (j.)'

ItR- Mikroskop I I',

Ilhermoelement (eingebettet) I

~F~

~~~ (j.).

P-Aufnehme; 1 I',

~~ ~ (j.)'

Urn

Bifd 3.5. 1 T.:mpcraturmcssl.:chnik.:n t\ir lribologisch.: UntcrsudlUngen (Übersicht)

llR · fOR.~)

Dy na misc hes Therm oelement Hierbei wirken die beiden Kontaktpartner, wenn sie aus unterschiedlichen Metallen bestehen. als Elemente der Thennopaarung. Obwohl mit dieser Methode bereits in den 30er Jahren von 80wden und Mitarbeitern Temperaturmessungen durchgefLlhrt wurden, ist eine Zuordnung der gemessenen Thermospannungen zu den reibbe-

3.5 Thermische Vorgänge

69

dingten Temperaturen in folge verschiedener verfa lschender Einflüsse, wie z. B. von Oxidfilmen, Oberflächenverunreinigungen etc., nur näherungsweise mög lich.

Thermoelement (eingebettet) Die am häufigsten venvendete Methode zur Bestimmung reibbedingter Temperaturerhöhungen besteht darin, Thermoelemente in die Prüfkörper einzubetten. Obwohl damit relativ genaue Temperaturbestimmungen möglich sind, ist die Extrapolation der im Volumen der Kontaktpartner gemessenen Temperaturen auf die Temperaturen in der realen Kontaktfläche schwieri g. Infrarot-M ikroskopic Mit Hilfe der IR-Mikroskopie wird aus der temperaturbedingten Wärmestrah lung, die von der Reibstelle ausgeht, auf die Temperatur gesch lossen. Die Schwierigkeiten liegen hier in dem unterschiedlichen Emissionsvemlögen der Reibpartner und der Unzugänglichkeit der KontaktsteIle, so dass in Grundlagenuntersuchungen optisch transparente Kontaktpartner venvendet werden. Temperaturaufnehmer (a ufgedampft, eingebettet) Mit aufgedampften bzw. eingebetteten Temperaturaufnehmern ist es heute möglich, Temperaturen direkt in der Kontaktste Ile zu messen. Genutzt wird der Effekt der elektrischen Widerstandsänderung infolge Temperatur. Die aufgedampften Aufnehmer haben in der aktiven Zone eine Breite von 10 bis 15 !-Im, die eingebetteten Drahtaufnehmer eine Dicke von etwa 20 bis 30 )lm. Die Probleme bei dieser Methode liegen in dem Verschleiß der Aufnehmer bei Festkörperreibungsbedingungen . Mit Hilfe der Infrarotmesstechnik wurden in einer grundlegenden Untersuchung von Griffiocn, Bair und Winer (1985) unter Verwendung eines optisch transparenten Gleitpartners (Saphirsche ibe in e inem Kugel-Scheibe- oder Stift-Scheibe-System, Kugeldurchmesser 6,35 mm) mit Hertzschen Flächenpressungen bis zu 2,0 GPa umfangreiche Untersuchungen reibbedingter Temperaturerhöhungen vorgenommen. Mit der Infrarotkamera wurde die vom Kontaktgebiet (0 ", 2 n1l11) durch die Saph irscheibe hindurchtretende Temperaturstrahlung mit einer lateralen Ortsau fl ösung von IOD ~lm zeilenfdrmig innerhalb von 400 J.lS in Gleitrichtung abgetastet. Bild 3.5.2 zeigt e ine charakteristische Abfolge von " Line-scans", die nacheinander innerhalb der Mittellinie des Kontaktes bestimmt wurden, zusam men mit einer Darstellung zugehöriger Isothermen. Die Untersuchungen bestätigen das Auftreten von " Blitztemperaturen" in zeit lich und örtlich innerhalb der geometrischen Kontaktfläche verteihen Mikrokontakten ("hot spots" ). Für die " hot spots" wurden bei den genannten Versuchsbedingungen folgende typische Daten bestimmt. Mikrokontaktdurchmesser: -

d = 6 bis 10 I-\m (FN = 4,45 N) d = 8 bis 14 I-\m (FN = 8,90 N)

Dauer e ines "Temperaturblitzes": t = 52 bis 132 I-\S (FN = 4,45 N) t = 104bis261I-\s(FN = 8,90N)

70

3 Tribologische Beanspruchung

1.13 ""••••SO N

uc

" ' UO'WQ

2.7 mm

... e e ~

bI

Bild 3.5.2

TcmpcrHlur"crtcilu ng im Kontaktbereich eines StiH·$chcibc-Tribomclcrs bei einer Nonnal kraft FN - 8.9 N un d einer Gldlgcschwindigkcit \' "' 1.53 111 (a) T cmpcralurprofilc. (b) lsothcnm:n

3.5 Thennischc Vorgänge

71

In T3belle 3.5. 1 sind dic in den Untersuchungen bestimmten Werte der mit einem ThemlOe lement gemessenen mittleren Volumentemperatur des stationären Kontaktpartners (Stift) zusammen mit Werten der maximalcn, minimalen und der mittleren Blitztcmpcratur ZUS<.1mIllcngestelh. Tab.J.5. 1

Reiblx.-dinglc Tempcr-lluTcn in einem Slill-Schdbc-Tribomcler in Abhfingigkcil 'on Normalkmfl FN und Glcilgesch'lindigkcil v Temperaturen in oe

M eßgröße

v - 0,305 mls

FN = 8,90 N

FN = 4,45 N

"

30

"

Minel

105

Mall. Min.

Umgebungstemperntur VolumentemperntuT (Stift)

Blit:ttcrnperntur

v = 1.53 mls

FN =4,4SN

FN = 8.90N

117

" "

3%

1080

148

200

1353

2703

94

98

102

11.

36

f-0,57. .0.85

Reibungszahl (bei FN - 11.1 N)

"

77

f = 0 .50 ... 0.53

Matcrialdatcn von Si]N.-Slift (I) und Saphir-Scheibe (2): Dichtcp(kglrn1):

p( I)=3190;

p(2)=3980

E-Modul(G Pa):

E ( I):c:31O;

E(2)=365

Wlrmeleitrahigkeit k (W/rn . K):

k (I) '" 24;

k(2)=27

Spez.. w:trme c (J1I:8 . K):

c(l)= 1078;

c (2) = 418

Mit der Infrarot-Messtechnik wurden von Nagaraj, San born und Winer (1978) auch Untersuchungen an Stahl -Saphir-Gleitkontakten unter Bedingungen einer (part iellen) clastohydrodynam ischen (E HD) Schm ierung vorgcnommen. Für die Abhängigkeit der reibbedingten Tempemlurerhöhungen 6T in Fonn von Blilztempemturen von Nomlalkmfl FN bzw. Hertzscher Flächenpressung Pli und der Gleitgcschwindigkeit v wurden zusammenfassend fol gende Korrelationen gefunden (Winer and Cheng. 1980): 2/3

6T - FN

2

- Pli ,

bei .. niedrigen·· Gleitgeschwindigkeiten sowie

.6T _ FN" 2 _ PH J / 2 ;

bei .,hohen'· Gleitgeschwindigkeiten.

.6T - v 0.21

72

3 Tribologische Beanspruchung

3.5.2 ß1itztcmpcraturh ypothcscll Zur theoretischen Abschätzung der in Tribokontakten in Abhängigkeit des Beanspruchungskollektives und der System struktur auftretenden reibbedinglcn Temperaturerhöhungen sind verschiedene ,.Blitztemperaturhypothesen·' entwickelt worden. Infolge der stochastischen Natur der zu .,Blitztemperaturcn" fuhrenden dissipativen Mikro-Kol1taklprozesse. dem Auftreten von chemischen Grenzschichten , der Fluktuation der lokalen Reibungskräfte und der meist nicht genau bekannten Abhängigkeit der Stoffdaten von der Temperatur ist die Berechnung reibbedingter Temperaturerhöhungen außerordentlich schwierig. Vereinfachende Theorien gehen von den folgenden hauptsächlichen Annahmen aus:

Die vorhandenen MikrokontaktsteIlen werden gedanklich zu einer resultierenden Kontaktfläche vereinigt, an der die Reibungsenergie in Wänne umgewandelt wird: sie wird als ebene Wännequelle betrachtet. Die entwickelte Wärme wird durch beide Kontaktpartner abgeleitet. Die Oberflächen beider Körper an der Kontaktsteile besitzen dieselbe Temperatur. Die berechnete Temperatur stellt eine Abschätzung der Temperaturerhöhung über der mittleren Temperatur der Oberfläche dar. Im folgenden sind in knapper Form die bekanntesten Blitztemperaturhypothesen fiir den Fall des Linienkontaktes (Theorie von Blok) und des Punktkontaktes (Theorie von Archard) zusam mengestellt.

Blitztc mperaturcn bei Linienkontakt (Blok) Nach der Theorie von Blok (1937) resultiert die maximale Kontakt-Grenzflächentemperatur TK aus der Summation der Volumentemperatur Tv und der reibbedingten Blitztemperatur TI{:

Di e reibbedingte Blitztemperatur kann nach folgender Formel berechnet werden:

Di e in dieser Formel enthaltenen Parameter können in drei Gruppen eingeteilt werden (Winer and Cheng, 1980): Beanspruchungsparameter: FN Normalkraft. (N) V Relativgeschwindigkeit v '" VI - V2 (m/s) der Kontaktpartner (I) und (2), siehe Abschnitt 3.3.1 F Reibungszahl Kontaktparameter I Kontaktlänge senkrecht zur Bewegungsrichtung w Kontaktbreite

73

3.5 Thermische Vorgänge Stoffparameter

thermische Kontaktkoemzienten der Kontaktpanner, bi = ~kpc (i = 1,2), mit WänneleitHihigkeit (W/m· K) Dichte (kglm 3 ) spez. Wärme (kJ/kg· K)

k p c

Für KOl1laktpanner aus dem g le ichen Material resultiel1 rur die maximale Blitztemperatur die folgende Formel :

wobei in Ergänzung der obigen Parameter fo lgende Größen eingehen: v: Poissonsche Zahl R

(-

I

R,

- I )

R,

,.

R], R2: Radien der Kontaktpartner

Die Bloksche Theorie kann durch folgendes Beispiel illustriert werden: Für den Linienkontakt zweier Stahlzylinder mit je einem Durchmesser von 10 mm und e iner Länge von 30 mm, ergibt sich bei FN = lOS N und unterschiedlichen ROlation sgeschwindigkeiten, VI = 3 rn/s, V2 = I rn/s, einer Volurnentemperatur von T...: = 100 oe und einer Reibungszahl von f = 0, I eine maximale Kontakt-Grenzflächentemperatur von TK = 100+435 = 535 °C

ßlitzlemperaturen bei Punktkontakt (Arc hard) Das Modell zur Blitztemperaturberechnung nach Archard (1958) besteht aus dem Kontakt eines Rauheitshügels des Grundkörpers ( I) mit einem ebenen Gegenkörper (2) und einer kreisrÖTIlligen Kontaktfläche mit dem Durchmesser 2 r, die sich mit der Geschwindigkeit v bewegt . Der Grundkörper (I) erhält somit reibbedingte Wärme von einer stationären Wärmeque lle und der Gegenkörper (2) von einer bewegten Wärmequelle ( Bild 3.5.3). Bei gleichen Werkstoffen von Grundkörper (I) und Gegenkörper (2) und der z. B. ftir metallische Kontaktpartner plausiblen Annahme einer plastischen Kontaktdeformat ion und gleichmäßigen thennischen Oberfläc hen leistung werden fur den Gleichgewichtszustand folgende Parameter definiert: N = f. n · HV

(dimensionslos )

p.,

L=

p. C 2k(n· HV)] / 2

]/ 2

FN

·V

(Dimension oe)

74

3 Tribologische Beanspruchung

Grundkörper (1)

Gegenkörper (2)

Bild 3.5.3 Model! eines I' unktkontaktcs (Gleitender Rauhcitshllgc l) zur ßlitzlcrnpcraturh ypolhcsc nach Archard

Hi erin iSlncben den unter Ziffer (a) definierten Parametern HV die Vickers-Härte des weiche-

ren Kontaktpanners. In Abhängigke it von der Gleitgeschwind igkeit werden

ruf

die maximale Blitztempe ratu r TR

drei Fälle unterschieden: Bei kleinen Geschw ind igke iten (L < 0, I) wird die reibungsbedingte Wärme gleichmäßig auf die Kontaktpartner (I), (2) verteilt : T R ""O,25·N · L Bei mittleren Geschwindigkeiten (0, 1 < L < 5) wird wen iger a ls die Hä lfte der Teibungsbedingtcn Wärme vom Grundkörper (1) aufgenommen

TR =O,2S'ß - N-L wobei

ß = 0,95 fUT L = 0, [

ß = O,5furL = 5 Bei großen Geschwindigkeiten (5 L < 100) wird überwiegend die reibbedingte Wärme vom Gegenkörper (2) aufgenommen

TR 0:: 0.435. y. N. LlI2 wobei

Ein Anwendungsbe ispiel der Theorie nach Archard zur Abschätzung vo n Blitztemperaturen beim Gleitkontakt von Stahl der Härte 150 HV, 250 HV und 850 HV ze igt Bild 3.5.4. Bei Anwendungen der Theorien nach Blok und Archard empfiehlt sich in folge der Temperaturabhängigkeit der in die Formeln einzusetzenden Stoffdaten e in iteratives Vorgehen: Ausgehend von SlOffdaten SD (T 0), die auf die Raumtemperatur To un d Normalbedingungen bezogen sind, wird zunächst in erster Näherung die reibbedingte Temperatur T R berechnet; in weiteren Iterationsschrillen werden dann möglichst Stoffdaten SD (TR) venvendet, die der im vorgehenden Iterat ionsschrill best immten Temperatur zugeordnet sind.

3.5 Thermische Vorgänge

,,' ,

75

- - - - - -- -- - -----,

,,'

101 Ibl I- I

Bild 3.5.4

Rdative Temperaturerhühung nach Arch,lrd (Blitztcmpcratur T/ Rcibungszahl I) f"ür Stahl glcitpaarungen unterschiedlichcr IWrtc «(a) 150 IIV. (b) 250 IIV. (c) 850 IIV) als Funktion eines Produktcs aus Normalkraft I"' N und Gleitgeschwindigkeil \'

3.5_3 Modellrechnungen von Reibtemperaturen In Weiterentwicklung der dargestellten Blitztemperaturhypothesen wurde von Doris Kuhlmann-Wi lsdorf ( 1987) ein umfangreicher Formelapparat entwickelt, fLir den auf die entsprechende Literatur verwiesen wird. Die Berechnung der hot-spot-Temperaturen von zwei aufeinander gleitenden Oberflächen kann nach diesem Modell unter folgenden Voraussetzungen durchgefLlhrt werden:

Es gleiten mathematisch flache Oberflächenbereiche aufeinander. Die Oberflächen sind frei von Grenzflächenfilmen. Die Quelle der Temperaturerhöhung erstreckt sich auf einen an die Kontaktfläche angrenzenden Volumenbereich. Die Reibleistung wird in der Grenzfläche vollständig in Wärme umgesetzt. -

Die Oberflächen berühren sich über Mikrokontakte.

Aus der Gleichgewichtsbedingung fLir den Übergang vom elastischen zum plastischen Kontakt lässt sich die Anzahl der Mikrokontakte abschätzen,

wobei H(T) die Härte des Werkstoffes bei der hot-spot-Temperatur und d den Durchmesser des Mikrokontaktes bedeuten.

76

3 Tribologische Beanspruchung

Am Beispiel einer Kernmik-Keramik-G leitpaarung (MgO-slabi lisiertes Zirkonoxid, ZN40) wurden unter Verwendung des Modells von Kuhlmann-WilsdorfComputer-Simulationcn der Blitztemperatur unter Benutzung der von den Keramikherstel1em mitgeteilten Temperaturabhängigkeiten der Größen E-Modul, Häne, Dichte, Wärmekapazität und Wärmeleitr.'ihigkeit vorgenommen (Woydl, 1989). Die Ergebnisse der Berechnung der Hot-Spat-Temperatur werden in den Bildern 3.5.5 und 3.5.6 fiir eine niedrige und eine hohe Gleitgeschwindigkeit v wiedergegeben. Dargestellt ist die Temperaturerhöhung im Mikrokontakt als Funktion der Last und der Anzahl der Mikrokontakte sowie Last und Gleitgeschwindigkeit. Bei v = 0,03 m/s (Bild 3.5.5) hängt die Temperaturerhöhung in den Mikrokontakten erheblich von der Anzahl der Kontaktstellen ab, wobei unter den Versuchsbedingungen von 10 N und der von Winer (Winer, 1980) gemessenen Kontaktszahl 10 nur eine geringe, für zrO z unkritische Temperaturerhöhung errechnet wird.

u I ',

.il

!

•E~"I E , •a: !

.. ,

• !

,, 1! i •"- I E

~

"

E! ~

<Xl

•

Bild 3.5.5

Blilzlemperalurerhöhung Hir eine ungcschmicrtc G1citpa<Jrung aus Z irkonoxid (ZN40) in Abhängigkcit von der Last und der Anl.ilhl der Mikrokontaktc (Normalkraft FN = 10 N: G1citgeschwindigkcit v = 0.03 m/s; Rcibungszahl f = 0.5 : Kont aktfHlch c Aq = 0.09 1 mm 2)

3.5 Thermische Vorgänge

77

•

Bild 3.5.6

ßlitztempcraturerhöhung fiir eine ungeschmierte Glcitpa,lrung aus Zirkono:>
Durch die Erhöhung der Glcitgeschwindigkeit auf 3 m/s entstehen Blitztemperaturen oberhalb von 1240 oe bzw. 1400 oe, so dass Phasenumwandlungen in die tetragonale bzw. kubische Phase stattfinden, die zu Zugspannungen in der Oberfläche fUhren. RechneruntersHitzte Rechenprogramme, genannt " T-MA PS" , zur Bestimmung reibbedingter Temperaturerhöhungen wurden auch von Ashby, Abulawi und Kong (1990) entwickelt. Die Rechenprogramme gehen davon aus ~ in ähnlicher Weise wie die Blitztemperaturhypothesen von Blok und Archard ~ dass sich bei einem Gleitkontakt die Reibungswärme in Abhängigkeit relevanter Stoff- und Fomlpararneter auf beide Kontaktpartner aufteilt. Je nachdem , ob sich dies unter der Wirkung von Normalkraft FN und Gleitgeschwindigkeit v modellmäßig auf die gesamte geometrische Kontaktfläche Ao oder die wahre Kontaktfläche Ar als Sum me der Mikrokontakte bezieht, ergeben sich die folgenden Abschätzungen:

78

3 Tribologische Beanspruchung Mittlere Temperaturerhöhung Tv:

Hierbei sind Ta die Temperatur der ,.Wärmesenkc" (z. B. Halterung der Gleitkörper); k 1 und k2 die Wärmeleitfahigkeilcn der Gleitpartner, und 11 , 12 sind fUf die

jeweil ige Kontaktgeomctrie charakteristische " Wärmediffusionswcgc" zwischen der Kontaktfläche und den " Wännesenken" der heiden Kontaktpartner. Blilztemperatur TR:

[n dieser Fomlcl , die bezüglich der Größen FN, v, Ao, kl, k2 mit der obigen Bezie-

hung identisch ist, beziehen sich die Größen Tor und Ilr. 12r in komplizierter Weise

auf die den entsprechenden Größen in obiger Fomlcl analogen Mikrokontakten, deren Bestimmung mit erheblichen Schwierigkeiten verbunden ist. Zur Berechnung dcr rcibbcdingtcn Tcmperaturen Tv und TR wurden von Ashby und Mitarbeitern Näherungslösungen entwickelt, die flir die folgenden Kontaktgeometrien gültig sind: Fläche/Fläche Stift/Scheibe Kugel/Scheibe 4- Kugcl-System Diese Modellsysteme überdecken das Spektrum der Wirkgeomctrien tribologischer Systeme von ,.konform" bis .. kontraform·'. Bild 3.5.7 zeigt das vereinfachte Flussdiagramm des Computerprogramms T·MAPS in der Originalform. Das Computcrprogramm T-MAPS 2.0 ist vom Engineering Depanment der Cambridgc Univcrsity, England, cntwickclt wordcn.

Die Ergebnisse der rechnerunterstützten Berechung der mittleren Temperaturerhöhung Tv und der Blitztemperatur TR flir diese Kontaktgeometrien werden in Form von Temperaturdiagrammen (" Temperature maps") dargestellt. Hierbei werden unterschiedliche Isothermen von Tv und TR als Funktion der Flächenpressung FN/Ao (M Pa) und der Gleitgeschwindigkeit v (m/s) aufgetragen.

79

3.5 Thermi sche Vorgänge

START T- MAPS (TYPE "1")

~ SELECT

, •,

C

R 5 0

~~~,"i

I

CREATE PAOPERTY FILE

r

I

CRE ATE TEXT FILE

I

I CHECK/AUTO CREATE PROPS

Y

CREATE READ SAME OUIT

AUTO CRE ATE PLOT AXES

, , ,

I

READIEDIT MAT. PROPS. 1

END

READIEOIT MAT. PROPZ. 2 BASE UNE Q:ATA

READ PLOT VARIABLES

1. METALS 2. CERAMICS 3. POLYMERS

AEAD , EOIT TEXT FILE

VARIABLES

•

CHECK ALL MATEFUAL PRQPS CHECK AU. PLOT Vr.RWIlES

, t

I I I

HARD COPY OF DATA

CONVERT INPUT DATA INTO PAQGRAM VARIABLES BULK HEATING EONS I'lAT ON HAT PIN ON DlSK

,

FLASH HEAIING EONS FLATON FLAT PINON OISI<

,

Bild 3.5.7

-.-.... ~

MAIN CALCULATION CAlCULAll: T·IUJ> START vLOOP START F LOOP IOEHTIfV T COHTOVRS ENO'lOOP ENO 9 lOOP

t

,·

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•

rru.. ... "ftI.

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PLOTT-MAP

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"

Schcmatisches Flussdiagmmm des Computcrprogmmms .. T-MAPS" zur Berechnung rcibbedingter miu1crer Tcmpcraturcrhöhungcn Tv und Blitzlcmpemturcn T R (As hby. Abulaw i and Kon g. 1990)

80

3 Tribologische Beanspruchung

Bild 3.5.8 illustriert ein Temperalure III(lP ftlf das Beispiel des Gleitkontaktes einer Gleitpaarung aus Kohlenstoffstahl in einer Stift-Scheibe-Konfiguration mit folgenden Kenndaten: Stiftdurchmesser 3 mm, Stifl:länge 15 mm , mittlerer Rauheilshügelradius 100 11m. In Bild 3.5.8

stellen die ausgezogenen Linien lsothennen der mittleren Temperaturerhöhung Tv und die gestrichelten Linien Isothermen der Blitztemperatur TR dar; in beiden Fällen entspricht die

Isothenne der höchsten Temperatur etwa der Schmelzlcmperatur der Kontaktpartner. Ergänzend zu den Compulcrberechnungen reibbcdingtcr Temperalurerhöhungen sind in Bild 3.5.8 experimentell bestimmte Reibtemperaturen eingetragen, d ie aus der Beobachtung von Reibmartensit (Uetz und Sommer, 1977, Messpunktc .), d. h. TR > 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 }<1120> 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).

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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

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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

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y =0,01 mm/s T =20·C p = tO·,oTorr

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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.

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1

F.

Fließlinienmodell

I

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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 <= 0,04 aufweisen . Dieser Wert kann nach dem einfachen Modell jedoch nur als ein niedriger Grenzwert der Reibungszahl fLir die Furchungskomponente angesehen werden, da dieses Modell die experimentell beobachtete Tatsache einer Materialanhäufung (Pile-up) vor dem furchenden Rauheitsh ügel vernachlässigt. Da bei der Furchung spröder Materialien Mikrobruchvorgänge auftreten können, wurde ein erweitertes Modell der Deformationskomponeme der Reibung vom vorgeschlagen (Zum Gahr, 1981). In diesem bruchmechanischen Modell der Furchung spie len Materialeigenschaften, wie die Bruchzähigkeit, der Elastizitätsmodul und die Härte, e ine beeinflussende Rolle (Bi ld 4 .3.8).

I GegenkOrperlurchung !

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I Furchung und Mikrobrechen I ," ,..,

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Modellc der Furchungskornponcntc der Reibung

4.3 Reibungsmechanismen

95

Die andere Möglichkeit der Furchung, nämlich eine Furchung durch eingebettete Verschleißpartikel. wurde von Sin, Saka und Suh (1979) untersucht. Ihre Analyse zeigte, dass der Beitrag der Furchungskomponente der Reibung sehr empfindlich von dem Verhältnis des Krümmungsmdius der Verschleißpartikel zur Eindringtiefe abhängt (Bild 4.3.8). Umfangreiche Untersuchungen an Eisen- und Stahl-Gleitpaarungen zeigten, dass sich ftir das Verhältnis wir nach Bild 4.3.8 ein experimentell bestimmter Wert von ungefahr 0,8 ergab. Hiemus resultiert für die untersuchten Gleitpaarungen eine milliere Reibungszahl fUr die Furchungskomponente von f "" 0,2. Dieses Modell unterstreicht die Bedeutung eingebelleter Verschleißpartikel (third bodies) in Ergänzung zu den fUr das Deformationsverhalten wichtigen Materialkenngrößen von Grundkörper und Gegenkörper.

4.3.4 Energiedissipa tion Die Wirkung der Reibungsmechanismen wird makroskopisch durch eine Reibungskraft oder eine Reibungsenergie gekennzeichnet und drückt sich in einer Energiedissipation, d. h. einer Umwandlung der mechanischen Bewegungsenergie in andere Energiefomlen aus. Der hauptsächliche Prozess der reibbedingten Energiedissipation wird gekennzeichnet durch den Satz " Die Reibungsenergie geht als Wärme verloren·· und wird bilanzmäßig beschrieben durch das mechanischen Wämleäquivalent (Niedrig, 1991). Die physikalischen Prozesse der reibbedingten Energiediss ipation sind sehr komplex. Neben der Weiterleitung der Reibungswärme und reibbedingter mechanischer Schwingungen über Bauelemente und Stoffe, die mit den unmittelbaren Reibkörpern verbunden sind, findet eine Energieabsorptioll und eine Energieemission statt . Energieabso rptio n

Die Reibungsmechanismen sind mit der Erzeugung von Gitterschwingungen verbunden: Bei einer elastischen Kontaktdeformation werden unter Mitwirkung der Rauheitshügel in ört lich und zeitlich stochastischer Verteilung Spannullgs- und damit Schwingungsfelder auf- und abgebaut. Untersuchungen mit dem Atomic Force Microscope zeigten (siehe Bild 3.2.5), dass im Bereich einer plastischen Kontaktdeformation in den Berührullgsgebieten Gitterfehler erzeugt und durch das Gitter bewegt werden (Landman et al., 1990). Das Trennen von Adhäsionsbindungen der mikroskopischen Kontaktnächen resultiert in einer Verformung und ruft Wellen und atomare Bewegungen der Gitterbausteine hervor (Andarelli, Maugis and Courtei , 1973). Stark vereinfacht lassen sich die folgenden hauptsächlichen Mechanismen des " Energieverlustes" während einer Kontaktdeformation nennen (Nicholas, 1959): Die sich bewegenden Versetzungen erfordern eine bestimmte kinetische Energie, die frei wird, wenn die Versetzung blockiert wird. Die Versetzungen dissipieren kontinuierlich Energie durch eine thermoelastische Dämpfung und Streuung von akustischen Wellen. Versetzungslinien werden während der Deformation erzeugt und vernichtet. Punkt fehler werden während der Deformation erzeugt und vernichtet. In verschiedenen experimentellen Untersuchungen wurde bestätigr, dass eine Reibung in metall ischen Festkörpern mit einer Zunahme der Versetzungsdichte verbunden ist. Bild 4.3.9 zeigt Ergebnisse von Gleitreibungsuntersuchungen an Reineisen, nach denen die Versetzungs-

96

4 Reibung

dichte parallel mit der Reibungskraft in Abhängigkeit von der Normalkraft zunimmt (Kostetski und Nazarenko, 1965). Es wurde abgeschätzt, dass die über Vcrsetzungsmechanismen absor-

bierte reibungsinduzierte Energie jedoch nur wen iger als I % des gesamten Reibungsverlustes ausmacht (Gane und Skinner, 1973). 3

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Bild 4.3.9 Reibungskraft und Vcrsclwngsdichte bei der Gleitreibung VOll 1~~il1ciscn

Energieemission Neben einer möglichen Reibungselektrizität, d. h. der Erzeugung und Weiterleitung elektrischer Ladung durch Reibungsprozesse (HarpeT, 1967; Kornfeld 1976), sind ftlr eine reibungs-

induzierte Energieemission besonders die Vorgänge der reibbedingten Schallemission, einer Photonenemission (Tribolumineszenz) und einer lonen- und Elektronenemission von Bedeutung.

Schall em iss ion, Phonollellem iss iOIl Di e Abstrahlung akustischer Wellen (physikalisch: " Phononen") , gekennzeichnet durch eine Geräuschentwicklung bei vielen Reibungsvorgängen, ist ein bekanntes tribologisches Phiinomen. Die Schallabstrahlung ist auf erzwungene und elastische Schwingungen bei der Bewegung der e inzelnen Komponenten eines Tribokontaktes zurückzuführen (Tolstoi, 1967). Diese Schwingungen werden als Körperschall bezeichnet. Die Körperschwingungen induzieren Schwingungen der Lufttei1chen im Tonfrequenzbcreich und werden damit als Luftschall hörbar. Das Frequenzspektrum reibungsinduzierter Scha llabstrahlungen kann sich über den gesamten Hörbereich, also von 16 Hz bis 16 kHz, mit unterschiedlichen Frequenzverteilungen erstrecken. Die Messung triboinduzierter Schal labstrahlungen mittels Schallemissionsanalyse und Vibrationsmessungen ist ein wichtiges Ind iz nicht nur für reibungsbedingte Energiedissipationen, sondern auch rur die Entstehung von reibbedingten Zerrüttungsrissen an tribologisch wechselbeanspruchten Tribokontakten, wie z. B. bei Kugellagern (Yoshioka and Fujiwara, 1988).

4.3 Reibungsmechanismen

97

PhOlonenemi ss ion (Tri bo/ulI/ ineszenz) Mit Schallemissionsanalyse wird allgemein die Emi ssion optischer Strahlung in folge von Re ibungsprozessen bezeichnet, die bei Temperaturen weit unterhalb des Einsetzens einer thermisch bed ingten Emi ssion auftreten kann. Tribolumineszenz wurde an zahlreichen Stoffen beobachtet, insbesondere beim Reiben, Zerbrechen oder Spalten von Kristallen (z. B. LiF, ZnS, NaCI). Die physikalische Deutung der Tribolumineszenz geht davon aus, dass durch eine reibungs induzierte mechanische Aktivierung eine Anregung von Elektronen der Oberflächenatome erfolgt . Durch Rekombinationsprozesse können die Elektronen wieder in den Grundzustand überführt werden, wobei optische Strah lung - beschrieben als Tribolum ineszenz - emittiert wird. Aus den Spektren der Tribolumineszenzstrahlung können Informationen über mögliche Energiezustände der Ladungsträger im Reibungskomakt gewonnen werden (Heinicke, 1984).

Eleklronen- und /onenemission Der Effekt der Elektronenemission ("Exo-Elektronen"), d. h. der Austritt von Elektronen aus mechanisch durch Reibung beanspruchten Oberflächen, wurde Ende der 40er Jahre von KrameT bei der Physikalisch-Technischen Bundesanstalt (PTB) beobachtet. Ähnlich wie bei der Tribolumineszenz werden durch die umgesetzte Reibungsenergie Elektronen zur Emission aus den Reibungspartnern angeregt (Wortmann und Feiler, 1976; Ferrante, 1976). Die Elektronenemi ssion bei Reibungsvorgängen kann nach folgenden Gesichtspunkten eingeteilt werden (Heinicke, 1984): Mechanisch induzierte Emission: Durch die mechanischen Wechselwirkungen in Tribokontakten werden Defekte in den Reibpannern erzeugt, die mit zusätzlichen Energieniveaus verbunden sind, von denen Elektronen emitt iert werden können. Mechanisch-optisch induzierte Emission: Eine tribomeehanische Beanspruchung kann zur Verschiebung von Oberflächendeckschichten der Kontaktpartner fUhren und damit tljr kurze Zeit "freie Oberflächen" erzeugen, die wiederum bei Lichteinwirkung Elektronen emittieren. Chemo-Emission: Hierbei erfolgt eine Elektronenemi ssion an frisch gebildeten Oberflächen durch Adsorptionsprozesse. So kann z. B. e ine Exo-Elektronenemission bei der Adsorption von Sauerstoff an reinen getemperten Magnesiumeinkristallen auftreten. -

Thermische Emission: Treten örtlich sehr hohe Temperaturen auf(.,Blitztemperaturen"), z. B. bei einer Stoßbeanspruchung von Kontaktpartnem, so ist eine Emission von thermisch induzierten Elektronen möglich. Feldemission: Durch Ladungstrennung, z. B. bei Ri ss- oder Spaltprozessen, können die fUr eine Feldemission erforderlichen Feldstärken erreicht werden.

Ein Beispiel fUr die Zusammenhänge von Exo-E lektronenemission und reibbedingter Energiedissipation bei der Gleitreibung einer AI/AI-Paarung ist in Bild 4.3.10 wiedergegeben (Wortmann und Feiler, 1976). Die Energie der bei Reibungsvorgängen emittierten Exo-Elektronen liegt im Bereich von 10- 1 bis 10eV. Bei Spaltprozessen von Festkörpern können auch Energien im keV-Bereich auftreten. Für Nichtleiter nimmt die Emissionsintensität negativ geladener Te ilchen mit zunehmender Vickers-Härte ab (Bild 4.3.11 ) (Nakayama, Suzuki and Hashimolo,

98

4 Reibung

[99 1). In neueren Arbeiten (Nakayama, 2002) wird davon ausgegangen, dass s ich ein Mikroplasma um den Reibkontakt bildet.

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Bild 4.3.10 Exo-Elcktroncncmission bei der Gleitreibung von Al/AI-Paarungen

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( ..5cnllch-Tcsc: Diamantspitze gegen rotierende WcrkslolTprobc. Normalkl(lft FN = 0.5 N: Scratch-

Geschwindigkeit \' = 7 c111/s: NOnlmlatlllosphlirc)

4.4 Reibungsarten

99

4.4 Reibungsarten Die Reibung als Eigenschaft tribotechnischer Systeme ist nach den Ergebnissen von Kapitel 2 durch system bezogene Kenngrößen zu charakterisieren. Für tribotechnische Anwendungen ist eine Unterteilung der Reibung nach der Kinematik gebräuchlich (vgl. Abschn itt 3.3.1). Je nach Art der Relativbewegung der Kontaktpartner werden die folgenden Haupt-Reibungsarten unterschieden: Gleitreibung -

Rollreibung Bohrreibung (Spin).

Unter G le iten wird - wie in Abschni113.3.1 definiert - eine lrans latorische Relativbewegung zweier Körper verstanden, bei denen ihre jeweilige Einzelgeschwindigkeiten nach Größe oder Richtung unterschiedlich sind. Eine Gleitbewegung ist im allgemeinen mit Gleitreibung verbunden. Ein typisches Maschinenelement, in dem Gleitbewegung und Gleitreibung vorliegen, ist das in vielen technischen Ausfuhrungen verbreitete Gleitlager. Bei einern Drehkörper, dessen Drehachse parallel zur Kontaktfläche angeordnet ist, und dessen Bewegungsrichtung senkrecht zur Drehachse verläuft, sprichI man idealisiert von Rollen. Da bei technischen Rollvorgängen häufig im Kontaktbereich Mikroschlupf auftrill, wird fiir technische Rollbewegungen auch der Begriff Wälzen venvendel. Eine Roll- oder Wälzbewegung ist mit Roll- oder Wälzreibung verbunden. Typische Maschinenelemente mit Roll- bzw. Wälzreibung sind Kugel- oder Wälzlager. Bei einem Drehkörper, dessen Drehachse senkrecht zur Kontaktfläche steht, und in dem nur eine Drehung um diese Achse stattfindet, während makroskopisch ein Beharrungszustand der Berührungsfläche in der Bezugsfläche vorliegt, spricht man von Bohren oder ßohrreibung. Die Bohrreibung kann phänomenologisch als Gleitreibung mit einem Geschwind igkeitsgradienten der kontaktierenden Flächenelemente vom Mittelpunkt der Drehachse in radialer Richtung bis an den Rand des Kontaktbereiches verstanden werden. In technischen Anwendungen ist die Bohrbewegung und die Bohrreibung z. B. in Spitzen lagern anzutreffen. Neben diesen drei kinematisch definierten Reibungsarten sind auch Überlagerungen in technischen Anwendungen möglich. Die verschiedenen Reibungsarten können zusammen mit den sich ergebenden Überlagerungen in graphischer Form in einem " Reibungsdreieck" dargestellt werden . In Bild 4.4.1 ist dieses "Reibungsdre ieck" zusammen mit einer Angabe typischer entsprechender tribotechnischer Maschinenelemente wiedergegeben (Holland, 1982). Die Größe der Reibung der einzelnen Reibungsarten - gekennzeichnet z. B. durch d ie Reibungszahl - wird in charakteristischer Form durch den ,.Reibungszustand·' beeinflusst. Für den Reibungszustand maßgebend ist der Aggregatzustand im Kontaktbereich - nämlich fest , flüssig oder gasförmig - und ob dieser Reibungszustand ohne Verwendung eines Zwischenmediums (Festkörperreibung) oder mit einem Zwischenmedium (Flüssigkeitsreibung, Gasreibung) erzielt wird. In Tabelle 4.4.1 sind in schematisch vereinfachter Fonn Größenordnungen der Reibungszahlen fur die verschiedenen ReibungsaJ1en und Reibungszustände zusammengestellt. Hir technische Anwendungen kann z. B. die Erzielung eines besonders niedrigen Reibwertes durch geeignete Zwischenmedien (siehe Kapitel 6 Schmierung) oder aber auch die Erzielung eines besonders hohen Reibwertes, wie z. B. in Bremsen, wichtig sein. Die Reibung geschm ierter Systeme wird in Kapitel 7 beschrieben, so dass im folgenden die technisch wich-

100

4 Reibung

tigsten Re ibungsarten " Gleitreibung" und " Rollreibung" ftir den Kontaktfall der reinen Festkörperreibung behandelt werden,

Gleitreibung (Gleitlager)

Gleit-Bohrreibung (Pfannenlager)

Wälzreibung (Wälzgetriebe)

Bohr reibung (Spitzenlager)

Rollreibung (Kugellager)

Roll-Bohrreibung (Schrägkugellager) Bild 4.4, 1

Tab. 4.4.1

Einteilung der Reibungsancn naeh der Kinematik ("Reibungsdrcicek")

Reibungszahl·Größenordnung I1ir die verschiedenen Rcibun gsanen lmd Reibungszusliinde

(Übersicht) Reibungsart

Reibungszustand

Gleitreibung

Festkörperreibung

0,1

...

Grenzreibung

0,01

...

0,2

Mischreibung

0,Q1

...

0,1

Flüssigkeitsreibung

0,001

...

0,01

Gasreibung

0,0001

Mischreibung

0,001

...

0,005

Rollreibung

Reibungszahl >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 ' :<

"

'"

I' )

"2 (21

Re ibungskraft FR

" '2

( 31

'd vz'z Bild 4.4.4

Sehwingungsmodcll der Ankopplung eincs Iribolog iscllcn Systcm s an scinc Umgebung

Die Bewegung des Gleitkörpers (I) der Geschwindigke it VI und des Abstandes x relativ zum Körper (2) der Geschwindigkeit V2 und des Abstandes z wird durch die Re ibungskraft FR in der Grenzfl äche (3) zwi schen den Gleitkörpern ( I) und (2) beeinflusst. Das Bewegungsverhal-

4 Reibung

' 06

ten des Gleitsysterns wird durch die folgenden Differentialgleichungen model1rnäßig gekennzeichnet.

, z

c"

~ Vo t

__ d

""

1111

-.SL .

z

rl1Z

F,

es2

- ~-

111 2

Z

I' ,I 1111

FR

I' i l

",

Eine Analyse dieser Gleichungen zeigt, dass das Gleitrcibungsverhalten einer schw ingungsruhigen Masse-Feder-Dämpfungs-Kornbinat ion nach Bild 4.4.4 entsche idend durch die Geschwindigke itsabhängigkcit der Gleitreibungszahl f bestimmt wird. Unter Berücksichtigung der elastischen Deformat ion kontaktierender Rauheitshügel kann auch die zeitabhängige " Kontaktsteifigkeir" zur Anregung von stick-slip-Bewegungen beitragen (Shcrif, 1991 ). Stick-si ipVorgänge treten besonders dann auf, wenn die statische Reibungszahl größer ist als die dynami sche Reibungszahl, d. h. wenn g ilt,

fSlal > fdy n In technischen Gleitsystemen wird die Abhängigkeit der Reibungszahl von der Geschwindigkeit häufig durch die Stribeck-Kurve gekennzeichnet (siehe Bild 4.1.1). In einer Computersimulation des Gleitverhaltens eines schwingungsf.ihigen Systems nach Bild 4.4.4, gekennzeichnet durch die oberen Differentialgle ichungen, wurden in Abhängigkeit des Arbeitspunktes des Bewegungssystems (und damit der Größe von FR) innerhalb der StribeckKurve die folgenden wesentlichen Ergebnisse erzielt (Czichos, 1978) ( Bild 4.4.5): Bei einem ßetriebszustand im Minimum der Stribeck-Kurve ist das System instabil und kann sich selbst zu Eigenschwingungen anregen. F[ir Arbeitsbedingungen im linken Teil der Stribeck-Kurve, d. h. bei einer abnehmenden Reibungszah l mit zunehmender Gleitgeschwindigkeit, resultiert das typische Erscheinungsbild des Stick-si ip- Verhaltens. Für Betriebsbedingungen im rechten Teil der Stribeck-Kurve ist das System stabil, d. h. eine Schwingungsanregung wird infolge der Zunahme der ReibungsL"lhl mit der Gleitgeschwindigkeit automatisch gedämpft. Nach den Ergebnissen dieser Modelluntersuchungen und nach praktischen Erfahrungen können Stick-slip-Vorgänge dadurch beeinflusst werden, dass durch geeignete Maßnahmen die dynamische Reibungszahl größer oder mindestens annähernd gleich der statischen Reibungszah l ist. Bei vorgegebener konstruktiver Gestaltung eines Gleilreibungssystems kann dies z. ß. durch grenzflächenaktive chemische Additive versucht werden. Dies konnte experimentell mit Untersuchungen an einem Stift-Sche ibe-System bestätigt werden. An diesem System wurden Gleilversuche unter Bed ingungen der reinen Festkörperreibung (Hertzsche Pressung PH = 50 . 10 7 N/m2; Gleitgeschwindigkeit v == 2 bis 20 cm/s) vor und nach Behand lung der Gleitflächen mit grenzflächenaktiven Substanzen durchgeftihrt. Aus Bild 4.4.6 geht hervor, dass durch die Oberflächenbehandlung eine Annäherung der stat ischen und dynamischen Reibungszahlen erzielt und damit eine Veränderung des Stick-slip-Verhaltens erreicht werden konnte.

4.4 Reibungsarten

107

Reibungscharaklerislik

'""

---

._-~--~- -

(a)

Bewegungsverhalten

I-

-I6V Gleilgeschwindigkeit v

"

..

--

Zeil t

--

~

0

x

m

c

c

.a:"

ID

0

D

(b)

m C

N 00

--

6v Gleitgeschwindigkeit v

--

Zeil t

Gleilgeschwindigkeil v

---+

Zeit I ---+

""' 0

(c)

Bild 4.4.5

Computersimulation des Stick-slip-Verhaltens eines tribologischen Systems bei einer Vari,l\ion der Gkitreibungszahl f in einem Bereich 6 = 6f(\') (a) Instabiles Verhalten im Minimum der Stribcek-Kurvc (b) Stick-sl ip-Bewegung fiir Bedingungen im linken Teil der Stribeck-Kurve (1 0 = 0.6) (c) Stabiles Verhaltcn fiir Bedingungen im rcchtcn Teil der Stribeck-Kurvc ( fo = 1.0: 0.7: 0.5: 0.3: 0.2)

In Ergänzung zur makroskopischen Modeliierung des Stick-slip- Verhaltens nach Bi ld 4.4.4 sind fii r Bedingungen der Grenzreibung an atomar dünnen Fltissigkeitslilmen molekulardynam ische Simulationen durchgeftihrt worden (Tholllpson and Robbins, 1990). Danach wird die Ursache des Stick-slip-Verhaltens in einer themlOdynamischen Instabilität der Gleitrate gesehen.

108

4 Reibung

(al

= 0,47 f slal. f dynam . = 0,26

1

'", c

~

c

m

,

;;;

"

(bl

= 0,42 fdyn am . = 0,39

f S\a1.

Bild 4.4.6 Stick-slip-Verhalten eines Gkitsystcms und Einlluss einer phy sikalisch-

chcmischcn Obcrllächcnbchandlung der G Icilpartncr: (a) ohne. (b) mit Obcrfltl-

Gleilweg-

chcnbch
4.5 Reibung und Wirkungsgrad Die fu ndamentale Bedeutung der Reibung rur die Funktion und den Energieverbrauch tribotechn ischer Systeme wird aus dem Zusammenhang zwischen Reibung und Wirkungsgrad ersichtl ich. Der Wirkungsgrad 11 ist das Verhältn is \Ion Nutzenergie EN zu der zugeführten Energie Eo in einem bestimmten Zeitintervall: '1 = EN / Eo. Die Energiebilanz technischer Systeme zeigt. dass sich allgemein die e inem technischen System zur Erfüllung seiner Funkt ion zugefllht1e Energie Eo (bzw. die zuge fiiht1e Arbeit Ao oder die Leistung Po) in die äußere ,.Nutzenergie" EN und eine innere" Verlustenergie" Ev aufteilt. In tribotechnischen Systemen fuhren Reibungsprozesse zu einer reibungsbedingten Verlustenergie Ev = ER, so dass mit zunehmender Reibung eine Venninderung des Wirkungsgrades verbunden ist. Da es infolge der Komplexität der Reibungsprozesse eine allgemein gültige Relation zwischen Reibung und Wirkungsgrad der verschiedenen tribotechn ischen Systeme nicht gibt, sollen im folgenden die Zusammenhänge zwischen Reibung und Wirkungsgrad in exemplarischer Foml am Beispiel eines elementaren tribotechnischen Systems, nämlich eines .. Ke ihriebs" betrachtet werden (Czichos, 1978). In Bild 4.5.1 ist im oberen Teil ein derat1iger Keiltrieb in vereinfachter Foml wiedergegeben. Das System besteht aus einem in horizontaler Richtung sich bewegenden Keil (1) und einem zwe iten sich in vertika ler Richtung bewegenden Keil (2). Die technische Funktion dieses Systems besteht in der Überflihrung der Horizontalbewegung, d. h. der Translation x in eine Ausgangsbewegung y im rechten Winkel dazu. Hi erbei wird eine horizontal wirkende Kraft Fyals A usgangsgröße durch die horizontal wirkende Eingangskraft f" bewirkt. Das grund legende

109

4.5 Reibung und Wirkungsgrad

Prinzip der ÜbcrfUhrung von Eingangsgrößen (Kraft Fx >I: Weg x) in technisch nutzbare Ausgangsgrößen (Kraft Fy >l: Weg y) durch eine " Keilwirkung" wird in verschiedenen tribomechanischen Systemen ausgenutzt, wie z. B. Bewegungsschrauben, Schneckengetriebe, NockenStößelsysteme, Kurvengetriebe usw.

t, I

f', (2 ) I

-

I

",

(I )

\, \,

/

I

F

"

F,

'"'F , " ~~------~~ F,

" , ßild 4.5.1

Schematisch vereinfachte Darstellun g eines Keiltriebs und Krafldiagrarnille zur l3estimnrun g des Wirkungsgrades

110

4 Reibung

Der Wirkungsgrad des Keiltriebes nach Bild 4.5 . 1, definiert durch

Fy · Y Fx . x

~=-- ,

kann durch die Aufstellung von Vektordiagrall11l1cn im Gleichgewichtszustand der Bewegungskomponenten bestimmt werden . Wie in Bild 4.5 . 1 dargestellt. wird die Übertragung der Eingangskraft Fx in die Ausgangskraft Fy durch drei Reibungsquellcn beeinflusst: -

FR1

Reibung in der Gleitfilhrung der Komponente (1)

-

FR2

Reibung in der Grenzfläche zwischen den Elementen (1) und (2)

-

FR3

Reibung in der Führung der Komponente (2)

Durc h Aufspalten dieser Kräfte in Nomlal- und Tangentialkomponenten zu den Oberflächen bzw. Grenzflächen können d ie Kraftdiagramme, die im rechten unieren Teil von Bild 4.5.1 dargestellt sind, erhalten werden. In diesen Diagrammen bezeichnet die Größe 0 den Winkel zwischen der tangentialen (Reibungs-) Kraftkomponente Fl und der Nomlal-Kraftkomponente FN. Die Reibungszahl f ist gegeben durch die Beziehung f = FT/ FN = tan o. Aus der Zusammensetzung der Teilkräfte resultiert ein gesamtes Kraftvektordiagramm, das die Gleichgewichtsbedingungen zwischen den Kräften F~, Fl , F), Fy kennzeichnet, wie im rec hten lmteren Teil von Bild 4.5.1 dargestellt ist. Aus den trigonometrischen Beziehungen rur die beiden Dreiecke in diesem Diagramm ergeben sich die folgenden Beziehungen: Fy _ sin[900 -(~+ 02 +03)]_ cos (41+ 02 +03) sin(900 +0)) COS03

"""F;"-

Somit ist

Fy

F.~ F2 --=--

sin ß3

sin ß4

COS(41+02+03)·COSOI

F.x =

sin(~+Ol

+ 02)·COS03

Unter der Annahme, dass alle Reibungsverhältnisse vergleichbar sind, d. h. dass

F,_

folgt - = -:--;----;:"'" Fx tan(~+20) Da der Zusammenhang zwischen den Wegen x und y gegeben ist durch die Beziehung

-

-

.,----7'''''0;;tan(~+20)

~y~,

y = x . tan 0 , resultiert rur den Wirkungsgrad Tl = - - , Tl = F~·x

Diese Beziehung zeigt, dass rur einen gegebenen Wert des Keilwinkels ~ der Wirkungsgrad durch die Reibungszahl f = tan 0 an den drei Reibungs-Grenzflächen bestimmt wird (Bild 4.5.1). Ähnliche Ausdrücke werden auch fllr andere tribomechanische Systeme erhalten. Zum Beispiel ist der Wirkungsgrad einer Bewegungsschraube gegeben durc h d ie folgende 'h S eZle ung: 11 =

tan41 tan(~+o)

4.5 Reibung und Wirkungsgrad

111

Diese Beziehung ist der fiir den Keiltrieb nach Bild 4.5.1 sehr ähnlich. Eine graphische Darstellung des Wirkungsgrades des Keiltriebs rnit einern Keilwinkel von p = 30° als Funktion der Reibungszahl fist in Bild 4.5.2 wiedergegeben.

"

80

1

70

l

60

~

50 (IV)

i?

40

:::

JO

•

~

.g

• •

(1II )

•

•

(11 )

•

•

(I)

•

20

10 0.001

0.005

0.01

0.05

Reibungszahl f Bild 4.5.2

0.1

0. 3

0.5

•

Wirkungsgrad eines Keiltriebs in Abhangigkeit der Reibun gszahl f fiir die Reibungsarten (I) Fcstkörpcrreibung. ([I) Gn:nzn:ibung. (I [[) Flüssigkeitsreibung. (IV) Ro[[n:ibung

Aus der Darstellung von Bild 4.5.2 lassen sich in vereinfachter Weise die folgenden Bereiche des Wirkungsgrades 11 fiir die grundlegenden Arten der Reibung entnehmen. (I)

Festkörperreibung

11 '" 5 bis 40 %

( 11) Grenzreibung

11 "' 60 bis 70%

(111) FHissigkeilsreibung

11 ", 90bis98%

( I V) Rollreibung

'l ", 97bis99%

Diese Daten zeigen, dass ftir Gleitreibungsbed ingungen Uberschlagsrnäßig ein Wirkungsgrad > 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-

-•

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>

z

Reibungszust ände, gekennzeichnet durch die Stribeck-Kurve

U.

~

:c

•

•N

,c D ••0:

~

Mischreibung

••

1<1,.<3

:

I

Flüssigkeitsreibung, A > 3: - Hydrodynamik (Reynolds). - Elastohydtodynamik (EHD) - Rheologie (Fluid-Scherung)

~ ~

,c D ••0:

~

partielle: EHD

o.

I 11

t -v · TJ/F N

0 I,.

Bild 5.1.1

Im Regime 111 gilt 111

Das

= Filmdicke d I [Rauheit (1 = (R,2 + Rl)l12) -----.

rllöglich~

Verschleißsp<:klrum ftir die

R~ibung szuswnde

Iribologischer Systeme

In der Technik wird das Verschleißgebiet in Abhängigkeit von der Struktur des tribologischen Systems lind der Kinematik der tribologischen Beanspruchung nach Verschleißarten gegliedert. Bild 5.1.2 gibt ein Übersicht über Verschleißarten und wirkende Verschleißmechanismen.

114

5 Verschleiß i

, i

Elemente

",

~~:.

Systemstruktur

!M

,

[2)

I;: (Festkörper. reibung . Grenz.reibung. Mischreibung)

1 ~le.iten

6

Rollen

I ~~:~~en I Gleiten

!';'nl\~

p''''''

(2)

I

.

(1)

P,rt".,

(2)

"",,'"

'"

I

I

FIOssigkeit mit Partikeln (2)

: Strömen

I

Strömen

I

:':"

..

t:::

(1)

(2)

....

I"" I I Strömen Schwingen

Stoßen

I

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

11

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

X

I ",,,.rt

X

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I ;;;:';;'

X

X

i

,

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"'"

loort

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,. , ,

, ,

Ii

I , .:,.,;,.~,

I

sehe Reaktio·

Ii

(1[ (2)

rünung

I ;~:i.

X

Ii

IM

IM3h"rt

....rallen

Bild 5. 1.2

Ii

I

,:':':':':':, ...

Gleiten

Oberfla·

Ii

~

Wälzen

G~~ Partikeln

Ii Ii

(3)

(1)

,

r:;::J

Oszillieren

1'1

G"U·

;.,

Prallen Stoßen

Abra· sion

.-

D ·

Rollen Walzen

i

,

i

Gliederung des Yerschleißgebic!cs naeh Yerschlcißarten

115

5.2 Verschleißmessgrößen

5.2 Verschleißmessgrößen Die messtechnische oder zahlenmäßige Kennzeichnung des Verschleißes und der Resultate von Verschleißvorgängen erfolgt im wesentlichen durch die folgenden zwei Begriffsarten: Verschleißmessgrößen kennzeichnen durch Maßzahlen die Änderung der Gestalt oder der Masse eines Körpers durch Verschleiß (siehe frühere DlN 5032 1). Verschleißerscheinungsfon11en beschreiben die sich durch Verschleiß ergebenden Veränderungen der Oberflächen tribologisch beanspruchter Werkstoffe oder Bauteile (chemische Zusammensetzung. Mikrostruktur usw.) sowie die Art und Form von anfallenden Versch leißpartikeln. Maßzahlen fIlr den Verschleiß können als Verschleißbeträge in unterschiedlichen messtechnisehen Dimensionen angegeben werden, wie anhand des vereinfachten Beispiels von Bi ld 5.2.1 illustriert wird. (Reziprokwerte der Verschleißbeträge heißen "Verschleißwiderstände" .) Verschleiß-Längen Wh d. h. eindimensionale Veränderungen der Geometrie tribologisch beanspruchter Werkstoffe oder Bauteile, senkrecht zu ihrer gemeinsamen Kontaktfläche (linearer Verschleißbetrag). Verschleiß-Flächen Wq, d. h. zweidimensionale Veränderungen von Querschnittsbereichen tribologisch beanspruchter Werkstoffe oder Bauteile senkrecht zu ihrer gemeinsamen Kontaktfläche (planimetrischer Verschleißbetrag). Verschleiß-Volumen Wv. d. h. dreidimensionale Veränderungen geometrischer Bereiche tribologisch beanspruchter Werkstoffe oder Bauteile im gemeinsamen Kontaktbereich (volumetrischer Verschleißbetrag). Verschleiß-Volumen sind über die Dichte oder Wichte der versch leißenden Werkstoffe oder Bauteile mit Versch leißMassen oder Verschleiß-Gewichten verbunden.

Planimetrischer Verschleißbetrag

(Querschnitt):

Linearer Verschleißbetrag: Verschleißlänge Wt l

Kontaktfläche

Verschleißffäche WQ1

_:'--1"~ ~iii:;;;;:~~__ -.1~ (2) v

~

Volumetrischer Verschleißbetrag: Verschleißvolumen WV2

Bild 5.2. 1

Ve rschleiß-Messgrößen. illustriert rur das Beispiel eines tribologisc hen Systems bestehend aus zwei rotierenden Zy lindern ( I). (2); FN Kraft normal zur KOlllaktnilche. v Gleitgeschwindigkeit

116

5 Verschleiß

Neben diesen "direkten" Verschleißmessgrößen werden noch die folgenden ,.indirekten" Verschleißmcssgrößen unterschieden, bei denen der Verschleiß in Relation zu einer Bezugsgröße

gesetzt wird und die auch als " Verschleißraten" bezeichnet werden: Verschleißgeschwindigkeit, mit der Zeil (d. h. der effektiven Beanspruchungsdauer während des Verschleißvorgangs) als Bezugsgröße Verschleiß-Weg-Verhältnis oder Verschlcißinlcnsität, mit dem Weg als Bezugsgröße Verschleiß-Durchsatz- Verhältn is, mit dem Durchsatz als Bezugsgröße Weltweit wird heule als Verschleißreferenzgröße der in Bild 5.1.1 zur Übersicht über das Ver-

schieißspektrum benutzte ,.Ycrschleißkoeffizienr', nach ASTM die " specific wear rale" , kurz auch " wear rale" oder " wear factor" (ASM Handbook, 1992) venvendel. Er gibt eine auf die Belastung nonnierte Verschleißrate an, d. h. das Verschleißvolumen W v (mm 3) pro Gleitweg s (m), dividiert durch die Normalkraft FN (N) k = Wv

FN . s

Diese Gesetzmäßigkeit wurde von ARCHARD 1953 (Archard, 1953) vorgestellt, wobei dort k noch mit der Raumtemperatur-Härte des weicheren Reibpartners multipliziert wird, so dass eine dimensionslose Größe K (engl.: wear coefficient) entsteht (siehe auch Kapitel 5.3). Die makroskopische Kenngröße k gibt den bei einer konstanten Last nach einem bestimmten Gleitweg (nicht Roll- oder Wälzweg) eingetretenen Volumenverlust pro Lasteinheit eines Tribosystems an. Er setzt eine proportionale Abhängigkeit des Verschleißvolumens von diesen Größen voraus. Allgemein gesehen, hat der volUlnetrische Verschleißkoeffizient [mm3/Nm] deshalb eine breite Verwendung gefunden, weil er in einer ersten Näherung Verschleißergebnisse untereinander vergleichbar macht (siehe Datenbank-Anwendungen), die mit unterschiedlichen Geometrien, Dichten, Versuchszeiten und Lasten gewonnen wurden. Man wendet ihn nur im Reibungszustand des Trockenlaufes und der Misch-JGrenzreibung an. 0011 umspannt er eine Größenordnung zwischen 10- 10 1ll1l1 3/N1ll bis 10-2 rnm 3/Nm (vgl. Bi ld 5.1.1). "Anwendungswarnhinweis" : Es ist darauf zu achten, dass die miteinander vergl ichenen Werte unter "ähnlichen" Pressungs-, Last- und Temperaturbereichen sowie Reibungszuständen und Verschleißintensitäten emlittelt wurden. In der Bremsbelagindustrie bezeichnet man beispielsweise den Volumenverlust pro Energieumsatz in [mm)/J] oder [mmJ/MJ] als volumetrischen Verschleißkoeffizient. Der Verschleißkoeffizient beinhaltet keine Aussagen zum Verschleißmechanismus und stellt auch keine Werkstoffkonstante dar, da Verschleiß aus Wechselwirkungsprozessen kontaktierender Körper oder Stoffe resultiert. Eine Verschleißmessgröße bezeichnet daher nicht die Eigenschaft eines einzelnen Körpers oder Stoffes, sondern muss stets - wie auch bei der Behandlung der Reibung betont - auf die Material-Paarung, d. h. allgemein auf das betreffende tribologische System, bezogen werden. In symbolischer Form gilt: Verschleißmessgröße = f(Systemstruktur; Beanspruchungskollektiv) Wegen der Systembezogenheit des Verschleißes müssen zur eindeutigen Kennzeichnung des Ergebnisses eines Verschleißvorganges die Verschleißdaten von beiden Kontaktpartnern und

5.3 Verschleißmechanismen

117

ggf. auch die Verschleißdaten des gesamten Systemsjeweils einzeln angegeben werden. Somit sind zu unterscheiden: Komponentenverschleiß, d. h. die einzelnen Verschleißmessgrößen von Grundkörper (I) und Gegenkörper (2) Systemverschleiß, d. h. die Summe der Verschleißmessgrößen von Grundkörper ( I) + Gegenkörper (2) Infolge der Komplexität des Verschleißes ist es im allgemeinen nicht möglich, Verschleißkenngrößen theoretisch zu berechnen; sie müssen viclmchr mit geeignetcn Mess- und Prüftechniken experimentell bestimmt (siehe Abschnitt 8.3) und in aussagefahiger Form dargestellt werden (siehe Abschnitt 8.8). Die methodischen, metrologisch-systemtechnischen Grund lagen dafiir und die Möglichkeiten eincr tribologischen Datenbank sind in Kapitel 21 dargcstellt Zur Kennzeichnung der Verschleißerscheinungsformen der tribologisch beanspruchten Oberflächen können verschiedene Mess- und Analysetechniken eingesetzt werden (siehe Abschnitt 8.7). In Kapitel 20 sind typische Erscheinungsformen von Verschleiß-Oberfl ächen in Form eines Vcrschlciß-Atlas wiedergegcben.

5.3 Verschleißmechanismen Als Versch leißmechanismen werden die im Kontaktbereich eines tribologischen Systems ablaufenden physikalischen und chemischen Wechselwirkungen bezeichnet. Diese lösen Elementarprozessc aus und fuhren schlicßlich zu Stoff- und Formänderungcn der Kontaktpartner. Sic gehen, wie bereits mehrfach erwähnt, von den im Kontaktbereich örtlich und zeitlich stochastisch verteihen Mikrokontakten aus und ihr Beitrag zum Verschleiß ist sowohl von de r Struktur dcs tribo logischen Systcms als auch vom Beanspruchungskollektiv abhängig. Nach den Ergebnissen der Kontaktmechanik (siehe Abschnitt 3.2) nimmt bei der Berührung technischer Oberflächen in vielen Fällen die Größe der wahren Kontaktfläche und damit die Anzah l der Mikrokontakte näherungsweise linear mit der Normalkraft FN zu. Bei einer Gleitbewegung nimmt außerdem die Anzahl der Beanspruchungen von Mikrokontakten mit dem Gleitweg s zu. Geht man davon aus, dass jede Beanspruchung eines Mikrokontakts mit einer gewissen Wahrscheinlichkeit zu einem Verschleißpartikel fiihrt , so ergeben sich fiir ein resultierendes Verschleißvolumen näherungsweise folgende Ansätze: - Verschleißvolumcn W" - Normalkraft FN - Verschleißvolumen W" - Weg s mit dem Verschleißkoeffizienten k [ mm) N·m

1

Dicses ist in vereinfachter Schreibweise das Archard'sche Gesctz des Gleitverschlcißes (Archard, 1953) (siehe Abschnitt 5.3.3). Die zu Verschleiß fUhrenden elementaren Wechselwirkungen kontaktierender Werkstoffe können vereinfacht wie folgt eingeteilt werden: Kräftemäßige, spannungsmäßige oder energetische Wechselwirkungen, die zu Rissvorgängen und Stoffabtrennungen der kontaktierenden Partner fiihren und zusammenfassend durch dic Verschleißmechanismen " Obcrflächcnzerrüttung" und " Abrasion" gekennzeichnet werden

118

5 Versch leiß Atomare und molekulare Wechselwirkungen, die auf das Auftreten chemischer Bindungen im Kontaktbereich kontaktierender Werkstoffe oder Bauteile zurückgefUhrt werden können und die unter Mitwirkung des Umgebungsmediums und unter Beteiligung von Materialabtrennprozessen zusammenfassend durch die Verschleißmechanismen " Adhäsion" und "Tribochemische Reaktionen"' beschrieben werden.

Vereinfachte Illustrationen der elementaren Verschleißmechanisrnen sind in Bild 5.3.1 wiedergegeben. Der mittlere Teil von Bild 5.3.1 zeigt sk izzCllt11äßig mikrolribologische Erscheinungsbi lder, sie werden ergänzt durch nanoska lige Darstellungen, wie sie mit den heutigen Methoden des ,.Molecular Dynamic Modelling" MD (vgl. Bild 3.2.5) und der .. Moveab le Cellu lar Automata" MCA (vgl. Bild 2.7) möglich sind: •

Oberflächenzerrliltung: Rissdarstellung durch MCA-Simulation (Österle et al ., 2007)

•

Abrasion: NanomodelIierung mit MD (Bhushan, 2007)

•

Adhäsion: Nanomodellierung mit MD (Bhushan, 2007)

•

T riboreaktionen: Partikeldarstellung durch MCA-Simulalion (Österle et al., 2007).

Mikrolribologische Ersche inungsbilder

e~ Nanomodellierung Abrasion

Bild 5.3. 1

~~~"'=~

YereinHlehte Illlistration der grundlegende n Versehlcißmeehanismen

Im folgenden werden die hauptsächlichen Mechanismen des Festkörperverschleißes und grundlegende Modelle in vereinfachter Fornl einzeln betrachtet. Zu beachten ist, dass in praktischen tribotechnischen Systemen meist e ine Überlagerung der verschiedenen elementaren Versch leißmechanismen auftritt, so dass das Versch leißverhalten im praktischen Betrieb nicht theoret isch abgeschätzt, sondern nur experimentell durch entsprechende Versch leißversuche bestimmt werden kann (siehe Kapitel 8). Typische Verschleißerscheinungsformen fllr d ie e inzelnen Verschleißmechanismen sind in Kapitel 20 zusammengestellt.

119

5.3 Verschleißmechanismen

5.3.1 Oberflächenzerrüttung In jedem tribologischen System müssen die kontaktierenden Oberflächen bereiche Kräfte aufnehmen, die in Zusammenhang mit der Relativbewegung der Kontaktpartner eine Werkstoffanstrengung verursachen (siehe Abschnitt 3.2). Bei Flüssigkeitsreibung erfolgt die Kraftübertragung über einen trennenden Schmierfilm (Lang, 1977), bei Misch-, Grenz- und Festkörperreibung nehmen die Mikrokontakte die wirkenden Nomlal- und Tangentialkräfte teilweise oder ganz auf. Diese Beanspruchung in den Mikrokontakten von Grund- und Gegenkörper erfolgt häufig periodisch, so dass es in den beanspruchten Gebieten zu einer Schadensakkumulation im Sinne einer Werkstoffermüdung kommen kann. Besonders ausgeprägt kann der Mechanismus e iner Oberflächenzerrüttung in Hertzschen Kontakten, wie z. B. in Wälzlagern, Zahnradpaarungen und ähnlichen Elementen, die einer tribologischen Wechselbeanspruchung unterworfen sind, auftreten (Broszeit, 1982). Wie in Abschnill 3.2 erläutert, können bei überlagerten Normal- und Tangentia lbeanspruchungen in einem tribologischen Kontakt Spannungsmaxima in und unterhalb der Kontaktgrenzflächenbereiche vorhanden sein. Bei einer zyklischen Beanspruch ung können somit ständige Wechsel von mehrachsigen Zug- und Druckspannungen in und unterhalb der kontaktierenden Grenzflächenbereiche auftreten. Die Oberflächenzerrüttung weist gewisse Ähnlichkeiten mit der volumenbezogenen Ennüdung von Massivmaterialien auf. So werden z. B. an zyklisch beanspruchten Gleitkontakten Versch leißersche inungsformen beobachtet (Czichos, 1978), wie sie von volumenbezogenen Ermüdungsschäden bei Dauerwechselbeanspruchung in Form von "Schw ingungslinien" oder ,.Rastliniet]" bekannt sind und abschnittsweise vordringende Rissfronten kennzeichnen ( Bild 5.3.2).

--~,

Bild 5.3.2

4\.ltf1

VCl"SI.:hleißcrs!,:heinungsfonll der Obcrnü!,:hcnzcrrünung

Bekanntlich wird allgemein eine Werkstoffermüdung durch die Belastungsamplilude und die Zyk lenzahl bestimmt. Im Bereich der Kurzzeitennlidung kann ein quasistat ischer Bruch bei Spannungsamplituden erfolgen, die der Zugfestigkeit entsprechen. Hier kann bereits der erste Belastungszyklus zur Zerstörung fUhren. Das Gebiet der Langzeitemlüdung ist dagegen durch

120

5 Verschleiß

niedrige Belastullgsamplituden und eine große Lebensdauer gekennzeichnet. Der Errnüdungsprozess kann in Abhängigkeit von der Laslspielzahl hinsichtlich der Entwicklung der veränderten Mikrostruktur in die folgenden Perioden eingeteilt werden: (a) Inkubat ionsperiode (Akkumulation von Gittcrverzcrrungen und -fehlern), (b) Entstehung und Entwicklung von Submikronrissen bis zu Mikrorissen, (c) Rissausbreitung; Vereinigung von Rissen, (cl) endgültiger Bruch. Für die Phasen der Rissbildung und Rissausbreitung sind Kraft- und Energickriterien aufgestellt worden . Außerdem wurden verschiedene mikrostrukturelle Modelle entwickelt, die die Reak tionen der Gitterfehler zugrunde legen (Aurich, 1978). Das grundlegende Versetzungsmodell der Rissbildung besteht in der Annahme, dass ein Submikroriss durch die Vereinigung mehrerer Versetzungen gleichen Vorzeichens entsteht. Das Kraft- oder Spann ungskriterium verlangt, dass die lokale Spannung 0' am Ort der Rissbildung und an der Spitze eines wachsenden Risses die theoretische Festigkeit 0'0 überschreitet und die Bindungen zwischen den Atomen löst: 0'

> 0'0

'"

G

::--i-, 2rr(t -v)

G Schubmod ul

Auf der Grundlage des Energiekriteriums wurde unter der Annahme eines " spröden" Werkstoffzustandes bei Berücksichtigung der bei der Rissbildung aufzubringenden fre ien Oberflächenenergie 10 und der freiwerdenden elastischen Energie der Rissumgebung von Griffith die kritische Risslänge, oberhalb derer der Riss instabil ist, bestimmt: E

C =2yo-,

cr-

K=

0"

Cl 12

Spannungsintensitätsfaktor

Für Stahl mit 0' = 700 N/mm 2, Yo = 1,2 . 10-4 J/cm 2 ergibt sich z. B. theoretisch eine kritische Risslänge von C '" I ~Lln. Das Verschleißverhalten von reibbeanspruchten Werkstoflbereichen wird nun nicht nur von einer Mikrorissbildung, sondern auch von den Bedingungen des Wachstums entstandener Risse bis zur Bildung loser Verschleißpartikel bestimmt (Wuttke, 1986). [n vereinfachter Weise werden folgende Grundmodelle der Rissausbreitung unterschieden: Sprödes Risswachstum: sukzessives Trennen von Bindungen an der Rissspitze bei Spannungen, die etwa gleich der theoretischen Festigkeit sind; die Bruchflächen sind atomar glatt. Quasi-sprödes Risswachstum: Es existiert eine plastische Zone vor dem Riss mit Mikrorissen, die sich spröde mit dem Riss vereinigen . Es erfolgt eine sprunghafte Rissausbreitung senkrecht zur Hauptnonnalspannung ; die Bruchfläche erscheint wellenartig. Zähes Risswachstum; Mikroporen vor der Rissspitze vereinigen sich über Brückenbildung mit dem Riss. Es erfolgt eine Rissausbreitung parallel zur Hauptschubspannung. Das Auftreten von Oberflächenrissen in einem Tribokontakt bei Einfachübergleiten und das Entstehen von Verschleißpartikeln bei Mehrfachlibergleiten wurde bei Gleitexperimenten an Kupfer beobachtet ( Bild 5.3.3) (Buckley, 1981). Bereits beim einmaligen Übergleiten trat in den zum Beanspruchungsfeld der Norlllal- und Tangentialkräfte passend geneigten G leitbändern ein Riss auf. Bei Mehrfachübergleiten führte die Adhäsion zwischen den beanspruchten

5.3 Verschleißmechanismen

121

Oberflächenpartien und dem Gleitkörper zu einer Rissel"\\leiterung und schließlich durch Abscheren zu losen Verschleißpartikeln. Für die Entwicklung von Rissen unterhalb der KontaktGrenzflächen sollen nach den Ergebnissen photoelastischer und bruchmechanischer Analysen gekoppelte Werte der Spannungsintens itätsfaktoren (KI rur RissöfTnung; KII rur Scherung) den "efTekt iven" Spannullgsintensitätsfaktor darstellen (Dally, ehen and Jahanmir, 1990).

~

Gleilbändcr

Rissbildung

a)

Bild 5.3.3

b)

Rissbildung bei Gleilbcanspruehung von Ku pfer (FN = I N: v = 1.4 mlll/min) a) Modell der RisscntsWhung b) Raslcrekklroncnmikroskopische Aufnahme rweh Einfachübcrgleilen (Draufsiehl. 1500f
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<;rialübertrag nach dem lokalen .. Fressen·· einer Stahl /StahlG1cilpanrung (Raslerdeklronenmik roskopische Aufnahme)

Wie in Abschnitt 3.3.1 dargestellt, können zu einer Adhäsion kontaktierender Festkörper alle chemischen Bindungen beitragen, die auch an der Kohäsion, d. h. dem inneren Zusammenhalt fe ster Körper bete iligt sind. Wie die anderen Verschleißmechanismen setzt sich auch der Verschleißm echanismus Adhäsion aus verschiedenen Einzelprozessen zusammen, die in vereinfachter Wei se in ihrem Ablaufwie folgt gekennze ichnet werden können (Molgaard, 1976):

126

5 Verschleiß Deformation kontaktierender Rauheitshügel unter den wirkenden lokalen Normalund Tangentialspannungen Zerstörung von Oberflächen- Deckschichten (speziell Oxidschichten bei metall ischen Kontaktpartnem) Bildung adhäsiver Grenzflächenbindungen in Abhängigkeit von der chemischen Natur der Kontaktpartner Zerstörung von Grenzflächenbindungen und Materialübertrag Modifikation übertragender Materialfragmente (z. B. Verfestigung, tribochemische Effekte) Abtrennung übertragener oder zurückübertragender Materialfragmente in Form von Verschleißpartikeln (unterstützt durch Materialabtrennprozesse, wie z. B. Emlüdungs- oder Abrasionsprozesse)

Es ist offensichtlich, dass bei dem Verschleißmechanismus Adhäsion vergleichbare Einflussgrößen, Parameter und Prozesse beteiligt sind, wie bei der Adhäsionskomponente der Reibung (siehe Abschnitt 4.3.1), nämlich: die elastisch-plastische Kontaktdefonnation bei der Bildung der wahren Kontaktfl äche und das Formänderungsvermögen der Kontaktpartner die chemische und mikrostrukturelle Schichtstruktur von Werkstoffoberflächen und das Durchbrechen von Oberflächen-Deckschichten die chemische Natur adhäsiver Grenzflächenbindungen und die Elektronenstruktur der Kontaktpartner die Bruchmechanik zur Trennung von Adhäsionsbrücken und Entstehung loser Verschleißpartikel Beim Kontakt unterschiedlicher Metalle erfolgt beispielsweise im allgemeinen ein Materialübertrag von dem kohäsiv schwächer gebundenen Partner zu dem kohäsiv stärker gebundenen Partner (Buckley, 1981). In versch iedenen Modellen ist versucht worden, quantitative Relationen zwischen dem durch den Verschleißmechanismus Adhäsion entstehenden Verschleißvolumen und Beanspruchungsparametem, wie z. B. Normalkraft FN und Gleitweg sund Materialeigenschaften, wie der Härte H des weicheren Kontaktpartners herzuleiten (Archard, 1980). Nach der Beziehung von Archard gilt entsprechend der vereinfachten Darstellung von Bild 5.3.9 die empirische Relation

Die Größe K ist der Archard'sche Verschleißkoeffizient, der in einer statistischen Deutung die Wahrscheinlichkeit des Abtrennens adhäsiver Verschleißpartikel beschreibt und über mehrere Größenordnungen je nach tribologischem System variieren kann, Aus der obigen Betrachtung des Verschleißmechanismus Adhäsion als Stufenprozess resultiert, dass der VerschleißkoefTiziem K von einer Vielzahl von Einflussgrößen und Parametern der beiden Kontaktpartner abhängt. Da die Adhäsion nur als Wechselwirkung kontaktierender Körper definiert werden kann, müssen auch Verschleißkenngrößen fllr den Verschleißmechanismus Adhäsion stets auf das betreffende tribologische System bezogen werden und können nicht aus Stoffeigenschaften einzelner Partner abgeleitet werden.

127

5.3 Verschleißmechanismen

. FR

1'"

~

Adhäsion :;::-",;;:::c:;;c--:;i~~~~ ("KaltversChwei ßung")

Bruch

Einfachstes AdMsionsmodell H :: Harte

Bild 5.3.9 Modell der Adhllsionskomponellte des

Verschkilks

5.3.4 Tribochemische Reaktionen Tribochem ische Reaktionen sind chemische Reaktionen von Grund- oder Gegenkörper eines tribologischen Systems mit Bestandteilen des ZwischenSlOffs oder Umgebungsmed iums il1folge von tribologischen Beanspruchungen oder zumindest durch diese verstärkt. Die tribologisch beanspruchten Oberflächen reagieren mit dem Umgebungsmediurn. so dass bei einer Relati vbewegung ständig neue Reaktionsprodukte erzeugt und abgerieben werden (Fink und Hofmann, 1932), siehe Kapitel 7 " Tribokorrosion" . Die durch reibbedingte Temperaturerhöhungen und entstandene Gitterfehler begünstigten tribochemischen Reaktionen verändern die Festigkeitseigenschaften der Oberflächenbereiche. Infolge thermischer und mechanischer Aktivierung besitzen die an die Mikrokontaktstellen angrenzenden Oberflächenbereiche eine erhöhte chemische Reaktionsbereitschaft, so dass bevorzugt dort chemische Reaktionen ablaufen und beispielsweise bei metallischen Kontaktpartnern Oxidinseln aufwachsen können. Die speziell bei metallischen Kontaktpartnern gebi ldeten Oxidinseln können mechanische Spannungen nur begrenzt durch plastische Defon11ation abbauen; sie neigen vielmehr beim Erreichen einer kritischen Dicke zum spröden Ausbrechen und damit zum Entstehen von Verschleißpartikeln. Bild 5.3. 10 ze igt e in typisches Erscheinungsbi ld tribochemi scher Verschleißpartikel. Bei tribochemischen Reakt ionen können fur die Beschleunigung des Reaktionsablaufes unterschiedl iche Prozesse verantwortlich sein (Thiessen, Meyer und Heinicke, 1967; Heidemeyer, 1975)' Entfernung von reaktionshemmenden Deckschichten Beschleunigung des Transportes der Reaktionsteilnehmer Vergrößerung der reaktionsf
128

5 Verschleiß

)----4

Bild 5.3.1 0

50 Il m Ers(,:hcinungsbild lribochcmischcr Verschleißpartikel (RaslcrdckITOnCr1mikroskopischc Aufnahmen)

Durch tTibochemische Reaktionen ändern sich vor allem die Eigenschaften der äußeren Grenzschichten kontaktierender Partner eines Iribologischen Systems. Dadurch kann der Verschle ißbetrag erhöht, in zahlreichen Fällen aber auch erniedrigt werden. Eine Abnahme des Verschleißbetmges ist vor allem dann möglich, wenn die Reaktionsschichten z. B. bei metallischen Kontaktpartnern, einen unmittelbaren meta llischen Kontakt von Grund- und Gegenkörper verh indern, so dass die Wirkung der Adhäsion, die zu schwerem metallischem Versch leiß fUh ren kann, eingeschränkt wird. Einen außerordentlich wichtigen Ein!1ussparameter ste llt die Luftfeuchte des Umgebungsmed iums dar (Lancaster, 1990). Der Verschleiß von tribochemisch erzeugten Reaktionsschichten setzt nach e inem von Quinn (1962) entwickelten Modell beim Erreichen einer kritischen Schichtdicke ein, we il die Sprödigkeit solcher Sch ichten mit wachsender Dicke zunimmt. In ß ild 5.3.1 1 sind die wesentlichen Parameter zusammengestellt, die be im Vorliegen tribochemischer Reaktionen zu einem Verschieißvolumen Wy fiihren. Neben den auf die tribochemische Reaktionsschicht bezogenen Kenngrößen sind als stoflbezogene Parameter die Härte H und der Geschwindigkeitsfaktor der Oxidation k" beteiligt. Nach neueren Untersuchungen ist der Geschwindigkeitsfaktor k" nicht durch ein parabol isches, sondern durch ein lineares Wachstum I" gekennze ichnet (Hong, Hochman and Quinn, 1988). [m Hinbl ick auf die tribologische Beanspruchung ist bemerkenswert, dass Normalkraft FN und Gleitgeschwindigkeit v den Verschleiß gegenläufig beein!1ussen, Da sowohl die Normalkraft als auch die Gleitgeschwindigkeit zur Erhöhung reibbed ingter Temperaturen nach den Blitztemperaturhypothesen von Abschnitt 3.4.2 beitragen, ist nicht von vornherein ersichtlich, wie sich eine Erhöhung der jeweiligen Parameter. die zu einer Steigerung der Reibleistung und damit auch zu einer Temperaturerhöhung fiihrt , auf den Versch le iß auswirken.

129

5.3 Verschleißmechanismen

1"

RauheitshOgelkontakt

-1;;----+-(; _-- ~ \ ~__

/,...----.............

Reaktions-

sch~~

/

, .....

p

/

bei parabolischem Wachstum der Reaktionsschicht: k"

S fiI

W' · ~2p2 · H· v s bei linearem Wachstum der Reaktionsschidll:

w.., • .L ..s!.f1i . s ~. p

mit

H

v

k·· : parabolische Geschwindigkeitskonslanle der Oxidalion lineare Geschwindigkeitskonstal'"lle der Oxidation d Rauhe itskontakldurchmessSf p Dicke der Reaktionsschicht ~ Kritische Dicke der Reaktionsschicht H Harte

r·

Bild 5.3. 11 Modell der Triboehcmisehen Kornponeme des Verschleißes

5.3.5 Materia ldissipatio n Die geschilderten Hauptmechani smen des Verschleißes fUhren zu Stoff- und Formänderungen von Grund- und Gegenkörper eines tribologischen Systems und zu einer Materialdissipation in Form von Versch le ißpartikeln, die das System verlassen und damit einen Materialverlust darste llen. Die gesch ilderten Grundmechanismen des Verschleißes können dabei in Abhängigkeit der diskut ierten Einflussgrößen einzeln auftreten, sich bei einer Änderung äußerer Parameter oder intemer Prozesse ablösen, oder auch gleichzeitig einander überlagert sein. Eine Übersicht über die Stoff- und Fonnänderungsprozesse unter tribologischer Beanspruchung und dem Wirken der Verschleißmechan ismen gibt Bild 5.3.12 (Czichos, 1984). Danach werden die Verschleißmechanismen ausgelöst durch tribologische Beanspruchungen, die in kräflemäßigen und stomichen Wechsel wirkungen bestehen und durch die sich ergebende Reibungsenergie unterstützt werden. Wie in den obigen Abschnitten erläutert, fuhren die kräftemäßigen Wechselwirkungen primär zu den Verschleißmechanismcn " Oberflächenzerrüttung" und " Abrasion" und die stomichen Wechselw irkungen zu den Verschleißmechanismen "Adhäsion" und ,.Tribochemische Reaktionen". Durch Oberflächenzerrüllung und Abrasion können durch die in Bild 5.3.1 2 aufgefiihrten Detailprozesse aus den beanspruchten Oberflächenbereichen unmittelbar Verschleißpartikel abgetrennt werden. Bei den Verschleißmechanismen Adhäsion und tribochemische Reaktionen fuhren Reakt ionen mit dem Umgebungsmedium oder dem Zwischenstoffzunächst zu Änderungen der stomichen Zusammensetzung der tribologisch beanspruchten Werkstoffoberflächel1. Die Adhäsion kann dabei als Wechselwirkung zwischen Festkörpern angesehen werden, während tribochemische Reaktionen durch Reaktion der Kontaktpartner mit flüssigen oder gasförmigen Bestandteilen des Zwischenstoffs (z. ß. Schmierstofl) oder des Umgebungsmediums zustande kommen. Durch beide Mechanismen werden die Eigenschaften der Oberflächen der Kontaktpartner verändert, und zwar im allge-

130

5 Verschleiß

meinen verschlechtert, wodurch die Bildung von losen Verschleißpartikeln vorbere itet wird. Für die Entstehung loser Verschleißpartikel sind hier zusiitzl ich noch Materialabtrennprozesse (z. B. in der Form von Zerrüttungs- oder Abrasionsprozessen) erforderlich.

Tribologische Beanspruchung

I Kräftemäßige Wechselwirkungen (Belastungs- u. Reibungskräfte)

I Oberflächenzerrüttung Spannungszyklen Mikrostrukturänderungen Rissbildung Delaminalionen

Reibungsenergie

Stoffliche Wechselwirkungen (Grenzflächenreaktionen)

I

I

I

Abrasion

Tribochem. Reaktionen

Mikrospanen Mikropflügen Mikrrobrechen

Physisorption Chemisorplion Reaktionsschichlbildu ng

Adhäsion

I

\

•

IAdhäsive Bindungen I Malerialübertrag

I I Materialabtrennprozesse I I

Verschleiß: Stoff- u. Formänderubgen von Grund- und Gegenkörper Verschleißpartikel

Bild 5.3.1 2

Vcrschlcißrncchanisrncn: Übersicht über StotT- und Forrn~i r1(krungs prul.cs sc unter tribologischcr Bcunspruchung

5.4 Verschleißarten Zur Kennzeichnung des Verschleißes in tribotechn ischen Anwendu ngen ist ähn lich wie bei der Kl assifizierung der Reibung (vgl. Abschnitt 4.4) eine Unterteilung nach " Versch leißarten'< üblich. Ein gemeinsames Kennzeichen aller Verschleißarten ist, dass an ihnen mit unterschiedlichen Anteilen die in Abschnitt 5.3 erörterten Verschleißmechanismen (Oberllächenzerrüttung, Abrasion, Adhäsion, Tribochemische Reaktionen) beteiligt sein können. Je nach AI1 des betrachteten tribologischen Systems und der dominierenden Kinematik hat sich flir die Verschieißarten die folgende Einteilung bewährt: •

Versch leißarten, die primär in Tribosystemen mit geschlossener Systemstruktur auftreten: Gleitverschleiß Wälzverschleiß

5.4 Verschleißarten

131

Stoßverschleiß Schwingungsverschleiß Fure hungs versch lei ß (G egen körperfurch ung) •

Verschleißarten, die primär in Tribosystemcn mit offener Systemstruktur auftreten: Furch ungsversch le iß (T ei lchen furchung) Strahlverschleiß Erosion (Strömungsverschleiß)

Die genannten Verschleißarten sind im Hinblick auf technische Anwendungen besonders ftir die folgendcn Bereiche von Bedeutung: -

Konstruktionselemente: geschlossene Systemstruktur (Kap. 11) Werkzeuge der Zcrspanungs- und Umformtechnik: offene Systemstruktur (Kap. 15)

Für d iesc Anwcndungsbereiche werden die damit verbundenen Verschleißarten ausfuhrlieh im Teil D Tribotechnik behandelt, so dass im vorliegenden Kapitel nur die wichtigsten grundlegenden Aspekte in knapper Form dargcstcllt werdcn . Typische Verschlciß-Erscheinungsformen ftir die einzelnen Verschleißarten sind im Kapitcl 20 zusammengestellt.

5.4.1 Glcitverschlciß Als Gleitverschleiß werden Ablauf und Ergebnis von Verschleißprozessen bei einer Gleitbe· wegung kontaktierender Werkstoffe oder Bauteile bezeichnet. Je nachdem, ob in dem betreffenden tribologischen System ein Zwischenstoff (z. B. ein SchmierslOtl) vorhanden ist oder nicht, spricht man auch von Gleitverschleiß bei Misch- oder Grenzreibung bzw. von Festkörper-Gleitverschleiß oder Trocken-Gleitverschleiß. Gleitverschleiß ist mit Gleitreibung (siehe Abschnitt 4.4.1) und den damit verbundenen thermischen Prozessen und Temperaturveränderungen (siehe Abschnitt 3.4) verbunden. An den Verschleißprozessen bei Gleitverschleiß können - je nach tribologischem System - alle grundlegenden Verschleißmcchanismen (Oberllächenzerrüuung, Abrasion, Adhäsion, Tribochemische Reaktionen) beteiligt sein. Hierbei können sich die einzelnen Verschleißmechanismen im Kontaktbereich örtlich und zeitlich liberlagem oder auch einander ablösen. Auf das Wirken der einzelnen Verschleißmechanismen bei Gleitverschleiß kann aus der Erscheinungsfoml der Verschleißllächen und aus der Art und der Form entstandener Verschleißpartikcl geschlossen werden. In welchem Umfang die einzelnen Verschleißmechanismen bei Gleitverschleiß in einem konkrcten tribologischen System beteiligt sind, hängt von der Art des Tribokontaktes und den konkreten Systemparametem ab. 1m folgenden sind in einer groben Abschätzung einige Kriterien fUr das Auftreten der verschiedenen Einzelprozesse bei Gleitverschleiß zusammengestellt (Czichos, 1984): • • •

Elastische Kontaktdeformation: Plastizitätsindex < 0,6 Plastische Kontaktdefonllation: Plastizitätsindex > 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<: hleiß. vgl. ßild 3.1.1

133

5.4 Verschle ißarten VcrschlcißPll rtikclbildu ng u ntcr G Icih'erschlciß

Auf das Wirken der einzelnen Verschleißmechan ismen bei Gleitverschleiß kann auch aus der Art und Fonn loser Verschle ißpartikel geschlossen werden. Die be i Gleitversch le iß durch das Wirken der einzelnen Verschleißmechanismen entstehenden Verscllle ißpartikel können vereinfacht in die in Bild 5.4. 1 (b) dargestellten Gruppen eingete ilt werden (Wultke, 1986):

VerschleiBmechanismus

Entstehungsprozess

Partikelform

Reaktions-

Tribochemische Reaktionen (+ Abtrennprozesse)

~"'h;'ht ..: ,.

"

'.

·~~..•. f::j~'

-

~

~ Q

Risse

~

6?

pulverförmig bzw. amorph

(b)

--

Oberflächenzerrüttung (Delamination)

Oberflächenzerrüttung (Ermüdung)

(a)

,

'?"-

Abrasion (Mikrospanen)

Partikelkennzeichnung

spiral- bzw. spanförmig

(c) schuppenbzw. lamellenförmig

(d)

~

splitterförmig

(,) Kontaktdeformation Triboschmelzen

• •••

• •

kugelförmig

Bild 5.4. 1 (b) Schematische Darstellung von Verschlcißparlikeln (V I') und ihre Entstehung

Pul verfdrmige bzw. amorphe Verschleißpanikei , deren Abmessungen im Mikrometerbereich liegen können, werden im sogenannten Gebiet des " milden Versch leißes" bei Bed ingungen der Festkörpergleitreibung besonders bei metall ischen Gleitpartnem durch den Mechanismus tribochemischcr Reaktionen gebildet. Zum Beispiel bestehen die bei Trocken-G leitrei bung von Eisen, Kobalt oder Magnesium gebildeten Verschleißpanikein aus CI-Fe203, CoO und MgO.

134

5 Verschleiß

Spiral- bzw. spanfömlige Verschleißteilehen entstehen durch abrasiv wirkende Zwischenstoffe bzw. durch die spanende Wirkung sehr harter Rauheitshügel beim Gleiten gegen einen weiche-

ren Kontaktpartner. Dies ist ein Charakteristikum des Mikrospanens (siehe Abschniu5.3 .2) und ste llt eine emsthafte Schädigung der Gleitflächen dar. Schuppcn- bzw. lamellenhafte Verschieißteilchen sind eine sehr häufige Form von Verschleißpartikeln. Sie können durch adhäsiven Materialübertrag initiiert werden, gehen häufig aber auch auf den Mechanism us einer Ober flächcnzerrüttung zurück und werden dabei durch zyklische lribologische K0l11aklspannungen, die Ausbildung einer Errnüdungsstruktur, Rissbi ldung und Rissausbreitung parallel zur Oberfläche gebildet. Größere splitterförmige Verschleißpartikel können bei hoch beanspruchten Kontaktpartnern, z. 8. nahe der Spitze von hochbelasteten Zähnen von Zahnradgetrieben auftreten. An dem Auftreten kugelförmiger Verschleißpartikel können loka le triboinduzierte Schmelzprozesse, aber auch Umformprozesse flacher Teilchen beteiligt sein .

5.4.2 Wiilzvcrschlciß Der Begriff Wälzverschleiß bezeichnet hier zusammenfassend die Verschleißart, die bei Rollen oder Wälzen (vgl. dazu Abschnil1 3.3.1) in tribolog ischen Systemen auftril1. Bei Wälzverschleiß ist der dominierende Verschleißmechanismus die Oberflächenzerrül1ung (siehe Abschnil1 5.3. 1). In tribologischen Systemen mit kontra formen Kontakten, wie z. B. den Kontaktpartnern von Kugellagern, treten infolge der kontrafonnen Kontaktgeomelrie Hertzsche Pressungen auf, wobei das gesamte Spannungs feld aus der Überlagerung von Normalspannungen durch die wirkenden Belastungskräfte und Tangent ialspannungen durch die wirkenden Reibungskräfte resultiert (siehe Abschnil1 3.2). Bei den Wälzkörpem treten bei Mehrfachüberrollungen damit wechselnde mechanische Beanspruchungen in den Oberflächenbereichen der Kontaktpartner auf. Die wechselnden Beanspruchungen fUhren zu Gefugeänderungen, Rissb ildungs- und Ri sswachstumsvorgängen bis hin zur Abtrennung von Verschlei ßpartikeln, die in den WerkslOfToberflächen häufig sogenannte "Grübchen·· zurücklassen (Littman , 1970). Die Grübchenbildung (.. Pitting;;) ist die wesentliche Versch leißerscheinungsfonn des Wälzversch leißes und stel lt eine der Hauptursachen des Ausfalls von Wälzlagern und Zahnrädern dar (Broszeit, [982). Da die zyklischen dynamischen Beanspruchungen bei Roll- oder Wälzvorgängen auch durch hydrodynamische oder elastohydrodynamische Schmierfilme übertragen werden können, lässt sich die zugrunde liegende Oberflächenzerrlitlung auch durch eine Schm ierung nicht vollständig unterdrücken. Werden die Beanspruchungspartner namlich durch einen Schmierfilm vone inander getrennt, so dass in den kontaktierenden Oberflächenbereichen nur relativ kleine Tangentialkräfte wirken, so setzt eine mögliche Ri ssbildung unterhalb der kontaktierenden Oberflächen in demjenigen Bereich ein, in dem die nach verschiedenen Anstrengungshypothesen abschätzbare maximale Vergleichsspannung liegt (siehe Abschnil1 3.2.3). Bei Stahl-Wälzkörpern, z. B. bei Kugellagern, treten die Risse häufig in der Nachbarschaft sogenannter " Butlernies" auf, die auch " White Elching Areas" (oder " White Etching Layers, WEL;') genannt werden (Schlicht, 1970). Die "Butternies" bestehen höchstwahrscheinlich aus Martensit hoher Härte, der durch die tribologische Beanspruchung gebildet wird . In Wä lzkörpern können erhebliche Druckspa nnungen auftreten, die größtenteils zum Aufbau eines hydrostatischen Druckes in den Kontaktpartner dienen und nur zu einem kleineren Teil als Schubspannung wirksam werden. Diese Schubspann ungen ennöglichen aber noch eine lokale plastische Verformung, die zunächst zu Verfestigungen und dann infolge des Aufstaus

5.4 Verschleißarten

135

von Versetzungen zur Rissbildung fUhren kann. Die Versetzungen können sich vor Hindemissen, z. 8. vor harten oxidi schen Einschlüssen in Wälzlagerstählen aufstauen. Durch eine Erhöhung der Reinheit der Wälzkörper kann der Gehalt an rissbi ldungsfördernden oxidi schen EinschHissen erheblich vermindert und die Grübchenbildung e ingeschränkt werden, so dass die Gebrauchsdauer z. B. von Kugellagern damit erheblich erhöht werden konnte. Bild 5.4.2 illustriert d ie beiden grundlegenden Möglichkeiten der Rissentstehung bei Wälzverschleiß in und unterhalb tribolog isch wechselbeanspruchter Oberflächen .

/C

/ Risse

Schu b/ spannung

Bild 5.4.2 Möglichkcitcn dcr Ri sscmstchung bei WliIzvcrschlciß

Infolge der hohen Druckspannungen bei Wälzkontakten können fUr die entsprechenden tribologischen Bauteile nur Materialien mit einer hohen Festigkeit und damit auch einer hohen Härte vemendet werden. Im Hinblick auf den Einfluss der Härte auf die Gebrauchsdauer tribologischer Systeme, in denen Wälzverschleiß auftritt, werden gegenläufige Tendenzen beobachtet (Lorösch, 1976): Mit steigender Härte nimmt einerseits die plastische Verfonllung und damit auch die Verfest igung, die der Ri ssbildung vorangeht, ab. Der Begin n der Ri ssb ildung wird also hinausgezögert. Wenn jedoch ein Riss entstanden ist, so kann bei harten WerkstofTen die Spannungskonzentration an der Risssp itze kaum durch eine plastische Verformung abgebaut werden, wodurch das Wachstum des Risses begünstigt wird. Hieraus resultiert, dass fUr ein günstiges Verschleißverhalten von Wälzkörpern die WerkstofThärte in einem geeigneten Bereich optimiert werden muss. Die Verschleißerscheinungsform des Wäl zverschle ißes besteht im allgemei nen aus lokalen Oberflächenschädigungen der beanspruchten Rollkö rpern , den bereits emähnten Grübchen. Aus der Erscheinungsform der Grübchen lassen sich häufig Rückschlüsse über die Schadense inflüsse, wie werkstoffbedingte Einflüsse (z. B. Schlackeneinschlüsse als Ausgangspunkt fur die Grübchenbildung) oder durch überhöhte Belastung ausgelöste Risse und strukturelle GefUgeänderungen ziehen. Ein wichtiges Charakteristikum des Wälzverschleißes ist außerdem die mit e iner entstehenden Grübchenbildung einhergehende Geräuschabstrahlung, die messtechni sch mit geeigneten Körperschall- oder Lut1scha llaufnehmern erfasst werden kann (s iehe Abschnitt 4.3.4 und 6.5) und ein Indiz fiir die Entstehung und Ausbildung des Wäl zverschleißes dienen kann.

136

5 Verschleiß

5.4.3 Sloßvcrsch leiß Mit dem Begriff Stoßverschleiß wird hier zusammenfassend die mit dem Zusammenstoßen oder Aufprallen fester Körper verbundene Verschleißart bezeichnet (Engel , 1978). Diese Versch ieißart wird durch die dabei wirkenden impulsförmigcn kräftemäßigen und energetischen Wechselwirkungcn ausgelöst. Die im KOl1taktbereich umgesetzte Sloßenergie führt zu lokalen Formänderungen (p last ische Deformation, Rissbildung) sowie zu Stoffanderungen der Kontaktpanner infolge mechanischer Aktivicrung und Ternperaturerhöhungen und eine damit gestiegene ReaktionsHihigkcit der beanspruchten Kontaktpartien mit dem Umgebungsmedium. Die durch das Aufprallen von Partikeln , Gasen, Dampf- oder Flüssigkeitstropfen auf eine Werkstoff- oder Bautciloberf1äche entstehenden Verschleißarten werden unter dem Oberbegriff " Erosion" zusammengefasst, siehe Absch nitt 5.4.7.

Die grundlegenden Vorgänge bei Stoß- oder Prallverschleiß können durch die vereinfachte Betrachtung eines tribologischen Systems illustriert werden, das aus zwe i aufeinanderprallenden Werkstoffen oder Bauteilen (I), (2) mit den Massen ml, m2 und den Geschwindigkeiten VI, V2 vor dem Stoß bzw. VI', vi nach dem Stoß besteht ("zen traler Stoß") siehe Bild 5.4.3. Aus dem Newtonsehen Kraftgesetz folgt fUr e ine während der Stoßzeit .6.t = t2 - 11 wirkende Kraft F (t), dass sie eine Impulsänderung .6.p = PI - P2 hervorruft

~p = p, -

P2

= "JF(t)
"

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&/,

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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

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Belostung

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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
Cascrosion Eine Erosion durch strömende Gase kann durch eine hohe örtliche Reibungsbeanspruchung bei einer hinreichend großen Relativgeschwindigkeit auftreten. Der Verschleiß-Abtragsmechani smus kann zu Materialverlusten, nicht nur in Fornl fester Partikel , sondern vor allem in Form

5.4 Verschleißarten

147

von Molekülen und Ionen fUhren, bedingt durch DifTusionsprozesse, Verdampfen, Tribosublimation und chemische Umsetzungen. Bei ..Thermischer Erosion··, wie sie ty pischerweise an Hitzeschilden von Raumfahrzeugen beobachtet wird, zersetzen sich die zum Schutz vorgesehenen Materialien durch hohe Reibungswärme beim Eintauchen in die Erdatmosphäre unter Ablauf eines endothermen Prozesses.

Ka"ita t ion serosion Materialschädigungen durch Kavitation treten in der Technik als Verschleißprobleme im tribologischen System WerkstofllFlüssigkeit auf. Ursache einer Materialschädigung durch Kavitation (und Tropfenschlag als .. Umkehrung·' der Kavitation) ist eine wiederholte Beanspruch ung von WerkSlOffoberflächen durch kurzzeitig wirkende Flüssigkeitsstöße (Rieger, 1977). Bei der Kavitation werden die Materialoberflächen du rch implodierte Flüssigkeitshohlräume (und beim Tropfenschlag durch aufprallende Flüssigkeitstropfen) stoßartig beansprucht. Durch diese Beanspruchung werden die Oberflächenbereiche von metallischen Werkstoffen plastisch verformt und verfestigt, bis die Verfonnungsfahigkeit lokal erschöpft ist und es im Sinne einer Oberflächenzerrüttung zur Bildung und zum all mählichen Wachstum von Rissen kommt, so dass schließlich Partikel abgetrennt werden, die in den beanspruchten Oberflächenbereichen Löcher zurücklassen . Kavitat ion kann auftreten, wenn an irgendeiner Stel1e eines Flüss igkeitsstromes der statische Strömungsdruck auf das Niveau des Dampfdruckes Pd absinkt. Der Druckabfal1 (p - Pd) ist nach einem einfachen Ansatz dem Produkt p vl l2 (p Dichte der FHissigkeit, v Strömungsgeschwindigkeit) proportional:

,

P-Pd =oc·p·v- / 2

Hierbei ist

Oe

die so genannte Kavitationszahl.

Ausgangspunkt der Kavitation sind die sich in einem FHissigkeitskontinuum bildenden d iskontinuierl ichen Gas- oder Dampfphasen (Blasen). Die von der Flüssigkeitsströmung mitgerissenen Blasen haften zum Teil an der Bauteilwandung, zum Teil brechen sie infolge örtlich und zeitlich begrenzter Druckerhöhungen (sogenannter Wasserschlag) an der WerkstofToberfläche oder in deren Nähe zusammen (Implosion). Beim Zusammenbruch wird die auf der Blasenoberfläche vorhandene potentielle Energie in sehr kurzer Zeit (Milli- oder Mikrosekunden) freigesetzt. Bild 5.4.11 zeigt eine photographische Aufnahme einer implodierenden Blase und ein Modell der Entstehung des sogenannten " Mikrojets" im mittleren Teil der Blase (plesset and Chapman, 1971). Diese Mikrojets entstehen bei der IOrusfOrrnigen Implosion von Hohlräumen durch Absinken des hydrostatischen Drucks der Flüssigkeit unter einem krit ischen Druck. Die Energiekonzentration auf kleinstem Bereich wirkt ähnlich wie eine plötzliche sehr hohe Temperatursteigerung. Jeder Stoßimpuls kann eine mikroskopisch kleine kraterfbrmige Vertiefung erzeugen, wobei die Vielzahl von räumlich statistisch verteilten Impulsen zu einer zunehmenden Aufrauung der Bauteilwandung fIlhren kann. Mit fortschreitender Kavi tationsbeanspruchung bilden sich größer werdende lochfraßähnliche Aushöhlungen und schließlich schwammartige Zerstörungen. Dieser Mechanismus der Oberflächenzerrlittung wird oft noch von Korrosionsprozesscn begleitet, die durch aggressive Beimengungen in der FHissigkeit ausgelöst werden können (Kavitationskorrosion).

5 Verschleiß

148

I ----~

ßild 5.4. 11 I'holographische Allfrmhrnc einer implodierenden Gasblasc und Modell der Entstehung eines kavitationS3uslöscndcn Mikrojcts (Plesset und Chapman. 197 1)

Das Entstehen von Kavitationsschäden ist von den beanspruchenden Strömungsverhältnissen, wie Strömu ngsgeschwindigkeit, Druck, Temperatur und den Flüssigkeitseigenschaften, wie Viskosität, Kompressibilität und Oberflächenspannung, abhängig (Rieger, 1977). Die Verschleißerscheinungsfomlcn bei Kavitation werden ebenfalls durch den Gefugezustand des beanspruchten Werkstoffs maßgeblich beeinflusst (Silnik, BergeT und Pohl , 1984). Bei duktilen Werkstoffen erfolgt bei Beginn der Kavitationseinwirkung ein plastisches Fließen in lokalen Oberflächenbereichen, sobald der Verformungswiderstand des Werkstoffes örtlich überschritten wird. Bei polykristallinen Metallen ist ein Einfluss der unterschiedlichen Gitterorientierung der Kristallite mit ihrem unterschiedlichen Fließvennögen auf die Kavitationsresistenz festzustellen , wobei Korngrenzen eine Behinderung darstellen. Dabei kann es zum Materialaufstau an den Korngrenzen und zur Bildung von Extrusionen (Wu lsten) kommen. Ist nach fortdauernder Wechselbeanspruchung infolge der aus unterschiedlichen Richtungen auftreffenden Stoßimpulse von implodierenden Kavitationsblasen örtlich die Wechselfestigkeit des Materials elTeicht, so bilden sich Ermüdungsrisse, und es kommt zum Abtrennen von Werkstoffpartikeln. Bei mehrphasigen Werkstoffen, wie z. B. ferritisch-pe rlitischen Stählen, erfolgt die Kavitationserosion zuerst im duktileren FelTit durch Dellen- und Wu lstbi ldung mit nachfolgendem Abtrag von Werkstoffpartikeln durch Emlüdungsbruch. Erst nach längerer Beanspruchungsdauer beginnt die Werkstoffzerstörung durch Aufblättern des Perlits infolge

5.4 Verschleißarten

149

der Verformung des Ferrits zwischen den Zementitlamellen bzw. durch das Ablösen von Phasengrenzfl ächen. Spröde Werkstoffe bilden unter der Wirkung von Kavitation Ermüdungsrisse nach einer längeren Inkubationszeit ohne wesentliche vorausgegangene VerfomlUng. So zeigen keramische Werkstoffe, etwa das folgende Materialschädigungsverhalten: Inkubationsphase, progressiver Anstieg der Abtragsgeschwindigkeil und Einstel lung einer konstanten Abtragsrate. Hier scheidet jedoch die Verfestigung als Grund flir die abtragsfreie Inkubationsphase aus. Bei dieser Werkstoffgruppe setzt eine Zerrüttung des Kristallverbundes ein, bis nach genügender Anzahl von Anrissen Materialabtrag auftritt. Als Versagensmechanismen können Vorgänge des Grenzflächenversagells, aber auch transkristalline Brüche beteiligt sein. Tropfcnsch lage rosion Der Tropfenschlag stellt in gewissem Sinne eine " Umkehrung" der Kavitation dar und kan n phänomenologisch mit dem Prallstrahlverschleiß des Auftreffens von Partikeln auf einer WerkSlOffoberfläche verglichen werden. Im Hinblick auf die result ierenden Versch leißerscheinungsformen bestehen jedoch zwischen einem Festkörperstoß (Prallstrahlversch leiß) und einem Flüssigkeitsstoß (Tropfenschlag) die folgenden charakteristischen Unterschiede (Rieger, 1977), Beim Tropfenschlag entstehen insbesondere bei duktilen Materialien in einer ringfcirmig um das Aufschlagzentrurn angeordneten Zone wellenfcirmige Deformationsstrukturen. Beim reinen Festkörperstoß werden entsprechende Strukturen nicht beobachtet. Während beim Festkörperstoß immer das Aufschlagzentrum am stärksten geschädigt ist. treten beim Tropfenschlag, sofern die Tropfengeschwindigkeit nicht zu hoch iSI, bei gewissen Materialien die stärksten Schäden häufig in der ringfcimligen Zone wellenförmiger Defonnationsstrukturen auf. Flü ssigkeitserosion Flüssigkeitserosion (auch hydroabrasiver Verschleiß oder Spül verschleiß genannt) tritt auf, wenn Werkstoffoberflächen durch Flüssigkeitsströmungen beansprucht werden, die außerdem Partikel enthalten. Hierdurch entstehen häufig Mulden mit wellenförmigem Profil. d ie durch Wirbel verursacht werden. Einer Flüssigkeitserosion sind besonders solche Stellen von Bauteiloberflächen ausgesetzt, an denen die Strömung gestört wird, wie z. B. an Kanten oder Umlenkungen. Es reichen außerdem bereits kleine Erhebungen an den Führungsflächen - wie z. B. Rauheitsspitzen oder bereits abgelagertes Partikelgut - zur Bi Idung von Wirbeln aus, die das abrasiv wirkende Kom entgegen der Strömungsrichtung gegen die Werkstoffoberfläche schleudern. In experimentellen Untersuchungen ist festgestellt worden, dass die Flüssigkeitserosion in Abhängigkeit von einern Wasser-Sand-Mischungsverhältnis ein Maximum durchläuft (Wellinger und Uetz, 1963). Bei kleinen Wassergehalten soll infolge der Adhäsion zwischen den Körnern die fur den Verschleiß verantwortliche Reibung stark zunehmen. Übersteigt der Wassergehalt einen kritischen Wert, so nimmt der Verschleiß durch die kühlende lind schmierende Wirkung des Wassers wieder ab. Dieses Verhalten ist in unterschiedlichem Maße bei Stählen zu beobachten. Gummiartige Werkstoffe, die sich elastisch verformen können, sind offensichtlich gegen erosive Wirkungen der Flüssigkeitsströmung mit Panikein weniger anfallig als Metalle.

ISO

5 Verschle iß

Erosionsko rrosion Die Erosionskorrosion ist durch die Überlagerung mechanischer und chemischer Wechselwirkungen einer reinen Flüssigkeit oder einer partike lhaItigen Flüssigkeit mit dem slTömungs-

mäß ig beanspruchten Material gekennzeichnet. An einer Metal10bernäche können dabei e lektrochemische oder chemische Vorgänge ab laufen, die von der Flüssigke itssträmung in unterschiedlicher Weise beeinflusst werden können (Heitz und Ehmann, 1990): A ntransport von Reaktanden oder Entfernung von Zwischenprodukten sowie End-

produkten der Korrosion an der Metailoberfläche durch Stofftransport Erosion von Oberflächenschichten, Passivschichtcn oder Grundmetall mit der Folge der Ausb ildung reaktiver Metalloberflächen, d ie zur Bil dung neuer Schichten fU hren Stabilisierung von Oberflächenschichten durch verstärkten Stoffiransport, wobe i das Lösl ichkeitsprodukt der Schichten nähcr an der Oberfläche überschritten wird und deshalb eine bessere Haftung bew irkt StrömungsinduzicTtc Bildung von e lcktrochcmischcn Makroelemcnten Bei der Diskussion der Schädigungsmechanismen der Erosionskorrosion ist es zweckmäß ig, zwischen e in- und mehrphasigen Strömungen zu unterscheiden . In einphasigen Strömungen ist die mechan ische Zerstörung im allgemeinen durch die Stab il ität der Oberflächenschicht bedingt. Haftfestigkeit, Kohäsion und Härte de r Schichten best immen d ie mechanische Stab ilität. Chemische Änderungen in diesen Schichten können zu einer Versch lechterung der mechanischen Eigenschaften und damit zu Erosionskorrosion fUhren. In zweiphasigen Strömungen flUssiglfest kann man entsprechend den Ergebnissen aus tribologischen Untersuchungen Einflüsse des beanspruchten Wandmateria ls (Härte, Zugfest igkeit, Zäh igkeit, Gefuge) und der erosiven Partike l (Härte, Größe, Konzentration, Dichte) unterscheiden. Zusätzlich zu diesen Größen muss die Korrosionsbeständigkeit des Werkstoffes, die wiederum eine Funktion der chemischen Zusammensetzung und des Gefuges ist, mit berücksichtigt werden.

5.5 Versc hleiß und Zuve rl äss igkeit Der Verschleiß von Werkstoffen führt zu Material schädigungen und kann in tribotechnischen Systemen infolge versch leißbedingter StofT- und F0l111änderungen von Bauteilen zu einem Aus fall des gesamten techn ischen Systems fUhren, wenn gewisse Bauteil- oder Funktionstoleranzen überschritten werden. Dam it ist in technischen Anwendungen de r Verschleiß ei n wichtiger Einfl ussfaktor auf die Zuverlässigkeit techn ischer Systeme ( Fle ischer, Gröger und Th um, 1980). Theoretische Met hoden zu r Zuve rlä ssigkeitsa na lyse In der Technik ist d ie Zuverläss igke it die Eigenschaft einer Betrachtungseinheit, funktionstüchtig zu bleiben . Sie wird allgemein definiert als die Wahrschein lichkeit, dass ein technisches Baute il oder System seine bestimmungsgemäße Funktion rur eine bestimmte Ze it periode unter den gegebenen Funktions- und Beanspruchungsbedingungen ausfallfrei, d. h. ohne Versagen, ausführt (Apostolakis, 1990). Zur Untersuchung der Zusammenhänge zwischen Versch leiß und Zuverlässigkeit soll d ie typ ische Zeitabhängigkeit des Verschleißes betrachtet werden ( ß ild 5.5. 1).

5.5 Verschleiß und Zuverlässigkeit

151

1

R(t)t

--+_--'1.

Zuverlissigkeits_-_ _ funktion RU)

Or------------------+----~----~ ,

F(t)

t

F(to)

---------------------------j------Verteilungs: funktion F(t) ----t-~

t--------------j---;(

O ~--------------_f~--+---~

t

Verteilungsdichte der AUSfallzeit pun kte f(t) F(lo)

(t)

~:~:R-t~ ---------v.~~~~:::::~:: -- -~ .b

~. :2

..... --

/.....

/./

t./

..._---

<::"

,"", Verschleiß-Zeil Ku r,,"

Verteilungsdichte der Verschleißbeträge f (W)

~ ~V_/________________ ~-i__________ ~ Zeil I

Bild 5.5. 1

-..

Ve rschleiß-Zeit Kurven lmd Kenn zeichnung der Zusammcnhänge zwischen Verschleiß und Zu verlässigkeit durch die ZUl'crliissigkeitsfullktion R(!). die Verteillmgsfullktion F(!) und dic Venei lungsdiehte der Ausfall zeitpunktc

Der typische Zeitablauf eines Verschleißvorganges ist häufig durch drei charakterist ische Phasen gekennzeichnet (siehe Kap. 8.8.1 , Bild 8.8.2): I.

Einlaufverschleiß mit im allgemeinen abnehmender Verschleißgeschwindigkeit

[I.

Verschleiß im Beharrungszustand mit im allgemeinen konstanter Verschleißgeschwindigkeit

[[ 1. Progressiver Verschleißverlauf mit im allgemeinen zunehmender Verschleißgeschwindigkeit Diese Phasen können bei einem konkreten Versehleißfali nacheinander folgen , wobei in Bi ld 5.5.1 mit Wlim das maximal zulässige Verschleißniveau gekennzeichnet ist, bei dem ein versch leißbedingter Ausfall des Bauteils oder des Systems auftritt. In Wiederholversuchen kann dieses Niveau zu unterschiedlichen Zeiten, den Ausfallzeitpunkten, erreicht werden, so

152

5 Verschleiß

dass die verschleißbedingten Ausfalle durch verschiedene mathematische Zuverl ässigkeitsfunkt ionen beschrieben werden können. Zur Kennzeichnung der Zuverlässigkeit durch mathematische Veneilungsfunktionen werden im allgemeinen die folgenden Definitionen verwendet (Birolini, 1990), die zum Teil in Bild 5.5.1 zur Kennzeichnung der Zusammenhänge zwischen Verschleiß und Zuverlässigkeit eingetragen sind (vgl. dazu auch Abschnitt 6.2.2).

F(I) :

Veneilungsfunktion der Ausfallzeitpunkte ("Aus fa II wah rschein Iichke ir')

f(.)" dF(I) : d.

Verteilungsdichte der Ausfallzeitpunkte

A(' )"~: 1- F(I)

Ausfallrate

R(I)" 1- F(I)

Zuverlässigkeitsfunktion, Wahrscheinlichkeit, dass das Bauteil oder das System nicht innerhalb des Zeitintervalls (0, t) versagt ("Überlebenswahrschei n Iichkeir')

t

: exp(- JCt)dt) 0

-

MTTF" j •. f(t)dt :

Mittlere versagensfreie Zeit bis zum Ausfall (,.mean time to fai lure")

0

Bezieht man in dem Verschleiß-Zeit-Diagramm von Bild 5.5.1 d ie Darstellungen statt auf ein maximal zulässiges Verschleißniveau Wtiln auf eine bestimmte Zeit thl1l, so resultieren Verteilungsfunktionen, wie z. B. die Verteilungsd ichte der Verschleißbeträge f (W) und die zugehörigen (in Bild 5.5.1 nicht dargestellten) Funktionen F(W) und R(W). Ein einzelnes Betrachtungsobjekt, z. B. ein bestimmtes tribologisches System, wird im allgemeinen zunächst durch die Verteilungsfunktion F(t) charakterisiert. Seine Zuverlässigkeitsfunkt ion, d. h. die Wahrscheinlichkeit (Pr) rur keinen Ausfall im Intervall (O,t) d. h. fiir eine ausfall freie Arbeitszeit T ist nach den obigen Definitionen gegeben durch R(I)

= Pr {kein Ausfall in (O,t)} = Pr {T > t} = I-F(I)

In der Regel wird R(O) = I angenommen. Der Mittelwert der ausfall freien Arbeitszeit lässt sich dann berechnen aus MTTF = Erwartungswert von T:

E{ T}:

-

JR(t)dt

o

In Fällen, wo die Betrachtungseinheit eine auf tl beschränkte Brauchbarkeitsdauer aufweist, gilt t,

MTTF, " jR(I)dl

o

5.5 Verschleiß und Zuverlässigkeit

153

Zur allgemeinen theoretischen Modeliierung von Zufallsexperimenten und zur Abschätzung von Zuvcrlässigkeitskcnngrößcn dienen Wahrschcinlichke itsvcrtcilungen in unterschiedlichcr mathematischer Foml (Wermuth, 1991 ; McCormick , 1981). Im folgenden sind die rur die Tribolog ie wichtigsten Vertei lungs funktionen mit ihren Kenngrößen sowie einigen typischen Anwendungsbeispielen, die dadurch gekennzeichnet werden können, in knapper Fonn zusammengestellt.

Exponentia Iverte ilung A(t)

A == const

fit)

A' exp(-At)

R(t)

exp (-At)

MlTF

111.

Bei technischen Anwendungen, die durch die Exponentialverteilung gekennzeichnet werden, ist die Ausfallrate von der Zeit unabhängig . Das bedeutet, dass jedes Versagen durch ein Z ufall sereignis e intritt, ohne eine Schädigungsakkumulation (z. B. durch Ermüdungseffekte) während der Funkt ionsdauer. Werkstoffe und Bauteile versagen z. B. in dieser Art bei Sprödbruch. ßild 5.5.2 ze igt al s Beispiel die Verteilungsdichte der Ausfallzeitpunkte der Regler von Dieselmotoren in Form einer Exponentialverteilung (Fleischer, 1972).

200 , - - - - - - -10- 6 150

-----,

1100

"-- 50

oo!illl!~~~~:r-! 5 10 15 20 25 10 h30 leit f -

No rm a lverteilung

f(t) =

o~e+~(' ~"n

A(t) =

f(l)

1- «t - ") / 0 ) mit

cl> Standardnormalverteilung

O( t) = 1- <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

•ti

50

50

~

ti

'E

•

1

.. ~

~

•• c

•• 0

•

~

40

60

30

70

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

~

<

" " 20

" Bild 5.5.7

"

60 MatefialpaMJng

SduniefStofl

(al KupierlS1ahl

01 01

(b) Bronze/Slahl

(cl Bronze/Stahl

Glyzerin

(d) Kupfer/Stahl

Glyzefin

,

70

•

'. ~e

~

i•

~ ~ ~

,0

SO

90 4

6

8 10

20

40

60 80 100

200

""

600

Zeill in h

Einnuss der Systemstruklllr (Material paarung und Sehmicrstofi) auf die Ausfall- bzw. Übcrlebcnswahrsc heinliehkeit von Glcilpaarungcn (Fleischer. Gröger und Thu111. 1980)

Den Einfluss der System struktur (B) auf das Zuverlässigkeitsverha lten von G leitpaarungen illustriert Bild 5.5.7. Bei konstant vorgegebenem Beanspruchungskollektiv wurden in Laborprüfungen die Ausfallzeiten rur zwei Materialpaarungen mit unterschiedlichen Schmierstoffen bestimmt und die zugehörigen Ausfallwahrscheinl ichkeiten in ein Weibull-Netz eingetragen. Be i der Gleilpaarung (a) ist der Formparameter der zugrundegelegten Weibullfunktion C > I. Die sehr kurzen Ausfallzeiten deuten hier auf einen Verschleißmechani smus hin, der zu einer Überbeanspruchung der Gleitpaarung fUhrt. Für die Paarung (h) ist C < I, d. h. dieses tribo logische System befindet sich bei dem vorgegebenen Beanspruchungskollektiv noch im Bereich des Einlaufvorgangs (" Früha usfalle" ). Bei Wechsel des Schm ierstoffs resultieren rur d ie Gleilpaarungen (c) und (d) in den Weibu ll -Graphen Fonnparameter von C '" I und erheb lich höhere Betriebszeiten, gekennze ichnet durch eine Erhöhung der charakterist ischen Lebensdauer to um etwa 2 Größenordnungen. Dies weist darauf hin, dass hier der Betrieb in der normalen Nutzungszeit erfo lgte (Regime II von Bild 5.5,5), in der die Ausfallrate den fUr die vorliegenden Bedingungen kleinstmöglichen Wert annimm\.

5.5 Verschleiß und Zuverlässigkeit

159

Zusammenfassend resultiert tljr die experimentelle Untersuchung des Zuverlässigkeitsverhaltens tribologischer Systeme - dargestellt durch die Ausfallzeiten t bei vorgegebenem Verschieißniveau Wlim - eine vereinfachte Vorgehensweise in folgenden Schritten. (Die Vorgehensweise kann sinngemäß auch auf die Verschleißbeträge W bei vorgegebener Betriebsdauer thm bezogen sein, vgl. Bild 5.5 . 1): I.

Experimentelle Bestimmung der Ausfallzeiten teines tribologischen Systems (m it gekennzeichneter Systemstruktur und definiertem Beanspruchungskollektiv) beim Erreichen emes vorgegebenen max imalen Verschleißniveaus Wlim (vg1. Bild 5.5 . 1), wobei s ich mit n(I), der Versuchs-Nr. d. h. der Anzahl der ausgefallenen Systeme, und N, der Gesam tzahl der untersuchten Systeme, die folgende Zuordnung ergibt: -

[I.

Versuchs-Nr. n(t) : Ausfallzeit t

,.,

... ,

N IN

Empirische Bestimmung der Ausfa1!wahrscheinlichkeiten F(!) rur die einze lnen Ausfallzeiten tl bis tN gemäß der folgenden Näherungsformel F(t)= n(I) - 0,3 N +0,4 (Die Näherungsformel stellt eine Abschätzung dar, bei der sich negative und positive Schätzungsfehler annähernd ausgleichen.) Damit resultiert z. B. rur N "" 10 die folgende Zuordnung Versuchs-NT. n(t): Ausfallzeit t: Ausfallwahrscheinlichkeit F(t):

1;

2;

tl :

t2:

0,067;

0, 163;

3; 0: 0,260;

... ,

..., ... ,

10; t1 0:

0,933 ;

111. Auswahl einer geeigneten Verteilungsfullktion (z. B. Weibullfunktion bei zyklisch beanspruchten tribologischen Systemen) IV.

Eintragen der empirisch abgeschiitzten Ausfallwahrscheinlichkeit F(t) nach Ziffer 11 in Abhängigkeit von der Ausfallzeit t in das Wahrscheinlichkcitsnetz der ausgewählten Verteilungsfunktion (vgl. die Beispiele tlir das ,.Weibul1-Netz·', Bi ld 5.5.6 und 5.5.7). Die Überprüfung der Richtigkeit der Verteilungshypothese kann mit verschiedenen Tests, z. B. X2-Test oder Kolmogorow-Test durchgeflihrt werden.

V.

Graphische Bestimmung der kennzeichnenden Parameter der ausgewählten Verteilungsfunktion (z. B. der Größen to und C fiir die Weibullfunktion) in dem Wahrscheinlichkeitsnetz. oder, wenn möglich, Berechnen von " Maximum-Likelihood-Schätzwerten" dieser Parameter.

VI. Berechnung von Vertrauensbereichen fiir die Parameter der betreffenden Zuverlässigkeitsfunktion, z. B. der Vertrauensbereiche der Größen C, to flir die Weibullverteilung oder der Größen!-l. 0" Hir die Nonnalvertcilung (siehe Abschnitt 6.2.2). VII. Interpretation des Zuverläss igkeitsverhaltens des betrachteten tribologischen Systems anhand der verifizierten Verteilungsfunktion sowie der Parameter der Verteilungsfunktion (z. B. Ausfallrate "-(I)) und der statistischen Erwartungswel1e (z. B. mittlere Betriebszeit tso).

160

5 Verschleiß

Expl.'rimcntcllc Methoden zur ZUl'crlässigkcits:J.n:llyse: Zerstörungsfrl."ie Prüfung (lfP) Ergänzend zu den theoretischen Darstellungen zur Thematik Verschleiß und Zuverlässigkeit wird auch noch eine stichwonanige Übersicht über experimentelle Methoden der Zerslörungsfreien Prüfung (ZfT» gegeben; Anwendungen der Zn> 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

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c 0

D

a:

u-

03 0.2

'" ~

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c 0

1 1

I

i

Partielle EHD

0.1

Im Regime 111 gilt

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2

3

f-v''1 /F N

111

11

D

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Mischreibung 1<,,<3

Flüssigkeitsreibung, " :> 3: - Hydrodynamik (Reynolds). - Elastohydrodynamik (EHD) - Rheologie (Fluid-Scherung)

4

5

,,= Filmdicke d I [Rauheit 0 =(R , 2 + R22) 'I2)

6

7

Bild 6. 1 Reibungs- und Schmicrungszustiinde. gekennzeichnet durch die Stribcck-Kurvc

Die Grenzreibung ist als ein Sonderfall der Festkörperreibung anzusehen, bei der die tribologisch beanspruchten Oberflächen mit einer Adsorptionsschicht aus Schmierstoffmolekü len bedeckt sind. Die Belastung wird von den kontaktierenden Rauheitshügeln der Kontaktpanner aufgenommen, während bei der Relativbewegung die Scherung überwiegend in den adsorbierten Schm ierstoffmolekülen erfolgt. Bei der Mischreibung wird ein Teil der Belastung VOm Schmierfilm , der elastohydrodynam isch oder hydrodynamisch erzeugt werden kann, lind ein anderer Teil von den kontaktierenden Rauheitshügeln aufgenommen.

164

6 Schmierung

Die elastohydrodynamische Schmierung ist eine Folge der elastischen Deformation der Kontaktpartner und der Zunahme der Ölviskosität mit ste igendem Druck. Die Schmierfilmdicke ist in der Regel gering. Wenn die Anordnung der Kontaktpartner die Bildung eines sich in Strömungsrichtung des Öles verengenden Spaltes zu lässt, werden die Kontaktpartner durch einen dickeren, hydrodynamisch gebildeten Schmierfilm vone inander getrennt. Im Folgenden werden die Bedingungen zur Bildung von hydrodynamischen und elastohydrodynamischen Schm ierfilrnen erläutert. Darauf folgen Ausflihrungen über die Grenzreibung.

6.1 Hydrodynamische Schmierungstheorie Eine reibungsarrne und versch leißsichere KrafHlbertragung an relativ zueinander bewegten Tribo-Kontakten kann erzielt werden, wenn Grund- und Gegenkörper durch einen tragt:ihigen Schmierfi lm getrennt werden, der den äußeren Lasten das Gleichgewicht hält. Grundsätzlich sind als Schmierstoff hierfiir sowohl gasförmige wie nuide Medien geeignet. 1m Folgenden sollen nur inkompressible Fluide, wie die Schmieröle betrachtet werden. Die konstruktiven und physikalischen Voraussetzungen fiir die Schmierfilmausbildung lassen sich anschaulich mit der nach O. Reynolds benannten Druckdifferentialgleichung der hydrodynamischen Schmierungstheorie darstellen, siehe Bild 6.1.1. Die Reynolds ·sche Differentialgleichung wurde unter konsequenter Vernach lässigung von Termen, die gegenüber anderen klein sind, aus den vollständigen Navier-Stokes-Gleichungen des allgemeinen dreidimensionalen Strömungszustandes abgeleitel. Dies betrifft im Wesentlichen die folgenden vereinfachenden Annahmen: Schmierspalthöhe h weserlllich kleiner ist als die Gcsamtabmaßc der Gleitflächen konstanter Schmierfilmdruck p(x,z) über der Spalthöhe h(x,z) Vernachlässigung von Trägheitswirkungen im Fluid Gültigkeit der Stokessehen Haftbedingung ideal glatte Oberflächen. Die Differentialgleichung liefert die Druckvertei lung p(x,z) im Schmierfilm, abhängig vom definierten Integrationsgebiet sowie Randbedingungen rur die Schmierspaltgeometrie h(x,z), die Geschwind igkeiten tl, v. w der Gleitnächen sowie den Schmierstoflkennwerten (Dichte p, dynamische Viskosität 11). Beschränkt man den Anwendungsbere ich auf die Gleitlagertechnik, so kann in den meisten Fällen von einer mittleren Schmierfilmtemperatur ausgegangen werden. Die Schm ierstoffkennwerte sind damit im Betriebszustand ebenfalls gemittelte Werte. Die geschwindigkeitsabhängigen Terme auf der rechten Se ite der Reynolds·schen Differentialgleichung kennzeichnen unterschiedliche Strömungszustände im Schmierfilm , die sich ergeben aus: der Tangentialgeschwindigkeiten u und w --+ ScherströlTlung sowie der Nonnalgeschwindigkeit dh/dl --+ VerdrängungsströlTlung.

6.1 Hydrodynamische Schmierungstheorie

165

Der Verdrängungsanteil ist kennzeichnend Rjr den squeeze film instationärer Belastungszustände und bestimmt z. B. den Tragdruckaufbau in Kolbenbolzenlagerungen. Der Scherströmungsanteil leistet nur dann einen Beitrag zur Druckentwicklung, wenn ein konvergenter Schm ierspalt (dh/dx, dh/dz > 0) vorliegt. Zur Ausnutzung hydrodynamischer Ähnlichkeitskriterien w ird eine dimensionslose Foml der Reynoldsschen Differentialgleichung verwendet, die aus Bild 6.1.1 durch Einführung problemspezifischer Koordinatensysteme und Bezugsgrößen hervorgeht, siehe Bild 6. 1.2 . Die dimensionslose Fommlierung ist Grundlage Rjr einfach anwendbare kennfeldbasierte Berechnungsverfah ren, auf denen die Richtlinien zur betriebssicheren Lagerauslegung nach DIN und VDI aulbauen. Die wesentlichen vereinfachenden Annahmen betreffen: konstante miniere Viskosität im Schmierfilm, zylindrische Lagerbohrung ohne Störungen durch Taschen oder Nuten. achsparalJele Verlagerung der Welle.

~

ax

[ph''1 0ar" )+~ (ph''1 ui1=p) oz

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cx

OZ

h(x,z)

y

01

z hydrod yn . Druekvcrtcilung p = p (x.z) ; p(y ) = const

=b(x. ; )

SpaltgcoJ1lctric

It

Vi sko siliit

11 '" ll(X ,Z); 'l (y ) = const

Di chte

p = p(x ,z)

hydrodyn. w irksam e Geschw indigke it U = 11 1 + " ! IV = \\'1 + w2 Seherströmung - Verdrängungsströmung v! - \·1 = oMa, Bild 6. 1.1

DruckdilTcrcnlialg1cichung der hydrodynamischen Schmicrungslheoric nach Rcynolds

In Zylinderkoordinaten erhält man eine dimensionslose Spaltfunktion H(cp,z), deren Grenzwerte - m inimaler und maximaler Schmierspalt - nur von der relativen Exzentrizität E bestimmt werden . Bei vorgegebener Exzentrizität € liefert d ie dimensionslose Reynolds-Differentialgleichung, abhängig vom Lagerbreitenverhältnis b, d ie Druckverteilung p * (cp, z) und nac h Integrat ion über das Druckgebiet die dimensionslose Tragkraftkennzahl So, die im deu tschsprach igen Raum a ls Sommerfeldzahl bezeichnet wird.

166

6 Schmierung

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Spaltgcomclric

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Unlckh'nnzahl

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Urcitl"n\'crhlilmis h = H IJ

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Bild 6. 1.2

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rel. Sp:lhhöhc

It = h il.R

~R

v'

B 0 '1 w

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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ßerechnungsschema zur Gleitlager

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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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0 75

0125

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EI-I D-Schmicrlilmhöhcng lcichung nach 1)0ll'son und Higgc nson tIlr Wäl z- und Gleitkontakte

6 Schm ierung

170

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Schmierfilmparameter 1\

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Schmierfilm parameter 1\

8

EinOuss der EHD-Schmicrfilmhöhc ho auf die WäJzlagcr1cbcnsdaucr Schmicrtilrnhöhcnpamll1ctcr A "" hlia (0: Standardabweichung der Rauheit)

6.2.2 Elastohydrod ynamisc he Gleitlagerung Insbesondere im Bereich der Motorenentwicklung sind Vorgaben rur erhöhte spezi fi sche Leistungsdichten im Allgemeinen auch mit neuen konstruktiven und werkstoffiechnischen Konzepten verb unden, die eine konsequente Umsetzung von Leichtbauprinzip ien zur Gewichtsund Bauraumreduktion erfordern. In der Gleitlagertechnik wird das konstruktive Optimierungspotential hierbei bestimmt durch Kriterien, die eine optimale Anpassung bzw. Schmiegung der Gleitraumgeometrie sicherstellen . Aus konstruktiver Sicht ist zu beachten, dass die Auswirkung e lastischer Baute ilverformungen durch eine steifigkeitsopt imierte Gestaltung der Partner eines Tribosyslems kompensiert wird. Die Abhängigkeit der hydrodynamischen Tragfahigkeit und Betriebss icherheit von der Lagerund Wellenverfonnung zeigt das Beisp ie l eines OIN-Flan schlagers nach Bild 6.2.3. Die besten Voraussetzungen rur die hydrodynamische Druckentwicklung in einem Radiallager sind gegeben, wenn der Schmierspalt über der Lagerbreite kons tant verläuft. Veränderungen des Parallelspaltes durch Weilenschiefstellung oder durch Lagerverfonnung mindern dementsprechend die Tragflihigkeit bzw. die Betriebssicherheit. Infolge der Wellendurchbiegung verläuft der Schillierspalt über der Lagerbreite keilfOrlllig, sofern die Wellenschiefsteilung nicht durch eine entsprechende Verfomllmg des Lagers kompensiert wird. In Bild 6.2.3 gegenübergestellt ist die Abhängigkeit der Sommerfeldzahl So von der minimalen Spaltweite Hmill bei Parallelspalt q = 0 und bei Weilenschie fsteI lung q > 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

_ q ~ II.0

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_q . II.1 _q · lI.2 _q · lI,.J

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0.1

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FI:lnschlage r

11.4

Dl N 502

minimale Spaltweite 11 min I - I

" r-------------o---------------,

'! '" 'I-<:~~->~c:;:-~.: --- - ;-C'>C:r-"

I B q = _ .- tann

•

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

apl

il - o [4>.0Bx;

F....

121] Bx j

A A&I>;:

= Uj,. -ai\ + -ai\ + U;OO ----'Bx; &t Ox;

= JT]~+%~dA + I!~

I Rauheitskennfeld

I

I-!J p.dA

f~'

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

o

tp

[-J

2:"1

p' [-] sta rT

EHD

o Bild 6.2.5

ip

[-I 2:"1

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.

./

/

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.

t

0,6

(a) StahVStahlGleitpaarungen

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

0,5

0,5

"•15 0.4

Normalkraft FN = 10 N Gleitgeschwindigkeit v=5mmls

0, 4

0,4

0,3

0,3

0,3

0,2

0,2

0,1

0,1

~

'". .B

o

2 4 6 91012141619

I1

0,2

.00 00.

DD D

D

0,1

o, •

, 661012141616

(c) SiC/SiCGleitpaarungen

]II !

I

024691012141619

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 .

t OE

~

•

0,7

,,-o~,-,"-o--__
0,6 0,5

Gleitpaarung Stahl 100 Cr 6H FN = 50 N,v = 5 mm/s

0,4

~

'. 0 0 D

0,3

Hexadecan + Stearinsäure (1,5 Mol-%)

e: 0,2 0,1

° Bild 6.3.3

20

40

60

80

100

Temperatur T in ·C

120

140 160

180

...

Reibungszahl einer Slahlgleitpaarung in I-[exadecan ohne und mit Stearinsäure

T ribochemische Rea ktion Durch tribochemische Reaktionen zwischen Bestandteilen des Schmieröles und der metallischen WerkstofToberlläche werden Reaktionsschichten gebildet, die im Allgemeinen thenll isch und mechanisch höher belastbar als physi- oder chemisorptiv gebildete Schichten sind. Dazu werden den Schmierölen Chlor-, Phosphor- oder Schwefel verbindungen als Additive zugesetzt. Die Wirksamkeit solcher Additive hängt von der Geschwindigkeit der Reaktionsschichtbildung ab, die von der Aktivierungsenergie der Reaktion, der Oberllächentemperatllf und der Additiv-Konzentration beeinllusst wird. Von besonderer Bedeutung ist die Konzentration der Zusätze an der Grenzlläche MetallJSchmieröl. Eine Erhöhung der Adsorbierbarkeit - d. h. der Konzentration an der Oberfläche - erhöht ihre Wirkung, die Verdriingung dieser Zusätze von der Metalloberlläche durch andere polare Verbindungen wirkt entgegengesetzt (Studl, 1968). Der Einfluss unterschiedlicher Adsorbierbarkeit von organischen Chlorverbindungen, die als EP-Additive an Stahloberllächen verwendet werden können, wurde am Beispiel von Verbindungen untersucht, die jeweils die gleiche reaktive Gruppe im Molekiil enthalten, sich aber durch eine zweite Gruppe unterschiedlicher Polarität und damit unterschiedlicher Affinität zu

178

6 Schm ierung

Stah loberfl ächen unterscheiden . Fo lgende Verbindungen mit

ehlorgruppen wurden in unter-

schiedlicher Konzentration n- Hexadecan zugegeben:

I.

C3HJC I4-(CH2)g-C H3

11.

C3 H3C I4-(C H2)g-C02CH)

111 . C3 1-1 3CI4-(CH2)g-CH20 H IV. C31-i)CI4-(CH2)8-COOH Alle Molekü le entha lten d ie g leiche reaktive Gruppe C3H3C14, sie unterscheiden sich in der polaren Gruppe. wobei die Stärke der Polarität in der Reihenfolge -C H), -C02CH3, -C I-I20 1-l , -COOH zun immt. Die Beeinflussung des Lasttrageverha ltcns wurde in einem Shell- Vier-Kugel-Apparat mit Halbzo ll-Kugeln aus Stahl 100Cr6H untersucht. Die Drehzahl belrug 1500 Umdrehunge nImin, die Versuchszeit 5 s pro Lauf. Ermillelt wurde d ie Normalkraft pro Kugel. bei der ein A nstieg des Verschleißes von einer Tieflage in eine Hoch lage erfolgte. Aus Bild 6.3.4 erkennt man, dass das so ermittelte Lasttragevermögen mit zunehmender Polarität d. h. mit zunehmender Adsorbierbarkeit der Mo lekü le ansteigt. Laurinsäure (C3 H7-(CH2)S-COOH) ohne die reaktive Chlorgruppe hat ke ine Wirkung (Studt, 1968).

t 140 z 120

u

.f;

100

Konzentration in Molll

•

Bild 6.3.4 Lasttragcv<:mlögen von Chlorvcrbindung<:n untcrschicdlichcr Additivc

Unter Grenzreibungsbedingungen besonders wirksame Schm ierstofTaddit ive sind die Zinkdialkyld ith iophosphate. Sie wirken a ls Verschleißminderer, Hochdruckzusätze, aber auch als Korrosions- und Oxidationsinhib itoren. Während der tribo logischen Beanspruchung können auf den Metalloberfl ächen Schichten aus Zersetzungsprodukten gebi ldet werden, ohne dass es zu einer ausgeprägten chemischen Reaktion mit der Metalloberfläche kommen muss (Uetz, Khosrawi u. Fähl , 1984). In Tabelle 6.3.2 sind die unter Grenzreibungsbedingungen mit einem LFW.I-Prüfgerät in einem größeren Belastungs- und Geschwindigkeitsbereich gemessenen Reibungszahlen verschiedener G le itpaarungen zusammengeste llt (W illermet, 1987).

6.3 Grenzre ibung

179

Die Öle A und Centhielten Zinkdialkyldithiophosphat , das Öl C außerdem einen Reibungsminderer in Form einer Molybdänverbindung. Man erkennt aus Tabelle 6.3.2, dass die We rkstoffpaarung nur einen untergeordneten Einfluss auf die Reibungszahl hat. Während mit dem Öl A relat iv schnell ein stabiler Reibungszustand erzeugt wurde, trat die niedrigere Reibungszahl bei Verwendung des Öles C erst nach längeren Bean spruchungsze iten mit starken Streuungen auf. Daflir werden die unterschiedliche chemische Zusammensetzung und Morphologie der Oberfläch en verantwortlich gemacht. Das Fressen der Paarung Chrom/Chrom beruht wahrscheinlich auf der schlechten Ölbenetzbarkeit. Ta b. 6.3.2

Rci bungszahlcn von G!citpaarungcn mit additivicrtcn Ölcn. Öl A: Viskosität ( mm 2/s) 76.3 (T = 40 oe). 9.2 ('I' = 1000 oe). Öl ß: Viskositiit (mm 2/s) 77.6 (T = 40 Oe). 9.3 ('I' = 1000 oe).

Chem. Zusammensetzung inppm A

C

Zn 1308 1243

p

Mo

1185 1099

1998

M,

B

1190

141

998

125

Paarung

Reibungszahl f

Ring

Klötzchen

Ö1A

ÖIC

Graues Gusseisen

NockenfolgerGusseisen

0,103

0,037

0,110

0,048

0,105 0,106

EAC Gusseisen

Nockenfolger. Gusseisen

0,105

0,038

Graues Gusseisen

Siliciumcarbid

0,104

0,045

Stahl

Stahl

0, 125

0,048

Stahl

Titannitrid

0,122

0,055

Titannitrid

Titannitrid

0,1 19

0,050

Nickel, fremdstromlos Nickel, fremdstromlos

0,102

0,052

Nickel, fremdstromlos Stahl

0, 119

Chrom

Chrom

0,102

Chro m

Stahl

.

0,051

Siliciumnitrid

Siliciumnitrid

0,106

0,054

Zirkondioxid

Zirkondioxid

0,08 - 0,12

0,03 - Om

Fressen

6 Schmierung

180

Die Bildung von Schichten kann aber auch stärker von den Eigen schaften des Grundwerkstoffes abhängen. $0 kommt es bei Aluminiumoxidgleilpaarungcn offenbar bei niedrigen Beanspruchungen nicht zur Schichtbildung, während Stahlgleitpaarungen eine Schichtbildung aufweisen (St udl, 1989). Lockwood, ßridgcr u. Hsu (1989) beobachteten e ine Abnahme von Reibungszahl und Verschleißkoeffizient mit der Zunahm e der Irnmersionswänne der Öle, die aus der Differenz der Grenzflächenenergien Festkörper/gesättigter Dampf und Festkörper/Öl best immt wurde. Bild 6.3.7 zeigt die Abhängigkeit der Tragfjh igkeit von Hochdruckzusätzen (EP-Additi ve) auf Schwefel- und Chlorbasis in Abhängigkeit von der chemischen Reakti vität, die durch die Korrosion eines dünnen, elektrisch beheizten Drahtes gemessen wurde (Sakurai u. Sato, 1966). 4

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EP-Additiv: Schwefel-Typ

, ,,

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.2' E c ,1tI C

,,I

0

2

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Bild 6.3.5 Tragfiihigkeit unterschiedlicher Additive in \VeißöI

0 0

EP-Additiv: Chlor-Typ

,,

0 0

,,

1,2 Chemische Reaktivität

-

1,4

Die Tragfähigkeit wurde du rch das Verhältnis dcr ertragbaren. mittleren Hcrtzsehen Pressung (M.H.P.) bei Verwendung eines \Veißöls mit und ohne EP-Additiv [lllsgedrÜcki. Zur Kennzeichnung der chemischen Reaktivitiit dicnte dementsprechend das Verhältnis dcr Korrosionsgeschwindigkeitskonstanten K. die bei 400 ce cnnitlelt wurden.

Die getrennten Geraden der schwefel- und chlorhahigen Additi ve demonstrieren, dass die Wirksamkeit der Reakt ionsprodukte ein wichtiger Parameter ist. Innerhalb e ines Additivtyps haben d ie Verbindungen, die al s verschleißmindernde Additi ve am wenigsten wirksam sind, das höchste Lasllragevermögen. Dies liegt darin begründet, dass bei mäßigen Beanspruchungen der tribochemische Verschleiß stärker als notwendig ist, unter hohen Beanspruchungen verhindern die Reaktionsprodukte aber schweren adhäsiven Versch leiß bzw. Fressen (Rowe, 1980). In T a belle 6.3.3 sind die Verschleißkoeffizienten K fu r e ine Reihe von Additiven in gereinigtem Mineralöl bei Belastungen zwischen 15 und 60 daN dargestellt; die Ergebn isse wurden mit dem Vier-Kugel-System mit Kugeln am Stahl 100 e r6 gewonnen. Die Drehzahl betrug 120 Umdrehungen/ min, d ie Versuchszeit I h und die Öltemperatur 57 ce. Der Verschleißkoeffizient K ist durch folgende Beziehung gegeben: K = Wv Hf (FN s) mit dem Verschleißvolumen Wv, der Härte H (725 HV). der Normalkraft FN und dem Gleitweg s. Tabe lle 6.3.4 zeigt, wie einige Additi ve (Trikresylphosphat und Bleinaphtenat) be i niedrigen Normalkräften wirksam und bei hohen Belastungen unwirksam sind. während andere wie (Zink-O,O-Dialkylphospatdithioat oder Perfluoroctano lsäure) über einen weiten Belastungsbereich wirken . Die Wirksamkeit von Zusätzen unter Grenzreibungsbedingungen hängt auch

182

7 Tribokorrosion Während d ie Grundlagen von Reibung und Verschleiß in den Kapiteln 4 und 5 und d ie Wirkung eines "Z wischenstofTs" im Kapitel 6 " Schm ierung" dargestellt wurden, werden in d iesem Kapitel d ie chemischen und korrosiven Einflüsse des Umgebungsmediums betmchtet.

7.1 Einfluss des Umgebungsmediums auftribologische Systeme Das Umgebungsmedium ist gemäß der bekannten Prinzipdarstellung von Bild 7.1.1 , (vgl. Bild 2.15), das " Strukturelement (4)" jedes Tribosystems. (Eine Ausnahme bildet die " Vakuumtribologie" , siehe Kap. 16). Das im Allgemeinen gasförmige Umgebungsmedium kann ~ wie durch die Pfeile (4) -? (I), (2) und (4) -? (3) symbolisch gekennzeichnet ~ sowohl Grund- und Gegenkörper chemisch beeinflussen (z. B. durch Oxidation, Deckschichtb ildung, etc.) als auch den Zwischenstoffverändern (z. B. durch Diffusion in einen Schmierstoff). Tribologische Beanspruchung

systemst=ru~k;t"~'i3iz.;;;;;;;;;;;,;-=,.;!>1 ~2~)~G~eg~':O:kO~·'~P~'~'...:L. (3) Zwischenstoft

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

./

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
Bild 7.1.2

~m

Einnuss des Umgebungsmediums auftribolog ischc Prozesse (Modelidarsteliung)

7.2 Definition und Mechanismen der Korrosion

183

Bild 7.1 .2 illustriert, dass die tribologische Beanspruchung mechanisch und thennisch "stat ionär" primär auf den Stift (Eingriffsverhähnis E "" I) und "zyk li sch" auf die Kontakt-Flächene lemente der rotierenden Verschleißspur (E « I) wirkt (vgl. Bild 3.4.8). Das Umgebungsmedium kann die nicht im Kontakt befindenden Flächenelemente der rotierenden Versch leißspur unterschiedlich chemisch beeinflussen: •

Deckschichtbildung (z. B. Oxidation), "Ausheilen" von lokalen Verschleißschäden

•

Reibungsminderung bei tribochemisch erzeugten Deckschichten geringer Scherfestigkeit ("FestschmierstofTefTekr', vgl. Kap. 10)

•

Chemische Reaktionsschichtbildung durch den Verschleißmechanismus "Tribochem isehe Reaktionen" (vgl. Kap. 5.3.4) und Abrieb als lose Verschleißpartikel bei Durchlaufen der Kontaktfläche

•

Auftreten von ,.Tribokorros ion·', wenn das Umgebungsmed ium einen korrosiven Ein!luss auf die Triboelemente hat.

Im rechten Teil von Bild 7.1.2 sind die Mikrostrukturänderungen ~ chemisch, chemischmechanisch, mechanisch - in einem vereinfachten ,.Tiefenprofil" dargestellt (vgl. Bild 5.4.1). Bei der Tribokorrosion sind die " mechanisch-tribologischen" und die .,elektro-chemischen" Prozesse nicht unabhängig voneinander. Sie können durch synergistische Effekte - aktiviert durch die Reibungsenergie - zu speziellen tribokorrosiven Versch leißerscheinungen fUh ren. Zur Einftihrung in das komplexe Gebiet der Tribokorrosion wird zunächst ein Überblick über die Definition , die Mechanismen und die Arten der Korrosion gegeben.

7.2 Definition und Mechanismen der Korrosion Korrosion ist eine ,.Reaktion eines metallischen Werkstoffes mit seiner Umgebung, die eine messbare Veränderung des Werkstoffes bewirkt" (D IN 50900-2 und DIN EN ISO 8044). Von einem Korrosionsschaden spricht man, wenn die Korrosion die Funktion eines Baute iles oder eines ganzen Systems beeinträchtigt. In den me isten Fällen ist die Korrosionsreaktion e lektrochemischer Natur, sie kann jedoch auch chemischer (n ichtelektrochemischer) oder metaliphysikal ischer Natur sein. Ursache aller Korrosionserscheinungen ist die themlOdynamische Instabilität von Metallen gegenüber Oxidationsmitteln. Am häufigsten handelt es sich dabei um elektrochemi sche Korrosion, die nur in Gegenwart einer ionenleitenden Phase abläuft. Die Reaktion setzt sich aus zwei Te ilschritten zusammen : Zuerst wird das Metall oxidiert, d. h. den reagierenden Metallatomen werden Elektronen entzogen: I. Anodischer Te il schritt: Metallauflösung Me~

MCI. ++ ze

Die abgegebenen Elektronen müssen dabei auf e inen Bestandteil der angrenzenden Elektrolytlösung übergehen, der selbst reduziert wird. Man unterscheidet hierbei zwischen Säurekorrosion , bei der Wasserstoffionen zu molekularem Wasserstoff reduziert werden, und Sauerstoffreduktion, bei der Sauerstoff als Oxidationsmittel wirkt:

184

7 Tribokorrosion

2. Kathodischer Teilschritt: Reduktionsreaktion

a) Säurekorrosion: 2H + 2e--t H2 b) Sauerstoflkorrosion

02 + 2H20 + 4e-

--t

40H-

Es bildet sich ein Stromkreis aus, bestehend aus einem Elektronenstrom im Metall und einem Ionenstrom im Elektrolyten. Beide Teil vorgänge erfolgen gleichzeitig, entweder unmittelbar benachbart oder räumlich getrennt. Als Reaktionsprodukt entstehen meist Metalloxide oder -hydroxide. Unter physikalischer Korrosion versteht man u. a. DifTusioll svorgänge entlang der Korngrenzen, während Absorption von Wasserstoff bei niedrigen Temperaturen in Metallen zur metaliphysika lischen Korrosion zäh lt. Bei der chemischen Korrosion handelt es sich z. B. um die Auflösung von Metallen in nicht ionenleitenden Flüssigkeiten .

7.3 Korrosion sarten Eine Übersicht über die Korrosionsarten gibt in schematischer Form Bild 7.3. 1 (lsccke, 2006).

[hhhhh"] Fläehenkorrosion

Elektrochemische Korrosionsarten

Muldenkorrosion

Korrosion mit mechanischer Beanspruchung

Loehkorrosion

"

Korrosion mit tribologischer Beanspruchung

Spannungsrisskorrosion

'*

Spaltkorrosion

r--~g

f

·1

statisch

Schwingungsrisskorrosion Kontaktkorro sion

.

I

j

,.-,

I

L -_ _- '

BaSismateriäl L11

dynamisch

Tribo korro sion korrosives

~ Belastung

Medium ~ Bewegung

[

"'J

Erosionskorrosion

Edleres Material

\OC~NSJ

I

Heissgaskorrosion

Bild 7.3. 1

I

Übersicht Ober Korrosionsarten: Elektrochemische Korrosionsanen (links). Korrosion mit mechanischer Beanspruchung (Mine). Korros ion mittribologischer Beanspruchung (rechts)

7.3 Korrosionsarten

185

Zu der Korrosion ohne mechanische Beanspruchung gehören im Wesentlichen: •

Flächenkorrosion: Der Werkstoff wird an der Oberfläche mit nahezu g leichmäßiger Abtragungsrate aufgelöst.

•

Muldenkorrosion: Eine ungleichmäßige Werkstoffauflösung an der Oberfläche, d ie auf einer örtlich unterschiedlichen Abtragungsrate in folge von Korrosionselementen beruht. Sie fUhrt zu Mulden, deren Durchmesser größer ist als ihre T iefe.

•

Lochkorrosion: Die Metallauflösung ist auf kleine Bereiche begrenzt und fUhrt zu kraterförmigen, die Oberfläche unterhöhlenden oder nadelstichförmigen Vertiefungen, dem so genannten Lochfraß. Sie hat ihre Ursache in der Entstehung von Anoden geringer öl11icher Ausdehnung an Verletzungen von Deckschichten.

•

Spaltkorrosion: Auflösung des Werkstoffes in Spalten durch Kon zentrat ionsuntersc hiede des korrosiven Mediums (z. B. durch Sauerstoffverarmung) innerhalb und außerhalb des Spaltes.

•

Kontaktkorrosion: Beschleunigte Auflösung eines metallischen Bereichs, der in Kontakt zu einem Metall mit höherem freien Korrosionspotential steht.

•

Heißgaskorros ioll : Korrosion von Metallen in Gasen, die mindestens eines der Elemente 0, C, N oder S enthahen, bei hohen Temperaturen.

Zur Korrosion bei zusätzlicher mechanischer Belastung zählen die •

Spannungsrisskorrosion: Rissbildung in metallischen Werkstoffen unter g leichzeitiger Einwirkung einer Zugspannung (auch als Eigenspannung im Werkstück) und eines bestimmten korrosiven Mediums. Kennzeichnend ist eine verfomlUngsarme Trennung oft ohne Bildung s ichtbarer Korrosionsprodukle.

•

Schwingungsrisskorrosion: Verminderung der Schwingfestigkeit eines Werkstoffes durc h Korrosionseinflüsse, d ie zu e iner verformungsarmen, meist transkristallinen Rissbildung fUhrt.

Der Versagensmechanismus bei der Spannungsrisskorrosion umfasst (wie allgemein be i Bruchvorgängen) die Phasen der Rissbildung und der Rissausbre itung. Durch das Entstehen von Lokalelementen an mechanisch beanspruchten Tei len und durch korrosiven Angriffwird die Anrissbildung begünstigt. Da an der Rissspitze eine erhebliche Spannungskonzentration besteht, setzt dort bevorzugt eine anodische Metallauflösung an, d. h. , auch die Ri ssausbreitungsphase w ird durch die elektrochem ischen Mechanismen beeinflusst. Der Spannungsintensitätsfaktor zur Rissausbreitung in korrosiver Umgebung ist niedriger als der Spannungsintensitätsfaktor in neutraler Umgebung. Bei den Korrosionsarten unter gleichzeitiger tribologischer Beanspruchung (vgl. Kap. 5.4 Verschleißarten) unterscheidet man zwei hauptsächliche Kategorien: •

Tribokorrosion ist grundsätzl ich bei jeder tribologischen Beanspruchung in einem korrosiven Umgebungsmedium möglich. Tribokorrosion im engeren Sinn ist die TribokorrosiOIl bei lribologischer Gleilbeansf}mclnmg, da dabei die größten WerkstofTanstrengungen (vgl. Kap. 3.2.3) und die höchsten reibbedingten Temperaturerhöhungen (vgl. Kap. 3.5 .1 ) zur Aktivierung chemisch-korrosiver Prozesse auftreten.

•

Erosionskorrosion ist die Überlagerung von korrosiven Prozessen und tribologischer Beanspruchung durch Partikel in strömenden Flüssigkeiten. In der Technik tritt Eros ionskorrosion beispielsweise an Sch iffsschrauben und in Kühlwasserkreisläufen, in der Medizintechnik aber auch an AmalgamfUllungen auf.

186

7 Tribokorrosion

7.4 Tribo korrosio n bei G leitbea ns pruchung Zur experimentellen Untersuchung der Tribokorrosion wird die Tribometrie (siehe Kap. 8.3 "Tribologische Laborprüftechnik") durch elektrochemische Messtechniken erweitert, so dass an tribologisch beanspruchten Werkstoffen sowohl Reibungs- und Verschleißmessgrößen bestimmt als auch chemisch-korrosive Oberflächenveränderungen untersucht werden können.

Den Grundaufbau elektrochemischer Messzellen illustriert Bild 7.4.1. Die obere Darste llung zeigt die elementare Methode der e lektrochemi schen POlcntia lmcssung einer Probe in einem Elektrolyten. In der unteren Darstellung ist die zur Untersuchung der Tribokorrosion verwendete elektrochemische Dreielektrodenmesstechnik dargestellt. Bei der elektrochemischen Dreielektrodenmesstechnik wird zwischen der Arbei tselektrode (Probe) und einer Gegenelektrode eine elektrische Zellspannung U angelegt. Gemessen wird das Elektrodenpotent ial E und der Zellstrom I, der ein Indikator tljr elektrochemische Reaktionen der Probe ist. Potentialmesstechnik

E Arbeitselektrode (Probe)

Bezugselektrode

Elektrolyt

Dreielektrodenmesstechnik:

angelegte Zellspannung

,--------{ u )-------, Eleklrodenpotential E(t) = Eo cos(wt) Arbeitselektrode (Probe)

A Bezugselektrode

Zellstrom 1(1) = locos(wl-ljI) Gegenelektrode

Elektrolyt Bild 7.4. 1

Grundprinzipien der elektrochemischcn Mcsstechnik

Bei der Unlersuchung der Tribokorros ion unter Gleitbeanspruchung werden die korrosivtribologischen Prozesse mit der Kombination von Tribometrie und elektrochemischer Messtechnik untersucht . Dabei wird ein Grundkörper (1) durch einen Gegenkörper (2) tribologisch beansprucht, wodurch auf dem Grundkörper eine Verschleißspur entsteht, s iehe Bild 7.4.2. Die durch die tribolgische Beanspruchung und die Reibungswärme akiivierten Oberflächenbereiche der Verschleißspur reagieren mit dem Umgebungsmediull1 (bzw. mit chemisch aktiven

7.4 Tribokorrosion bei Gleitbeanspruchung

187

Bestandteilen eines Fluids), so dass bei der Relativbewegung ständig neue Reaktionsprodukte erzeugt und abgerieben werden. Mit der elektrochemischen Messtechnik kann der Versch leißmechanismus der tribochemischen Reaktionen verfolgt werden . Bild 7.4.2 zeigt als eine elementare Messanordnung rur die Tribokorrosionsforschung ein StiftScheibe-Tribometer mit dem Grundkörper (I) als Arbeitselektrode und den ihn tribologisch beanspruchenden Gegenkörper (2) in einer elektrochemischen Messzelle in Dreielektrodenmesstechn ik. Bezugs-

Tribometer mit elektrochemischer Dreieelektrodentechnik-Messzelle

Gegenkörpe~,:~=e=le=kjtr~O~d~e~IB~E~)~~p~O;le~"~.~ tiO~'~tall

(2) Keramik Al20 3

F

BE

1"

Elektrolyt

·--0

AE

GE Pt Gegenelektrode (GE) (1) Grundkörper Stahl AISI 304L Arbeitselektrode (AE) Bild 7.4.2

Prinzip eines elektrochemischen Tribometers Hlr die Tribokorrosionsforsehllng

Der typische Ablauf tribokorrosiver Prozesse auf einer Stahloberfläche - tribologi sch beansprucht durch einen Keramik-Gegenköper (AI20 )-Kugel , 0 10 mm) - ist in Bild 7.4.3 illustriert. Dargestellt ist der zeitl iche Verlauf des open drcllit Potentials (Celis, 2002). Tribometer: Scheibe (1) I Kugel (2) (1) Stahl AISI 316, (2) Al 20 3 Tribokontakt, FN = 10 N in 0,5 M H 2 SO. und Reibung

0,3

> .S

:~ o

~

I

0,2 0,1

o

-

....- Abrieb_

-0,1

ElektrolytImmersion und Rotation n = 400 min- 1

2' - 0,2 li -0,3 ~

Bild 7.4.3

Deckschicht- _ bildung

L----~ .,

-0,'- 0,5

_

Deckschicht bildung -

Ende: Tribokontakt und Reibung

o

5

10

15 Zeit in l03 s _

20

Indikation von Dcckschichtbildllng lind Abrieb bei der Tribokorrosion

Die erste Versuchsphase beginnt - zunächst ohne tribologische Beanspruchung - mit der Rotation der Stahlprobe in einem schwefel säurehaItigen Elektrolyten, wodurch sich nach etwa 104 s

188

7 Tribokorrosion

eine stabile Oberflächendeckschicht (Passivschicht) entwickelt, angezeigt durch einen Anstieg des open circ uit Potentials. Bei Einsetzen der tribologischen Beanspruchung findet durch den Tribokontakt ein Abrieb der Oberfl ächendeckschicht stall und das Potential fallt rapide ab. Nach Beendigung der tribologisehen Beanspruchung selzt eine erneute Deckschichtbildung ein und das open circuit Potential steigt auf die fiir die Passivschicht charakteristischen Werte. Die Verschleißprozesse in der Abriebphase der Tribokorrosion hängen von der Art und Höhe der den Abrieb verursachenden tribologischen Beanspruchung ab. Die Abhängigkeit der Tribokorrosion von der Normalkraft des Tribokontaktes ist exemplarisch in der vereinfachten Übersicht von Bild 7.4.4 dargestellt.

:r E u

-

8

c

6

f• ~ ,

4

Tribometr: Scheibe (1) I Kugel (2) (1) Stahl AISI 316, (2) A1 2 0 3 in 0,5 M H 2 S0~

t

E

I

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11

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iö 2

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o

5

10

15

20

Normalkraft FN in N Bild 7.4.4

Tribokorrosivcr

V~ rschkiß

in Abhängigkeit von der beanspruchenden Nurmalkraft

Bei geringer tribologischer Beanspruchung ist die natürliche Deckschicht (typische Dicke 2 ... 5 nm) stabil (Regime J in Bild 7.4.4). Ein Materiaiveriusl unter diesen Beanspruchungsbedingungen beruht hauptsächlich auf elektrochemischen Auflösungsprozessen der naHirlichen Oxidsch icht. Bei zunehmender Normalkraft setzen ab einer krit ischen Beanspruchung (FN = 2 N in Bild 7.4.4) kombinierte Korrosions-Verschleißprozesse ein (Regime 11 in Bild 7.4.4). Die gemessenen Verschleißbeträge korrelieren gut mit dem in Kap. 5.3.4 beschriebenen Modell der tribochemischen Komponente des Verschleißes nach Quinn (1962). Nach diesem Modell wächst unter GJeitreibungsbedingungen ein Oxidfilm bis er eine bestimmte kritische Dicke erreicht, bei der er durch den Reibkontakt aus dem Kontaktbereich entfernt wird. Unter diesen Gleitbedingungen resultiert der korrosive Verschleiß aus der periodischen Delamination des Oxidfilmbereiches der Verschleißspur, der elektrochemischen Auflösung des Grundmaterials in den freigelegten Bereichen und einer Repassivierung der chemisch aktiven Oberflächen bereiche.

189

7.4 Tribokorrosion bei Gleitbeanspruchung Bild 7.4.5 ze igt die grundlegenden Z usam menhänge des Modells (vg1. Bild 5.3. 11) . ...... ---....... Reakt ions/'RauheitshOget::" schicht / kontakt •\

I

~--+Gl1Jnd körper

VefSchleißvolumen:

\\

-l" .

,"''

-

\

p

.......

_---/

/

bei parabolischem Wachstum der Aeaklionssdlicht: W _ ~ . .s!. ..fr:l.s Y{, 2p2Hv

bei linearem Wachstum der Aeaktionsschicht:

W.

•

.L.5LE1L s ~.p

Bi ld 7.4.5

H v

k" : parabolische Gaschwindigkeitskonslanl9 der O~idalion '''; lineare Gesdlwi ncllgkeitskonstante der O~idation d Aauheltsko ntaktdurchmesser p a ieM dar Reaklionssctlicht ~ H

Kr itische Dicke dar Re-aktlonsschlcht

Härte

Modelldarstcl lullg tribochcmischer Verschlcißmcdlllnismell

Bei höheren Belastungen findet im Reg ime 111 von Bild 7.4.4 illfolge zusätzlicher Degradationsprozesse, w ie z. B. Abrasion oder Materialabtrag außerhalb der Oxidschichten, ein stei lerer Anstieg der Verschleißrate stall. Abschließend sind noch charakteristische Verschleißerscheinungsbilder der Tribokorrosion vo n austenitischem Stahl A IS I 3 [6 (X5CrNiMo 17-12-2) nach oszillierender Gleitbeanspruchung in Elektro lyten mit unterschiedlichem pH-Werten dargestellt. In e inem Elektrolytmed ium mit einem pH-Wert vo n 5.5 findet Abrasion durch in die Versch le ißspur eingebettete Verschleißpartikel statt, siehe Bild 7.4.6 a . Dagegen bildet sich bei e inem pH- Wert von 12 e ine Phosphatdecksch icht infolge einer tribochemischen Reaktion siehe Bi ld 7.4.5 b . Auch di ese Bilder illustrieren das komplexe Zusammenwirken der verschiedenen Verschleißmeehanismen bei der Tribokorrosion.

Bild 7.4.6

Erscheinungsron11en der Tribokorrosion nach Glcilbcanspruchung in unterschiedlichen Medien: (a) Elektrol yt mit saurer Wirkung (p H 5.5). (b) Elektrol yt mit basischer Wirkung (pi-I 12)

190

7 Tribokorrosion

7.5 Erosionskorrosion Di e ErosionskorrosiOI1 wurde bei der Darstellung der verschiedenen Verschleißarten in Kap. 5.4.7 wie folgt definiert: Die Erosiollskorrosioll ist durch die Überlagerung mechanischer lind chemischer IVechse/wirkungen einer reinen Flüssigkeit oder einer parlike/halfigen Flüssigkeit mit dem sl/'ömlll1gsmäßig beanspruchten {I.1merial gekenn=eiclmel. Zur experimentellen Analyse der Erosion werden unterschiedliche Methoden und Geräte verwendet. Bild 7.5.1 gibt eine vereinfachte Übersicht :

(a) Untersuchung der Erosionskorros ion durch Partikel in einem Gasslrorn mit der Partike lstrahltechnik. (b) Untersuchung der Erosionskorrosion durch Part ikel in einem Gasstrom mit der Zentrifugentechnik . (c) Untersuchung der Erosionskorrosion mit ..slurry jets". Bei dieser Methode werden abmsive Partikel in verschiedenen (korrosiven) Medien aufgeschlämmt und mit Pumpen auf Proben gesprüht.

•

.,

l' G" __ It _

Prallstrahlkomponente p'sina

Versuchskammer

Düse

Drucksensor

partlkellmpuls~.

j,;;_, ... ~,.-'J ... ,_"r,.-

•

Gleitstrahlkomponente · u ~ P ' COS(l

Strömungssensor

Testfluid

Bild 7.5. 1

Experimentelle Methoden zur Untersuchung der Erosionskorrosion. (a) Partikelstrahltechnik, (b) Zentrifugentechnik, (c) slurry jet

Di e experimentellen operativen Parameter sind vor allem die Part ikelgeschwindigkeit und der Auftreffwinkel zwischen Flüssigkeitsstrom und Probe. Gemessen werden im Allgemeinen Gewichtsverlust, Erosionsrate, Potentialabhängigkeit und De- und Repassivierungstrans ienten unter verschiedenen AuftrefTwinkeln und -geschwindigkeiten. Das Auftreffen der Part ikel hat bei ausreichender kinetischer Energie eine lokale Schädigung der Passivschicht des beanspruchten Probematerials zur Folge. Aus e lektrochem ischer Sicht äußert sich dies, wenn der Prozess potentiostatisch kontrolliert wird, in einer sprunghaften Änderung des Stroms. Durch die Depassivierung der lokal geschädigten Obernächenbereiche stell t sich kurzfristig ei n negatives Potential ein, das vom Kontakt der blanken Metallobernä-

7.5 Erosionskorrosion

19 1

che mit dem Elektrolyten herrührt. Dieses Potential kehrt mit zunehmender Repassiv ierung, d. h. dem ,.A usheilen" der lokalen Ober!1ächenschädigungen häufig schne ll zum stationären Korros iol1 spotential zurück. Der Schwellenwert der kinetischen Energie, der notwendig ist, um e inen Schaden in der Oxidschicht zu verursachen, ist abhängig vo n der Masse sow ie von der Geschwindigkeit, aber auch von der geometrischen Fornl der Te ilc hen; scharfkantige Partike l sind auch mit niedrigerer kinetischer Energie in der Lage, das Oxid zu schädigen. Neben dem Schaden am Oxid treten auch plastische Deformationen der Metalloberfläche auf. Zur Untersuchung der Mikro-Mechan ismen der Erosionskorrosion wurden Methoden zur Detektion von Einzelpartikehreffem unter Verwendung von erosiv beanspruchten ~t m· Sc heiben· e lektroden entwickelt (Hassei and Smith, 2007). Voraussetzungen ftir die Detektion von Einzelpartike ltreffern sind vor allem eine ausre ichende Part ike lhärte zur Zerstörung des Oxids der beanspruchten Metallprobe und eine hohe Part ike lgeschwindigkeil. Charakteristische Ergeb· ni sse, erLielt mit einer miniaturisierten slurry-jet-Technik. zeigt Bild 7.5.2.

t 10

~

~

.e

5 0

t 10

30'

,

~

'--.

0

Bild 7.5.2

tln ~s_1000

~

c

45'

5

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c

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1000

0

•

•

tln ~s _ 1000

Erseheinungsronnen der Erosionskorrosion bei unterschiedlichen Panikcl-Aufpral1winkcln

Wie aus den Diagrammen ersichtlich, verursacht das auf die Probe auftreffende Teilchen einen Schaden der Oxidschicht, so dass es zu einem sprunghaften Anstieg des Stroms in der elektrochemischen Zel le kom mt. Der mikroskopische Erosion sschaden heilt sehr schne ll aus, angezeigt durch den sch nellen Stromabfall. der nach ca. 200 ~IS wieder den Untergrundwen erreicht hat. Rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen fur die untersuchten Auftreffwinkel von 30°, 45°, 60° und 90° ze igen deutlich den Übergang der Erscheinungsform des tribokorrosiven " Schrägstrahl verschl eißes" (3 0° < a < 90°) zu " Prall strahlversch lei ß (a <::; 90°). Die Verschleißerscheinungsformen ähneln denen des in Kap. 5.4.6 beschriebenen Strahlverschle ißes, bei dem mit zunehmendem Auftreff",inkel abrasive, kratzerfOrmige Oberflächenschäden in lokale Pra llstrah lschäden übergehen. Deta ils mikroskopischer Erosionsschäden bei der partikelinduzierten Strömungskorrosion wurden mit einer miniaturisierten Versuchstechnik untersucht (HasseI, 2004). Dabei gelang es, di e Wallrscheinlichkeit eines Aufpralls von Zirkoniumsd ioxidpartikeln auf e iner Aluminiumoberfläche sowe it zu verringern, dass die Stroilltransienten, die eine lokale Oberflächenschädig ung anzeigen, zeitl ich voneinander getrennt werden konnten, siehe Bild 7.5.3.

192

7 Tribokorrosion

6

/ /"

Einzelpartikelaufpra ll ____ I v=6,1m/s, T =25° C ~i

.~

• Partikel: Zirkoniumdioxid '" 100 ... 125IJm • Probe: AI, Metallhärte 35 HV, Oxidhärte 2000 HV (Tab. 3.1.1)

Bild 7.5.3

Repassivierung der Oxidschicht:

t<1ms -.............·

o ~ ' - -_ _ _"'--"_~ l'-

Mikruuntcrsuchungcn der Elektrukorrosion: mechanische und elektrochemische !'annllereT

Di e elektrochemische Repassivierung der schützenden Oxidschicht erfolgt in weniger als einer Millisekunde. Rasterelektronenmikroskop-Aufnahmen der geschädigten Oberfiächenbereiche zeigen, dass ein aufprallendes Partikel einen zu seiner Größe relativ kleinen Bereich schädigt, siehe Bild 7.5.4. Bei dem Materialschädigungsmechanismus spielt der Härteunterschied zwischen Grundwerkstoff und Oxid eine wichtige Rolle (vgl. Tab. 3.1.1). Unter dem Partikelaufprall bricht lokal die harte und spröde Oxidschicht und wird in das erheblich weichere Metall eingedrückt, der in den Mikrorissen freigelegte Grundwerkstoff repassiviert sofort elektrochemi sch. Dies illustriert nochmals die charakteristischen " synergistischen Effekte" des Zusammenwirkens von " mechanisch-tribologischen" und ,.elektro-chemischen·' Effekten bei der Erosionskorrosion. Erscheinungsbild eines Partikelaufpralls: REM-Aufnahme Modeillerung

partikel

Bild 7.5.4

Erscheinungs tonn der Oberfläehen-Mikroprozesse bei der Elektrokorrosion

193

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik Die tribologische Mess- und Prüftechnik, kurz als Tribome/rie bezeichnet , reicht von Untersuchungen an kompletten technischen Systemen unter realen Betriebsbedingungen bis zu labormäßigen Modellprüfungen mit einfachen Probekörpern. Sie betrifft - entsprechend den in Bild 1.1 illustrierten Dimensionsbereichen der heutigen Technik - die Makrotechnik, die Mikrotechnik und die Nanotechn ik. Die metrologisch-systemechnischen Grundlagen der Tribometrie sind im Kapitel 21 " Reibungs- und Verschleißdaten·' und die Anwendung der tribologischen Mess- und Prüftechnik im Kapitel 22 " Machinery Diagnostics" dargestellt. Inhalt dieses Kapitels si nd die mess- und prüftechnischen Prinzipien. A,fe/hoden lind InslrlllllelllarielJ.

8.1 Aufgaben und Katego rien der tri bolog ischen Prüftechnik Das breite Aufgabenfeld der tribologischen Mess- und Prüftechnik wurde mit Blick auf seine Bedeutung in der Technik in der ehemaligen DIN 50322 wie folgt dargeste llt : •

Bestimmung verschleißbedingter Einflüsse auf die Gesamtfunktion von Maschinen

•

Überwachung der verschleißabhängigen Einsatzfah igke it von Maschinen

•

Diagnose von Betriebszuständen

•

Optimieren von Bauteilen bzw. tribotechnischen Systemen zum Erreichen einer vorgegebenen verschleißbedingten Gebrauchsdauer

•

Schaffung von Daten ftir die Instandhaltung

•

Vorauswahl von Werkstoffen und Schmierstoffen fur praktische AnwendungsCille

•

Qualitätskontrolle von Werkstoffen und Schmierstoffen

•

Verschleißforschung, mechanismenorientierte Verschleißprlifung.

Unter Berücksichtigung dieser Ziele und der Funktion und Struktur tribotechnischer Systeme und Bauteile lässt sich die tribologische Prüftechnik - speziell die Verschleißprüfung - in sechs untersch iedliche Kategorien einte ilen, siehe Bild 8.1. 1. Hierbei bedeutet e ine höhere Kategorie jeweils eine Vereinfachung des Systems bezüglich des Beanspruchungskollekti vs und/oder der Struktur des betreffenden Systems gegenüber der vorhergehenden Kategorie: I.

Betriebsversuch: Prüfung und Untersuchung originaler kompletter tribotechnischer Systeme unter originalen Betriebs- und Beanspruchungsbed ingungen (.. Feldversuch·')

11. Prtifstandversuch: Prüfung und Untersuchung originaler kompletter tribotechnischer Systeme unter praxisnahen Betriebsbedingungen auf einem Prüfstand HI. Aggregatversuch: Prüfung und Untersuchung originaler Einze laggregate unter praxisnahen Bedingungen IV. Bauteilversuch: Bauteiluntersuchungen (Original-Bauteile oder vereinfachte Bauteile) unter praxisnahen Betriebsbedingungen V. Probekörperversuch: Beanspruchungsähnlicher Versuch mit bauteilähnlichen Probekörpern

194

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik VI. Modell versuch: Gmndlagenorientierte Untersuchung von Reibungs- und Verschleißprozessen mit spezie llen Probekörpern unter beliebigen, aber definierten Beanspruchungen .

Ka tegorie

Mess- und Prüftechnik

Betriebsversuche

System, Baugruppe, Modell

Betriebsversuch

""d

betriebsähnliche Versuche:

11

111

OriginalSystemstruktur, Beanspruchung vereinfacht

IV V

Prüfstandsversuch

Aggregatversuch

Bauteilversuch ModellStruktur

Probekörperversuch

""d

VI

Bild 8.1.1

einfache Beanspru-

Modellversuch

Kategorie n der tribologisehen l'roft.:ehnik

Di e generellen Kennzeichen der Kategorien der tribologischen Prüftechn ik s ind, dass von Kategorie l. bis zur Kategorie 111. die Systemstruktur des zu prüfenden originalen tribologisehen Aggregates erhalten bleibt und nur das betreffende Beanspruchungskollektiv vere infacht wird. Eventuell wird noch der Einfluss von Umgebungsmedien, wie z. B. Staub, vernachlässigt. Vorteil bei den Kategorien 11. und 111. gegenüber der Kategorie l. ist das reproduzierbare Beanspruchungskollektiv. Ab Kategorie IV. bis hinunter zur Kategorie VI. wird auch die Systemstruktur des Prüfsystems immer stärker verändert mit dem Nachteil sinkender S icherheit der Übertragbarkeit der Prüfergebnisse auf vergleichbare praktische tribotechni sche Systeme. Vorteile der Prüfkategorien IV. bis VI. sind der messtechnisch immer besser zugäng liche Tribokontakt, die geringeren Prüfkosten und die kürzeren PTÜ fzeiten. Di e Vorteile der einzelnen Prüfkategorien macht man sich zunutze, wenn man tribologische Messungen und Prüfungen in einer so genannten .,Prüfkette" durchfiihrt (Heinke, 1975). Bild 8.1.2 illustriert eine derartige Prüfketle rur das Beispiel der Untersuchung von Schwing ungsverschle iß (SV) in Verstelllagern fiir PK W-Anwendungen (Heinz., 1982). Die Prüfkette umfasst sowohl werkstoflbezogene Modell untersuchungen und schmierSlOff- bzw. konstruktionsbezogene Bauteilprüfungen al s auch Funktionsprüfungen von Erzeugnissen im Dauerlauf mit dem Ziel der Beurteilung der Betriebslebensdauer im Feldeinsatz.

8.2 Planung und Auswertung tribologischer Prlifungen

195

Innerhalb einer Prüfkette müssen beim Übergang von einer Kategorie zur anderen u.a. folgende Korrelationsprüfungen durchgefUhrt werden: Vergleich der Verschleißerscheinungsformen bzw. Verschleißmechanismen Vergleich von Verschleißraten Vergleich von Bewährungsfolgen von Werkstoffen , SchmierstofTen, konstruktiven Varianten. Die Prüfkette muss fUr den jeweiligen Feldeinsatz tribotechnischer Erzeugnisse individuell entwickelt und durch geeignete Korrelationsprüfungen abgesichert werden . Einzelhei ten der Verfahren und Methoden der Laborprüftechnik, der Modell- und Simulationsprüftechnik und der Betriebsprüftechnik werden in den Abschnitten 8.3 bis 8.5 behandelt. Modellversuch VI

Bauteilversuch IV

Aggregatversuch 111

Betriebsversuch I

Wer1c.stoff

H"'' ' 'ITIJ ~.:

.;:

"'"

Polyimi

u..

Stah

0,010,1

1 10

Verschleiß W Üm1/h) Bild 8. 1.2

..J

Spielzu-

nehme

/" Fetta lterung

o

Funktionsprufung im Dauerlauf

Betriebslebensdauerprufung

500

Zeit(h) -

Tribologischc PrUflette. dargestellt am Beispiel der Untcrsuchung von Sdmingungs\'ers!;h leiß in Versrclllagcrn Hir Pkw-Anwendungen

8.2 Planung und Auswertung tribologischer Prüfungen Infolge der bei tribologischen Prüfungen zu berücksichtigenden zahlreichen Einfiussgrößen ist eine sorgfal tige Planung und Auswertung tribologischer Prüfungen erforderlich. Eine Analogbetrachtung zur physikalischen Messtechnik ist in Kapitel 21 dargestellt. In der konventionellen Vorgehenswei se der Laborpriiftechnik wird im Allgemeinen eine besti mmte tribologische Mess- oder Prüfgröße (y) als Funktion einer unabhängigen Variablen (X l) aus den folgenden drei Einfiussgruppen ausgewählt: Versuchsdauer t eine Beanspruchungsgröße, zum Beispiel Belastung, d. h. Normalkraft oder Pressung ein Parameter der System struktur, zum Beispiel Härte. Alle anderen Parameter und Bedingungen werden in der Laborprüfl:echnik konstant gehalten . Durch Variation der unabhängigen Variablen (XI) in einer Versuchsserie wird ein Zusammenhang in der Form y = f (X I) erhalten . In weiteren Versuchsserien wird häufig der Ein-

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

196

fluss anderer unabhängiger Variablen (X2) bestimmt. Bei der Durchflihrung von zwei Versuchssericn kann die Abhängigkeit einer tribologischcn Mess- oder Prüfgröße y von zwei

unabhängigen Variablen XI , X2 in Form einer dreidimensionalen Darstellung y

=

((X1, X2) dar-

gestellt werden . Der Voneil derartiger nacheinander durchgefLihrter Versuchsreihen mit jewei ls der Variation nur einer unabhängigen Variablen liegt darin, dass der Einfluss dieser Variablen auf die gemessene Größe kla r dargestellt werden kann. Es ist jedoch ein großer experimenteller Aufwand erforderlich. um den Einnuss mehrerer unabhängiger Variablen auf die Messgröße abzuschätzen.

8.2.1 Versuch splanung Die stat istische Versuchsplanung ist eine Methode zur BeU11eilung der Signifikanz des Einflusses einzelner unterschiedlicher Parameter auf ein Mess- oder Prüfergebnis. In mathematischer Hins icht handelt es sich dabei um Varianzana lysen im Zusammenhang mit so genannten Faktorenplänen (John, 1971). Obwohl die Methode in ihrer einfachen Form von der Voraussetzung einer linearen Abhängigkeit zwischen der Messgröße und jeder der unabhängigen Variablen (" Einflussgrößetf') ausgeht, kann die Methode auch näherungsweise flir die üblicherweise nicht linearen Zusammenhänge in der Tribologie angewendet werden (Mücke,

1980). Am Beispiel einer PTFE-Stift/Stahl-Scheibe-Gleitpaarung wird die Anwendung der stat istischen Versuchsplanung zur Untersuchung der EinfHisse der Variab len Flächenpressung bei Variation von p = 0,62 bis 6,2 N / mm 2 Gleitgeschwindigkeit bei Variation von v = 10--5 bis 10 m/min Temperatur bei Variation von T = 23 bis 70 oe auf d ie Re ibungszahl illustriert. Zielsetzung in diesem Beispiel ist es, die Haupteinflüsse und die Wechselwirkungseinflüsse der drei Beanspruchungsparameter p, v, T, von denen jeder auf jewei ls zwei Niveaus variiert wird (bezeichnet als "hoch" (h) und "niedrig" (n)) auf die Messgröße Reibungszahl f abzuschätzen. Das erforderliche Versuchsprogratllt11 besteht aus acht Versuchen und geht von 23-Faktorenplänen aus; der Parameterraum kann graphisch als Würfel dargestellt werden, siehe Bild 8.2.1 .

, (::;:) (~j

(P.T ) = h 5

J (~::l ,

~

---

(:::::)

•

3 (:~

P

Bild 8.2.1

8

4

(P.T) h hn

(P.T)

2 h=

Geometrische Darstellung der Versuchsbedingungen mit 2 3 Faktorenplanen

8.2 Planung und Auswertung tribologischer Prüfungen

197

Die Zahlen 1. .. 8 in Bi ld 8.2.1 bezeichnen die durchzufiihrcnden Vers uche. Die Zahlenwerte der Variablen p, v. T rur ,.hoch·· (h) und .. niedrig·' (n). zusammen mit den in den Versuchen 1... 8 gemessenen Werten der Reibungszahl f s ind in Tab{"lI{" 8.2. 1 zusammengestellt. TlIb.8.2. 1

Vcrsuch sbcdingungcn und gcmcsscnc Rcibungszahlcn (Trockcnglcitpaarung PTFE/ Stahl)

Versuchs· N,.

Flächen· Niveau von pressung (PVI') P (NImm%)

GJeitge. schwindigkeit v (mImin)

Temperatur Reibungs. T(oC) zahlf

1

(nnn)

0,62

I~'

23

0,05

2

(hnn)

6,2

23

0,03

3

(nhn)

0,62

""

10

23

0,36

4

(hhn)

6,2

10

23

0,22

5

(nnh)

0.62

I~ '

70

0,05

6

(hnh)

6,2

I ~'

70

0,02

7

(nhh)

0,62

10

70

0,18

8

(hhh)

6,2

10

70

0,09

Re ibungszahl-M ittelwert: f = (0.05 + 0,03 + 0,36 + 0.22 + 0.05 + 0.02 + 0,18 + 0,09) / 8 = 0. 125 Aus den acht durchgeflihrten Messungen können nun d ie Haupteinfl[lsse dcr Flächenpressung p, der Geschwindigkeit v und der Temperatur T, die zwei-Variablen Wechselwirk ungen pv. pT, vT und die drei- Variablen Wechselwirkungen pvT unter Benutzung der Messdaten von Tabelle 8.2. 1 abgeschätzt werden. -

Einfl uss der Flächcnpressung p Der Einfluss von p auf f - wenn v und T auf dem niedrigen Niveau sind - ergibt sich aus der Differenz der Versuche zwei und eins, d. h. M - (2 - I). Der Einfluss von p bei hohem Ni veau von v und niedrigem Niveau von T ist (4 - 3) und wenn T auf dem hohen Niveau und v auf dem niedrigen Niveau. ist der Einfluss auf p (6 - 5). Der Einfluss auf p wenn sowoh l v als auch T auf dem hohen Niveau sind ist (8 - 7). Der mittlere Einfluss von p ist dann der Mittelwert dieser vier Effekte, d. h. M(p) - (2 - 1 + 4 - 3 + 6 - 5 + 8 - 7)/4 Diese Gleichung kann auch dargestcllt werden al s Unterschied zwischen den vier Versuchskombinationen in der rechten Begrenzungs flächc des Würfels von Bi ld 8.2.1 (p auf hohem Niveau) und den vier Versuchskornbinationen in der linkcn Begrcn:w ngsfläche des Würfels (niedriges Niveau von p). Hieraus folgt wie oben ö f(p) - (2 + 4 + 6 + 8 - I - 3 - 5 - 7)14 "~p) ~ - 0.070 Das Ergebn is bedeute!. dass in diesem Beispiel eine Zunahme der Flächenpressung eine Erniedrigung der minieren Reibungszahl f zur Folge haI.

Einfluss der Gleitgcschwindigkeit v Der Einfluss von v resultiert aus der Differenz der vier Versuchskombinationen in der Vorder- und RUckseite des Parameterraumes von Bild 8.2.1. Daraus folgt,

198

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik 6,f(v) - (3 + 4 + 7 + 8 - I - 2 - 5 - 6)14

6f(v) =+ O,175 Dies bedeutet, dass mit zunehmender Gleitgeschwindigkeit die Reibungszahl erheb-

lich zunimmt . Einfluss der Temperatur T Der Einfluss von T ergibt sich als Unterschied der vier Versuchskombinationcn an der Ober- und der Unterseite des Würfels des Paramcterraums nach Bild 8.2. 1, d. h.

6fl:T) - (5 + 6 + 7 + 8 - 1 - 2 - 3 - 4)/4 ö«T) ~ - 0,08 Dies bedeutet, dass eine Zunahme der Temperatur zu einer Erniedrigung der Reibungszah l fuhrt (fihnlich wie der Einfluss von p). Wechselwirkungseinflüsse von p, v, T Bei niedrigem Niveau von T ist der Einfluss der p, v- Wechselwirkung die miniere Differenz des p-Einflusses auf den beiden Niveaus von v, d. h. [(4 - 3) - (2 - 1)]/2. Bei hohem Niveau von T ist die p, v-Wechselwirkung [(8 ~ 7) - (6 - 5)]/2. Die minIere p, v-Wechselwirkung ist dann der Mittelwert dieser beiden, also

M(p, v) - (4 - 3 - 2+ I +8 - 7 - 6 + 5)/4 M(p, v) =- 0,045 Dies zeigt, dass der zusätzliche Einfl uss von v den oben geschilderten Ein lluss von p abschwächt. Die mittleren Einflüsse von p,T und v,T sind 6f(p,T) - ([ - 2 + 3 - 4 - 5 + 6 - 7 + 8)/4 .6.f(p,T) = + 0,0 I .6.f(v,T) - (1 + 2 - 3 - 4 - 5 - 6 + 7 + 8)/4 ~«"T) ~- O,075

Dies bedeutet in dem Beispiel, dass die kombinierten Einflüsse von p und T vernachlässigbar sind, während der Einlluss von T auf die zwei Niveaus von v zu einer erheblichen Verminderung der Re ibungszahl fUhn. Di e Ergebnisse dieses Beispiels der Anwend ung der statistischen Versuchsplanung sind in Bild 8.2.2 dargestellt. Die linke Darstellung zeigt die aus nur vier Messpunkten (Versuchs-Nr. I bis 4 in Tab. 8.2.1) und Verbindungen mit vier Schätzwerten gemäß obigen Berechnungen (gestrichelte Linien) konstruierte Darstellung des Zusammenhangs Reibungszahl f = f (p, v) bei T = 23 oe. Die rechte Darstellung zeigt die in konventioneller Versuchstechn ik aus 24 Versuchen mit Zwischenwenen von p und v experimentell bestimmten Ergebnisse f = f (p,v,T). Obwohl die unter Anwendung der statistischen Versuchsplanung mit erheblich geringerem experi mentellem Aufwand gewonnene Darstellung nur eine grobe Abschätzung darstellt, wird e in bedeutender Einfluss der " operat iven Variablen v" deutlich sichtbar: die häufig als sehr niedrig angesehene Festkörpergleitreibung von PTFE (Handelsnahme Teflon) gegen Stah l (" Erwartungswert" f < 0, 1) gilt nur fUr sehr kleine Gleitgeschwindigkeiten (v < 0, 1 mImin). Mit statistischer Versuchsplanung konnte damit mit geringem experimentellem Aufwand ein fijr technische Anwendungen von Teflon wichtiges tribologisches Kriterium verifiziert werden.

199

8.2 Planung und Auswertung tribologischer Prlifungen ."

VersuchsNr.3

'JY' "

PTFE -StohtWOCr6 R, ~0.03 ~m Umg~bunQSmed ium: synl h.lufl

To " 1)"(

--_.- '0;10,,(

VersuchsNr. 4 Versuchs-

0,2

',1

t

" ~

0,1

'f.

0,2

I

~

hoch _

Bild 8.2.2

niedrig Geschwindigkeit v

Feslkörpcrg1citrcibllng PTFE/Stahl. Links: SchÜlzdatcn mi t statistischer Versuchsplanung. Rechts: kO!l l'entionelle VcrsuchsHihrung und Ergcbn isdarstcllung

8_2.2 Versuchsauswertung Ein grundlegendes Problem be i der Auswertung tribo logischer Prü fungen und der Bestimmung von Reibungs- und Verschleißkenngrößen ist die Streuung der Messwerte. Eine Streuung kann bei jeder tribologischen Messung infolge der Vielfalt der Einflussgrößen sowie ihrer FluktuatiOtlen und Zeitabhängigkeiten auftreten, so dass eine sorgfalt ige Versuchsauswertung vorzunehmen ist. Hierzu wird eine kurze allgemeine Übersicht über folgende Methoden gegeben: Messunsicherheit und Messunsicherheitsbudget Präzision und Richtigkeit von Messungen Grenzwert-Beurteilungen von Messwerten Qualitätsmanagement im Mess- und Prüfwesen. Die Anwendbarke it dieser Methoden auf die sehr vielfaltige tribologische Mess- und Prüftechnik ist ggf. im Einzelfall zu prüfen. Die rur tribolog ische Messungen und Prü fungen relevanten Systemparameter und die metrologisch-systemtechnischen Grundlagen sind im Kapitel 21 " Reibungs- und Verschleißdaten" dargestellt.

Mcssunsichcrhcil und Mcssunsichcrhcitsbudgct Ein Messergebni s ist nur dann vollständ ig, wenn es e ine Angabe der Messuns icherhei t enthält. Hierunter versieht man den Bereich der Werte, die der Messgröße vernünftigenveise zugeordnet werden können, da jede Messung von Unsicherhe itsque llen beei nflusst wird. Grundlage zur Ermittlung der Messu nsicherheit ist der internationale Gllide 10 the Expression 0/ Uncertaillty ill Measurcmenf (GUM).

200

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

Die Messunsicherheit setzt sich aus =IIJäfligen und :..ysremarischen (d. h. "system bezogenen") Messabweichungen zusammen.

Zufällige Messabweichllngell werden durch die Standardabweichung als Maß der Streuung der Einze lwerte um den arithmetischen Mittelwert einer - durch eine definierte ProbeilIlahme (sampling) genau zu kennze ichnenden - Stichprobe von Einzelmessungen gekennzeichnet. Bild 8.2.3 nennt die Grundlagen (A) der statistischen Analyse von Messreihen und (B) der Umwandlung einer HöchstlMindestwert-Angabe ("S pannweite") in eine Standardunsicherheit. Typ A Auswertung :

Typ BAuswertung :

Statistische Analyse von Messreihen

Umwandlung einer HöchsVMindestwert-Angabe in eine Standardunsicherheit (Beispiel)

Häufigkeit Intervall mit 95%der Messwerte

Abweichung:

=

ö Ist - Soll ö = AISoll [%]

;- \

0

x

Messreihe

XI'

s-l Min

Messwerte

x2 • ... , x"

i

Mo<

Toleranzgrenzen Min < X < Max

1 '

arithmetischer Mittelwert

X - - ~XI n ,.

x:: (Max +M in)/ 2

Sta ndardabweichung

s ~ \n-l I-'- ~{x _X)1 ,.

s:(Max-Min) /m

(Maß für Ein2llIwerte-Streuung)

Bild 8.2.3

Methodik zur Ikstimmung zufalliger Messabw.:ithungen

Syslemalische Messabu'eichungen sind häufig vorzeichen behaftet und können dann korrigiert werden. (Klassisches Beispie l: Korrektur der elastischen Kontaktdeformation bei der taktilen Längenmessung,) Die folgende Übersicht zeigt schemati sch vereinfacht die verschiedenen möglichen Komponenten von Messabweichungen.

I I

I

Korrektur

I Bild 8.2.4

bekannt

.I I

Messergebnis

I I

unbekannt

Restabweichung

I I

zufällig

Messabweichung

systematisch

.

I

I

Auswertung:

I

TypA TypS

Messunsicherheit

I

Üb<:rsieht übcr dic möglichen Komponcntcn von Mcssabwcichungcn

Resultiert das Messergebnis aus einer mathemati schen oder met hodischen Verknüpfung von Einzehnessgrößen, ist ein Messllnsicherheilsbudgel zu ennineln.

8.2 Planung und Auswertung tribologischer Prlifungen

201

Die Grundzüge der Ermittlung eines Messunsicherheitsbudgets vermittelt Bild 8.2.5. Messunsicherheitsbudget: Gaußsches Fehlerfortpflanzungsgesetz In technischen AufgabensteIlungen ist vielfach das anzugebende Messergebnis y = f(A.B, C) eine Funktion mehrerer unabhängiger Messgrößen A, B, C, z. B. : • Mechanische Spannung

= KraftfFläche • Elektrischer Widerstand = Spannung/Strom

Bei Kenntnis der Messunsicherheiten t. bzw. 1'.1(%) der Messgrößen A, B, C folgende Messunsicherheitsbudget: t.y = + mit folgenden Spezialfällen: • SummenlDifferenzfunktion y = A + B; Y = A - B = t.y = v(t.A)2 + (t.B)2 • ProduktlQuotientenfunktion y = A'B; y = NB __ t.y/y = öy = v(öA)2 + (6 8)2 • Potenzfunktion y = AP __ t.y/y = öy = Ipl(IlA)JA = IplöA Die bei der Auswertung von Messungen erhaltenen Messergebnisse • Messwerte • Messunsicherheiten • Messunsicherheitsbudget sind unter Zusammenstellung aller zu einer Reproduzierung der betreffenden Messung erforderlichen Angaben in einem Messprotokoll zusammenzufassen.

Bild 8.2.5

M
Präzision und Richtigkeit \'on Mess ungen Zur zusammenfassenden Beurteilung, ob die Messungen einer Messreihe präzise und richtig sind, dienen folgenden Begriffe, die im "Z ielscheibenmodell" von Bild 8.2.6 zusammen mit den Fomleln zur Bestimmung der Messunsicherheit (vgl. Bild 8.2.3) dargestellt sind: Richtigkeit: Ausmaß der Übereinstimmung des Mittelwertes von Messwerten mit dem " wahren Wert" der Messgröße Präzision : Ausmaß der Übereinstimmung zwischen den Ergebni ssen unabhängiger Messungen Standardabweichung s: Maß für die Streuung der Einzelwerte

5_/_'_\'(X 1_X)2

8 prii:!:ise und richtig /J. klein, A" 0

\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

'Z ' t

,'-'+,....___

~ ~'~~~~~====== __

:ß

~

4

, +-~ I ~+<---~--~-c-cc------c~

_ keine eindeutige Bewertung möglich

o ~----

•

~

"

__----~~--__~~__

(b) Messwerte mit Messunsichertleitsangabe

,o j-CCCCCCCCCCCCCCCCCCCCCC~CC~~C___

l--

~ 8I

zulässiger ----------------C'C-l +C--, Grenzwert 1 I

.j.'t~~~ ' T~~I ,. r

I

' ~-l----~~~~~~~~71 1 _ eindeutige Bewertung möglich I

0+--------------------------"

Bi ld 8.2.7

l3eispicl von vier Messwerten. die auf einer Messwerte-Skala ohne (a) und mit (b) Me ssu n s icherheit sa n g~lben dargestellt und die im Ilinblick auf die Frage, ub sie einen wlassigen Grenzwert unler- oder überschreiten zu beurteilen sind.

Beurteilung (a): Die nahe liegende Annahme, dass die Messwerte I , 1 unterhal b und die Messwerte 3. 4 oberhalb des Grenzwertes liegen ist unzulässig, da eine Einzelmessung nur einen ,,lufallswert .. der Messgröße liefert. Eine eindeutige Beurte ilung ist nicht möglich. Beurteilung (b): Der Messwert 1 liegt eindeutig unterhalb des zulässigen Grenzwertes und der Messwert 4 e indeutig oberhalb, da sich ihr gesamter " Unsicherheitsbereich" unterhalb bzw. oberhalb des zulässigen Grenzwertes befindet. Als .. Unsicherheitsbereich" wird im Allgemeinen das ,,3s-lntervall"' (s: Standardabweichung) verwendet, das 98 % der Messwerte einer Messreihe umfasst, siehe Bild 8.2.8. Dementsprechend sind fur die Messwerte 1 und 3 nur " Wahrscheinlichkeitsaussagen zum Unter- bzw. Überschreiten" möglich.

""J

M",""

~ Grenzwert

~ G""~" ~ M,,,",' Bild 8.2.8

Der Grenzwert gilt als überschritten , wenn der Messwert und sein gesamter Unsichertleitsbereich (mit festgelegter Wahrscheinlichkeit) über dem Grenzwert liegt. Der Grenzwert gilt als unterschritten, wenn der Messwert und sein gesamter Unsichertleitsbereich (mit festgelegter Wahrscheinlichkeit) unter dem Grenzwert liegt.

Kriterien rur die Grenzll'ert·Beurteilung \' 011 Messwerten

8.3 Tribologische Laborprüftechnik

203

QUlllitätsmanagcmcnt im Mcss- und Prüfwese n Durch ein geeignetes Qualitätsmanagement ist sicherzustellen, dass im Mess- und Prüfwesen bestimmungsgemiiße Funktionen sowie festge legte und vorausgesetzte Rege ln erfüllt werden. Wichtige Hilfsmil1el ftlr die Qualitätssicherung im Mess- und Prüfwesen sind Referen=maleria/ien und Referellzverfahren: Referenzmaleria/: Material oder Stoff von ausreichender Homogenität, von dem ein oder mehrere Merkmalwerte so genau festgelegt sind, dass sie zur Kalibrierung von Messgeräten, zur Beurteilung von Messverfahren oder zur Zuweisung von Stoffwerten verwendet werden. ([SO Guide 30, 1992)

Referen=velfahren: Eingehend charakterisiertes und nachweislich beherrschtes

Prüf-,

Mess- oder Analyseverfahren zur o Qualitätsbewertung anderer Verfahren für vergleichbare Aufgaben o Charakterisierung VOll Referenzmaterialien und Referenzobjekten o

Bestimmung von Referenzwerten.

Die Ergebnisunsicherheit eines Referenzverfahrens muss angemessen abgeschätzt und dem Verwendungszweck entsprechend beschaffen sein. Europaweite Regelungen zum Betreiben von Mess- und Prüflaboratorien wurden mit der Bildung der Europäischen Union durch den Vertrag von Maastricht vom November 1993 und der Gründung des europäischen Binnenmarkts geschaITen (Euro-Norm EN 4500 1). In der Norm DIN EN [SO 17025 sind die jetzt international ge ltenden Allgemeinen Anforderungen an die Kompetenz von Prüf- und Kalibrierlaboratorien festgelegt. Die Nonn ist gegliedert in die Hauptabschnil1e Anforderungen an das Management Techn ische Anforderungen. Die Norm 17025 enthält alle Erfordernisse, die Prüf- und Kalibrierlaboratorien erfü llen müssen, wenn sie nachweisen wollen, dass sie ein Qual ilälsmanagement betreiben, techn isch kompetent und fahig sind, fachlich begründete Ergebn isse zu erzielen. Die Akzeptanz von Prlifund Kalibrierergebnissen zwischen Staaten wird vereinfacht, wenn Laboratorien dieser Internationalen Norm entsprechend akkreditiert sind. Laboratorien können ihre Eignung zur Durchfü hrung bestimmter Prüfungen in Intercomparisons und Proficiency Tests feststellen , s iehe EPTIS, European Infomlation System on Profi ciency Testing Systems, www.eptis.bam.de.

8.3 Tribologische Laborprüftechnik Die Laborprliftechnik in der Tribologie bezieht sich auf die Prlifkategorien V und VI von Bild 8.1. 1. Wesent liehe Zielsetzungen der tribologischen Laborprüftechnik betreffen die Erforschung von Reibungs- und Verschleißvorgängen, die mechanismenorientierte Versch leißprlifung sowie die Beurteilung und die Vorauswahl von Werkstoffen und Schmierstoffen fü r praktische Anwendungsfalle. 8.3.1 Prüfsyste me und Prüfmethodik Für die Durchführung tribo logischer Laborprüfungen sind eine Vielzah l von Mess· und Prüfapparaten (kurz Tribomeler) entwickelt worden. [n Tribometern werden meist geometrisch

204

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

einfache Prüfkörper vel"\vendet, die sich an den Grundformen technischer Kontaktgeometrien und Wirkfiächenkonfigurationen orientieren (vgl. Bild 3.2.6) und in einer Übersicht in ßild 8.3. 1 zusammengestellt sind.

c

A

Stift-Scheibe

Stift-Platte

Stift-Zylinder

axiale Beanspruchung

Gekreuzte Zylinder 2 Zylinder

B

o

Bild 8.3.1

Kugel/Käfig

Stift-Abrasivscheibe Rad-Platte mit Abrasiv

Stift-Abrasivscheibe, spiralförmige Spur

Stift-Scheibe in Suspension

,

I'

4-Kugel-System

OJ-'

2 Zylinder

Stift-Scheibe in Suspension

Prüfkörpcr: A G!eitbcanspr\l!.:hungcn. 13 Wälzbca nsprudnmgcn. C Abrasivbcanspruchungc n

Es ist offensichtlich , dass die tribologischen Beanspruchungen in den verschiedenen Systemen wie in Kapitel 3 detailliert dargestellt ~ unterschiedlich sind und bzgl. Kontaktgeometrie (Punkt, Lin ie, Flächc) Kontaktmcchanik, Kinematik (siehe ß ild 8.3.2) und der reibungsind uzierten thermischen Vorgänge genau zu ana lysieren und in ihrem Einfluss zu beachten sind.

~

",," ,..,. Bild 8.3.2

,..,.

PrUfkörpcr 1l1r Gleitbeanspruchung. gcglicdcn nach der Komaktgcorn ctric und No nnalkrali

8.3 Tribologische LaborprUftechnik

205

Die Darstellung e infacher Prüfkörpergeometrien ftlr die Tribometrie wird in Bild 8.3.3 erweitert durch eine Angabe der Anwendungshäufigkeit von Labortribometem mit konformen bis kontra formen Kontaktgeometrien. Außerdem sind die damit zu realisierenden Beanspruchungsbed ingungen der Bewegungsfoml und des Bewegungsablaufs sowie die möglichen Bereiche des Beanspruchungskollekt ivs (Flächenpressung, Geschwindigkeit, Temperatur) dargestellt (Cziehos, 1984). Die Übersichten von Bild 8.3.1 , 8.3.2 und 8. 3.3 zeigen, dass sich Tribometer durch eine außerordentliche Vielfalt ihrer Ausftihrungsfonnen und Einsatzmöglichkeiten auszeichnen, so dass im konkreten Anwendungsfall eine genaue Spezifizierung erforderlich ist.

Struktur des Prüfsvstems

•

~

Kontakt geometrie

konform ( Flächenkontakt )

Ausf ührungs· beispiele

Stift·Scheibe Siebel-Kehl

Anwendungshäufigkeit 1%1

•

Walze·Platte Kugel -Scheibe

40

35

~

kontraform (Linien bzw. Punktkontak t ) Amsler Vierkugel

25

Bewegungsform

Gleiten Bohren (Stoßen)

Gleiten Rollen bzw. Wälzen Bohren (St oßen)

Rollen bzw. Wäl zen (Stoßen) (Gleiten)

Bewegungsablauf

kontinuierlich oszillierend intermitt ierend

kontinuierlich oszillierend intermittierend

kontinuierliCh intermit tierend

Flächenpres· sung IN / mm 2 1

10-4 bis 4 .103

3.10-4 bis 5. 10 3 (nach Hertz)

10. 4 bis 5.10 3 (nach Hertz)

Geschwindigkeil [rn / 51

10-4 bis 40

10.5 bis 80

10. 1 bis 60

Temperatur

IOCI

Bild 8.3.3

- 100 bis 1500

Struktur und Kcnndawn Iribologis!:hcr Mcss- und PrüfanordnungeIl (Übcrsid1\)

Prüfmethodik Die Durchftlhrung einer Iribologischen Laborprüfung - möglichst mit einem Tribometer mit abgeschlossener Versuchskammer zur Kontrolle des Umgebungsmediums oder der Umgebungsatmosphäre, siehe Bild 8.3.4 - erfordert allgemein die folgenden Schritte: I. Auswahl einer geeigneten Testkon figuration fiir die Prüfkörper von Triboelement

( I) und Triboelement (2) mit der Spezifikation von: Geometrie der Prüfkonfiguration Materialdaten und -eigenschaften Oberflächendaten (Mikrogeometrie, chemische Zusammensetzung, etc.)

206

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik 11. Auswahl und Kennzeichnung des Zwischenstoffs (3) (z. B. Schmierstofl) und des Umgebungsmediums oder der Umgebungsatmosphäre (4) im Hinblick auf Stoffart Zusammen setzung chemische und phys ikalische Eigenschaften 11 1. Spezifikation des Beanspruchungskollektivs, bestehend allS:

Bewegungsart Belastung FN Geschwindigkeit v Temperatur T Versuchs- bzw. Prüfdauer t IV. DurchfLihrung der tribologischen Tests als Funktion einer Variation der Strukturparameter der Triboelemente (z. B. Härte, Rauheit etc.) Parameter des Beanspruchungskollektivs (z. B. Be lastungszyklen, Geschwindigkeitsvariation usw.) Die Versuchsbedingungen, wie z. B. die Zeitabhängigkeit der Beanspruchungsparameter, sol lte durch geeignete Sensoren im zeitlichen Ablauf erfasst und die VersuchsdurchfLihrung möglichst rechnerunterstützt gesteuen und kontroll ien werden. V. Messung interessierender tribornetrischer Kenngrößen, wie z. B. Reibungsmessgrößen, s iehe Abschnill 4.2 Verschleißmessgrößen, siehe Abschnitt 5.2 Triboinduzierte thermische Messgrößen (z. B. reibbedingte Blitztemperaturen) Triboinduzierte akustische Messgrößen (z. B. re ibungsinduziener Körper- oder Luftschall, Vibrationen) VI. Charakterisierung von Verschle ißpartikeln und Verschleißflächen von Triboelement ( I) und Triboe lement (2) im Hinblick auf Oberflächen rauheit (z. B. Tastschnilldiagramme, Rasterelektronen mikroskopie), siehe AbschniH 8.7.1 Oberflächenzusammensetzung und -struktur (z. B. millels Mikrosonde, Augerelektronenspektroskopie (AES», siehe Abschnitt 8.7.2 In messtechn ischer Hinsicht kommt es bei der tribologischen Laborprüftechn ik darauf an, Beanspruchungsgrößen, wie Normalkraft, Gleitgeschwindigkeit, Temperatur, zu überwachen und eventuell zu regeln und die wichtigsten tribologischen Messgrößen, wie Reibungskraft und Verschleißbetrag, zu erfassen. Testapparaturspezifische Störgrößen, wie Schwingungen oder Wärmeausdehnung, sind ebenfalls zu registrieren und ihr Einfluss auf die Messergebnisse zu berücksichtigen. Für diese Aufgaben können heute zur Wandlung nichtelektrischer Versuchsparameter in elektrische Signale Methoden der Sensorik eingesetzt werden. Sensoren ermöglichen die Anwendung der leistungsfahigen elektrischen Messtechnik auf die Sensor-Ausgangssignale, die Nutzung der elektronischen Signal/ Bild-Verarbeitung und den Einsatz der programll1ierbaren

207

8.3 Tribologische Laborprüftechnik

computerunterstützten Versuchssteuerung. In Bild 8.3.4 sind mit Stichworten sensor- und computertechnischer Möglichkeiten die grundlegenden Parametergruppen labormäßiger Tribometer zusammengestellt . • Beanspruchungskolletiv • Systemstruktur • Tribologische Messgrößen· Oberflächengrößen Die Ergebnisdarstellung tribologischer Messungen und Prüfungen kann - mit den erforderlichen Angaben zur Messunsicherheit - analog oder digital erfolgen. N Ik ft F orma ra N

Beanspruchungskollektiv: W·r1
G:SCh~::i:::iI:' VL,TMbomele, ~~ Temperatur T Dauert

(2)

.....

c••

..-

{3"'-

(4)·······.

r:---------''--, Syslemstruktur: (1) Grundkörper } Stoff & (2) Gegenkörper Form (3) Zwischenstoff (4) Umgebungsmedium

~jrk- ~

(1) nächen

I

FR Reibungskraft (1 )1(2)

......

If-~;:::=::::==::2=::::==~ Oberflächengrößen: Rauheit, Chemisches Profil

lJ.T(FR) Temperatur

,

xnicht-

elektr y elektrisch

Messgrößenwa ndlung durch Sensorik

Kraftsensorik z . B. Federelement + DMS, Piezo

Ergebn isdarstellung

W1: Geometriesensorik z. B. induktiv, optoelektr. , kapazitiv

analog Signalanalyse

digital Ausdruck Anzeige Bi ld 8.3.4

Tribologische Messgrößen

lJ.T: Temperatursensorik z. B. Thermoelement, embedded

Prinzipdar.itcllun g eines Tribomctcr.i mit SystclllparamctcrTl. Sensorik und Prozessorik

Rcchncrunlcrstülztc tribologischc Prüftec hnik Mit Hilfe der rechnerunterstülzlen Laborprüftechnik kann eine außerordentlich große Empfindlichkeit von Verschleißmessungen, verbunden mit der Möglichkeit der Korrektur systematischer Fehler, erzielt werden. Dies geht aus dem in Bild 8.3.5 wiedergegebenen Beispiel e ines Verschleiß-Weg-Diagramms ftir eine geschm ierte Polyim id (PI )-Aluminium/hartcoat-Gleitpaarung be i einer Normalkraft FN = 400 N, einer Gleitgeschwindigkeit v = 0,5 m/s und einem Laufweg von 250 km hervor (Santner, 1990). Durch die gleichzeitige Messung von Verschle iß- und Temperaturverläufen und die rechnerunterstützte Korrektur des Temperatureinflusses kann die äußerst geringe Verschleißrate von 0,007 )lmlkm vom Rechner direkt errechnet werden - eine derartig hochempfindliche temperaturkorrigierte Verschleißmessung erscheint mit herkömmlichen analogen Methoden nicht mögl ich.

208

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

14

PI50B - AluminiulII/ hartcoatlRz - 0.4 11-) Fn: .400 N v - 0.5 ,./5 01 (k 2363)

12 10 8 6

Verschleiss I~.I

temperaturkorr igiert

, 2 0

-2

-, -6 -8 -10

0

Bild 8.3.5

50

150 100 Laufweg i n kll

200

250

300

Verschkiß·\Veg·Diagramm Hir eine geschmierte Poly imid (PI)-Aluminium/h'lrtcoal· Gleilpaarung ohne und mil TempeTalUrkompcnsalion (reehnerunleTSliitzles LinearlribomeIer)

Einflu ss \'on Umgcb ungsatmosphärc und Luftfeuchte Der gravierende "grenz nächenverändernde·' Ein n uss der Luftfeuchte kann zu völlig untersch iedlichen Verschleißkoeffizienten fUhren , siehe Kap. 7.1 " Einnuss der Luftfeuchte auf tribologische Systeme. Dies wird in Bild 8.3.6 am Beispiel von Stah l/Keramik-Paarungen bei Schwingungsverschleiß unter sonst identischen Bedingungen illustriert, (Klaffke, 2000).

-"

E •

''"" -z 0

-"

"" 'ijj so;

M

~

Bild 8.3.6

22.6 20

E E 10

" >'" "'"

SiaN4

30

w

0

~ 1.8

~

0

5% relative Luftfeuchte " Winterbcdingungcn~

Sie

Stahl Sie, bzw.

13.2

SbN ..

1.4 50% relative Luftfeuchte "Somme rbedingungen"

Verschlcißralen der l'a
209

8.3 Tribologische Laborprüftechnik

8.3.2 C hll rllktcrisicrun g tr ibologisch bCll nspruchtcr O bc rnächcn In der Übersicht zur Tribometrie, Bild 8.3.4, sind die Oberflächengrößen " Rauheit·· und "chemisches Profil" aufgeftihrt. Die Untersuchung der Oberflächen verschleißbeanspruchter Werkstoffe und Bauteile ist ein wichtiges Hilfsmittel bei tribologischen Prüfungen und dient der Analyse der Kon ste llation wirkender Verschleißmechanismen und der Veränderungen der Mikrostruktur durch tribologische Beanspruchungen. Neben Methoden der Oberflächenrauheitsmessteehnik und der Oberflächenanalytik sind Verfahren zur Kennzeichnung der Mikrostruktur tribologisch beanspruchter Werkstoffbereiche von besonderem Interesse. Bild 8.3.7 g ibt nochmals eine Übersicht über die Charakteri stika technischer Oberflächen. Technische Oberflächen Fertigungsverfahren • spanende Verfahren: Fräsen, Schleifen, elc. • spanlose Verfahren: Walzen, Gießen, elc. • Beschichtungsverfahren: Galvanik, PVO , CVO. elc.

Charaklerisierun

Oberflächenrau heit Vorzugs-Messgrößen nach OIN 4762

.:""" )\\ l/1' li

Profit

r"\

I

Täler

R, : Rauhtiefe

Bild 8.3.7

Profiltragan· teilkurve

rv i· ~ J"

'

Technische Funktion • Optik: Glanz, Farbe, elc. • Beständigkeit: Witterung, Korrosion, elc. • Mechanik, Tribologie: Härte, Verschleiß

Oberflächenchemie und Mikrostruklur Verunreinigungen Adsorptionssch ichten Oxidschichten

I

t~~r-c~~~~~~~Ei~

"Snm "1 nm

~nm

,

>Sj.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
\ ~~.~. ••• • ••• •••••••• ••• MenschI.

10-2

rc----~.-o.~-F=r::,'l-----j

Scanning transmission_ electron microscopy

: :

-~'-I-.lJ;sTEMl j i r··_l.~· + - 1O ~

1O~

I"

'

:• :TEM ,, . I, :, : High resolution _ _ .,-:j--HRTEM : i 1O~

transmission electron microscopy

10- 10

Feldionen-

___

mikroskopie

---

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10-11

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Rasiertunnelmikroskopie

Bild 8.3.8

Auge

'

10'"

Lichtmikroskopie Phasenkontrastmikroskopie

_ Scanning near-field

10-2

Lateratskata (mi

optical microscopy Rasterkraftmikroskopie

Mcthodcn zur Darswllung und Clwraktcrisicrung von Obcrnil(':hcn

LM : Lichtmikroskopische Verfahren zur Abbildung technischer Oberflächen arbeiten mit Hellfeld- oder Dunkelfeldbeleuchtung; sie gestatten mittels Okularmikrometern ein laterales Ausmessen von Oberflächenstrukturen und Verschleißspuren oder der Verschleißkalotten von kugelförmigen tribologisch beanspruchten Probekörpem. Lichtmikroskopische Verfahren sind durch fo lgende Grenzdaten gekennzeichnet: -

maximale Vergrößerung ca. 1000fach laterales Auflösungsvermögen in der Objektcbene ca. 0,3 11m Steigerung der Tiefenauflösung ("" I nm) durch Interferenzkontrast (Nomarski).

Ein wichtiges Hilfsmittel zur Untersuchung verschleißbeanspruchter Oberflächen ist die Stereomikroskopie. Sie bietet bei günstigen Vergrößerungen von etwa 5 bis 100fach die Möglichkeit der Gewinnung eines räumlichen Eindruckes durch eine stereoskopische Betrachtung.

8.3 Tribologische Laborprüftechnik

211

r e M: Mit dem Phasenkontrastmikroskop ist eine direkte Abbildung von Strukturen möglich, die nur einen geringen Eigenkontrast auf\lIeisen und sich z. B. nur geringfügig in der Dichte und damit im Brechungsindex unterscheiden. SNOM: Ein optisches Rasternahfeldmikroskop (Scanning near-field optical microseope) erweitert die Auflösungsgrenze des Lichtmikrokops, indem es nur Licht auswertet, das zwischen einer sehr kleinen « 100 nm) Nahfeldsonde und der untersuchten Probe ausgetauscht wird. Mit dem optischen Rasternahfeldmikroskop kann eine räumliche Auflösung lIon < 30 nm erreicht werden. REM: Gleichzeitig hohe Vergrößerung (bis zu lOS-fach) und große Tiefenschärfe (> 10 ~m bei SOOOfacher Vergrößerung) liefert das Rasterelektronenmikroskop. Beim REM wird in einer Probenkammer unter Hochvakuum ein Elektronenstrahl rasterfömlig über die Probenoberfläche bewegt und die in Abhängigkeit von der Oberflächen-Mikrogeometrie rlickgestreuten Elektronen (oder ausgelöste Sekundärelektronen) werden zur Hell igkeitssteuerung (Topographiekontrast) einer Fernsehröhre verwendet. Mit Methoden der Bildverarbeitung (zum Beispiel Graustufenanalyse) oder stereoskopische Auswerteverfahren kann außer der Oberflächenabbildung eine numerische Klassifizierung der Oberflächenmikrogeometrie vorgenommen werden. Moderne Rasterelektronenmikroskope können durch wesentlich gesteigerte Abbildungsqualität bei niedrigen Beschleunigungsspannungen auch empfindliche oder schlecht leitende Oberflächen (zum Beispiel Polymere, Halbleiter) direkt abbilden. Außerdem sind auch transportable, sich auf großen ßauteilen festsaugende kommerzielle Rasterelektronenmikroskope lIerfiigbar. FIM: Die Sichtbarmachung lIon Oberflächenstrukturen im atomaren Bereich gelingt mit dem Feldionenmikroskop. Als Probe dient eine sehr feine Metallspitze (W, Ni, Pt), an die im Vakuum e in elektrisches Feld angelegt wird. Durch die hohe Fe ldstärke werden an der Spitze Elektronen emitiert, die auf e inem Leuchtschirnl sichtbar gemacht werden können. Die Struktur der Probenspitze wird dadurch mit Vergrößerungen lIon 106 abgebildet. RTM : Das Rastertunnelmikroskop erzielt die Abbildung und berührungslose Ausrnessung von Oberflächen im atomaren Maßstab mit Hi lfe einer Abtastnadel in einem elektronisch gerege lten Piezokristall-Aktorsystem. Der zwischen Abtastnade l und auszumessender Oberfläche bestehende Tunnelsirom wird bei rasterföTll1iger äquidistanter Abtastung der Oberfläche durch das Aktorsystem konstant gehalten ; das elektronische Regelgrößellsignal ist e in Maß für die Oberflächenmikrogeometrie im Nanometerbereich. Die Instrumente arbeiten an Luft und sogar unter Fluiden, wobei nicht nur Oberflächen abgebildet, sondern mit geeigneten Zusatzgeräten auch Informationen über die chemische Zusammensetzung und chemische Oberflächenreaktionen gewonnen werden können. ArM (Atomic/scanning force rnicroscope), Modifikation des Rastertur1l1elmikroskops. Sein

Prinzip und seine Anwendungsmöglichkeiten in der Tribologie sind in Kap. 8.4 dargestellt. Bestimmung \'on Rauheilsmessgrößen Aufgabe der Oberflächenrauheitsmesstechnik ist allgemein die Erfassung der Mikrogeometrie technischer Oberflächen und speziell in der Tribologie die numerische Kennzeichnung der Veränderung tribologisch beanspruchter Oberflächen im Vergleich zum unbeanspruchten Ausgangszusland. Oberflächenmessgrößen können sich in integraler Art auf gesamte Oberflächenbereiche oder auf Profilschnitte, Tangentialschnitte oder ÄquidistanzschniHe beziehen (siehe Bild 3.1.3). Da örtlich versch iedene Profilschnitte einer tribologisch beanspruchten Oberfläche naturgemäß auch unterschiedliche Rauheitsprofi lkurven und darauf bezogene Rauheitsgrößen ergeben, werden zur Kennze ichnung lIon Verschleiß-Oberflächen, wie allgemein

212

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

zur Darstellung technischer Oberflächen üblich, auch mathematisch-statistische Methoden, wie zum Beispiel AUlOkorrelationsfunktionen, Fourier-Analysen oder Spektraldarstellungen herangezogen (siehe Abschnitt 3.1.2). Die Tastschnimechnik besteht aus der Abtastung des Oberflächenprofils durch e ine Diamantnadel mit einem Tastsystem (z.B . Einkufentastsystem, Pendeltastsystem, Bezugsflächentastsystem), der Aufzeichnung eines überhöhten Profilschnittes mit elektronischen Hilfsmitteln und der Berechnung von Rauheitsmessgrößen. Verfahrenskennzeichen: vertikale Auflösung besser als 0,0 1 firn, horizontale Auflösung begrenzt durch Spitzenradius (z. B. 5 flm) und Kege lwinkel (z. B. 60 °), Problematik der Nichterfassung von " Profi l-Hinterschneidungen" und plastischer Kontaktdefomlation, z. B. bei der Abtastung weicher Oberflächen. Beim Lichtschnillmikroskop erfahrt eine unter 45° auf eine techn ische Oberfläche projizierte schmale Lichtlinie (optisches Spaltbild) durch die Oberflächenmikrogeometrie eine affine Verzerrung, d ie fotografisch dargeste llt oder mit einem Okulamlikrometer mikroskopisch ausgemessen werden kann und eine Bestimmung von Rautiefen > 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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Obcrfllichcllmcss"crfahren: "on der Tastschnitttechnik bis zum Rastcrkmflmikroskop

8.3 Tribologische LaborprUftechnik

213

o be rfliic hCnll "al)'t i k Mit Methoden der Oberflächenanalytik, d. h. der Untersuchung der chemischen Eigenschaften und der atomaren Zusammensetzung sowie der chemischen Bindungszustände von Oberflächen kann auf wirkende Verschleißmechanismen (speziell tribochemische Reaktionen und Adhäsion) geschlossen werden. Bei den physikalischen Verfahren der Oberflächenanalytik kann man durch Beschuss der zu untersuchenden Oberfläche mit Photonen, Elektronen, Ionen oder Neutralteilchen, durch Anlegen hoher elektrischer Feldstärken oder durch Erwärmen Infomlationen tiber die Oberfläche erhalten, wenn die dabei emittierten Photonen, Elektronen, Neutraltei1chen oder Ionen analysiert werden. T a belle 8.3.1 nennt stichwortartig die wichtigsten Verfahren und ihre Anwendungsmöglichkeiten. T a b. 8.3. 1 Phys ikalische Methoden der Oberflächenanalytik und Anwendungsmöglichkeiten Vcrfahn;n

Sund<:

ESCA (Xl'S): Elcktronenspektromelrie rur die chemi· sehe Analyse AES: Auger-Elektronen- Spektrometrie SI M S: SekundlIrionen -Massenspcktrometrie TOF-SI1\"IS: l"ime ofJliglll-S IM S

Anwendungsmögl ichkciten

I" lethode

Tiefcnprot1Ie « 5(}() nm)an dOnnen Schichten (Elemente. z. T. auch Verbindungen)

AES ESCA TOF-S IMS

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e-: l'hotoclTekt

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Kopplun g mit Prllp
Probcnmmerialien und Methodenspczit1kmionen Metalle. Halbleiter Metalle. Halblciter. Nichtleiter Metalle. Halbleiter. Nichtleiter Simulation von Tcchnologicverfahren sschri lien

Elemcnl"crteilungsbildcr an Obcrniichcn

AES ESCA TOF-SIMS

< 100 nm < 50 flm < 200 nm

I\h:tallc. Halbleitcr Mctalle. Halbleiter. Nichtleitcr Metalle. Halbleiter. Nichtleite r

Chemische Analyse an Obertlächen (Spczimion)

AES ESCA TOF-SIMS

«

I ~m 50 ).1111

< 1).1111

nur l"letal1c und Halblcitcr sub-flm am Synchrotron substan zspczit1sch. Datenbank crf.

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Empfi ndlichkeit sehr elernentspezit1seh

Eleme1llspuren. (l'rofilanalytik. TOF-SIMS Element "ertei lungen)

Bei der Elektronenstrahlmikroanalyse (Mikrosonde) wird die von einem Elektronenstrahl ausgelöste stofTspezifische Rölltgellstrahlung mit Hilfe von wellenlä ngelld ispersi"en oder energiedispersiven (EDAX, Energy Dispersive Analysis of X-Rays) Spektrometern analysiert. Die Mikrosonde erfordert fU.r eine Elementaranalyse (Ordnungszahl Z > 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

·

·

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.

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Verschlcißwiderstalld von Slahlpaarungen vcrschiedcne r Viekcrs-Hiinc (HV): unterschiedliche ßClI'ertullgsfolgell bei unterschiedlichen Vcrsch1cißartcll

8.3 Tribologische LaborprüRechnik

217

Bewertung \'on Verschlcißschut7-schichtcli Die Möglichkeiten der mechanismenorientierten Verschleißprüfung zur Kennzeichnung von Verschleißschutzschichten bei verschiedenen Beanspruchungen so llen am Beispie l der rur technische Anwendung interessanten gehärteten, nitrierten und borierten Stählen demonstriert werden (Habig, 1980 und 1981). Durch geeignete Wahl der Prü fsystemstrukturen und des Beanspruchungskollektivs wurde mit verschiedenen Tribometern ein Dominieren einzelner Verschleißmechanismen realisiert, die sich mit Hilfe des Rasterelektronenm ikroskops nachweisen ließen. In vereinfachter Form können die einzelnen Verschleißmechanismen durch die fo lgenden Labor- Versuehsbedingungen realisiert werden (Habig, 1980): Adhäsion (a): Gleitverschleiß bei Festkörperreibung besonders von Metall-MetallGleitpaarungen unter Vakuum bzw. definierten Gasatmospharen (z. B. Inertgas) Tribooxidation (b): Gleitverschleiß bei Festkörperreibung oder Mischreibung bei Reaktionsschichtbildung durch Wirkung von vorgegebenen Umgebungsmedien in einer abgeschlossenen Versuchskammer Abrasion Cc): Furchungsverschleiß eines Probekörpers unter Festkörperreibung bei Beanspruchung durch einen härteren und rauen Gegenkörper (Gegenkörperfurchung) oder abrasiver ZwischenstofTe (Tei1chenfurchung), z. B. mit SchleiReller- oder SchleiRopfVerfahren Obernäehenzerrüttung (d): Verschleiß durch tribologische Wechsel beanspruchung besonders bei Rollkomakt, d. h. Wälzverschleiß bei Festkörperreibung oder Mischreibung Die Ergebnissee, gegliedert nach den in den einzelnen Versuchsserien dominierenden Verseh leißmechan ismen, sind in Bild 8.3.11 dargestellt. a. Bei Festkörperreibung im Vakuum dominiert die Adhäsion. Unter diesen Bedingungen hat die nitrierte Stahlpaarung den höchsten Verschleißwiderstalld. b. Bei Festkörperreibung in Luft ist die Tribooxidation von entscheidender Bedeutung. Die borierte Stahlpaarung hat dabei den höchsten Verschleißwiderstand, weil sich auf den Eisenboridschichten eine schützende, oxidische Reaktionsschicht bildet. Die Eisennitridschicht wird dagegen durch die Tribooxidation zerstört, so dass sie unter diesen Bedingungen einen niedrigen Verschleißwiderstand hat. c. Bei der Beanspruchung durch mineralische Korundkörner haben Eisenboridschichten wegen ihrer hohen Härte einen hohen Widerstand gegen Abrasion. Dies bestätigt, dass bei Abrasivbeanspruchung durch eine geeignete Härte der Verschleißwiderstand erheblich erhöht werden kann. d. Dominiert bei Wälzbeanspruchungen die Obernächenzerrüttung, so zeichnet sich die einsatzgehärtete Stahlpaarung durch den höchsten Verschleißwiderstand aus. Versch le ißschutzschichten, die bei Gleitbeanspruchungen beim Domini eren von Adhäs ion (a), Tribooxidation (b) oder Abrasion (c) den Verschleißwiderstand von Stahl erhöhen können, haben bei den zyklischen (Hertzschen) Material-Ermlidungsprozessen der Obernächenzerrüttung keinen, den Verschleißwiderstand erhöhenden Effekt. Die in den Bildern 8.3.10 und 8.3.11 zusammengefassten Ergebnisse illustrieren, dass durch mechanismenorientierte VerschleißpTÜfungen das tribologisehe Verhalten von Werkstoffpaa-

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

218

rungen in Abhängigkeit der Konstellation wirkender Verschleißmechanismen untersucht werden kann, wobei je nach Dominanz der einzelnen Verschleißmechanismen unterschied liche Bewertungsfolgen resultieren können. Sind bei praktischen technischen Anwendungen d ie domin ierenden Verschleißmechanismen bekannt, ist die meehanismenorientierte Verschleißprüfung eine wichtige lribometrische Methode zur Werkstoffwah l und zur Opt im ierung tribotechn ischer Systeme. Dominierender Verschleißmechanismus: Tribooxidation Abrasion

Adhäsion (.)

10 2

t10'

r-

(b)

102

t

(0)

-

10 '

10- 1

10- 1

Oberflächenzerruttung 10 2

t10 ' 10-

(d)

-

I

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10-2 L .L--L---'LJ 10-2 L -'----'-----'---' 10-' LJL-L-.LJ ~

N B

I

~

N B

~

N B

St N

B

B: borierter Stahl 42CrM04, vergütet N: nitrierter Stahl 42CrM04, vergütet I SI: Stahl C 45, gehärtet und angelassen

= = =

= =

= =

(a) Feslkörpergleitverschleiß. StifVScheibe, Vakuum 10-6 bar, FN ION, v 0,1 mJs; 5 1 km (b) Festkörpergleitverschleiß. StifVScheibe, Luft 50 % Feuchte, FN ION, v 0,1 mJs; s 1 km (c) Furchungsverschleiß. Schleifteller Korundpapier, FN 17 N, n 125 min- l, t 6 min (d) WälzlStoß-Verschleiß,10 % Schlupf. ZylinderlZylinder, 01 SAE 10, 3*10 5 Zyklen, fs",,~ = 4 Hz

=

Bild 8.3. 11

=

Vcrschleißwidcrstand von gchärtctcn. nitricrtcn und boricrtcn Werkstoffcn in Abhängigkeit wirkender Vcrschleißrncehanisrncn: unterschiedliche Bewcrtungsfolgcn bei untcrschicdlichen Vcrsehleißmcchanismcn

8.3.4 Tribologische Rin gvers uche Ringversuche (Rolll1d Robil1 Tests) dienen in zahlre ichen Bereichen der Technik zur Bestimmung und Kennzeichnung der Wiederho lbarkeit und Reproduzierbarkeit von Messungen und Prüfungen. In der Tribologie wurde ein umfangre icher internationaler Ringversuch zur Ke nnzeichnung der Wiederholbarkeit und Reproduzierbarkeit von Reibungs- und Versch le ißprüfungen im Rahmen der Kooperation VAMAS (Versai lles Project on Advanced Materials and Standards) durchgefLihrt (Czichos, Becker und Lexow, 1987, 1989). Die Ringversuche erfolgten an Probekörpern aus (X-Ah03 Keramik und Stahl unter Beteili gung von 31 Institutionen aus den sieben Ländern des Weltwirtschaftsgipfels. Anhand d ieses Beispie ls werden Organisation, DurchfLihrung und Auswertung tribologischer Ringversuche in exemplarischer Form erläutert. Die tribologischen Ringversuche wurden unter den Bedingungen der Festkörperreibung mit einem Kugel-Sche ibe-Prüfsystem unter genau definierten Prüfbed ingungen durchgefLihrt, siehe Bild 8.3. 12. Die Probekörper wurden in einheitlicher Form von einem zentralen Hersteller im Hinbl ick auf Geometrie, Abmessungen und Obernächellbehandl ung hergestell t. Auf der Basis einer gründlichen Systemana lyse wurden d ie fo lgenden Versuchsbed ingungen spezifiziert und den tei lnehmenden Laboratorien in der Fonn einer genau einzuhaltenden "Check- Liste" mitgeteilt.

8.3 Tribologische LaborprUftechnik

2 19

1

T _ 23 G e

~ = 10 N

50% rel. Feuchte

v_ O.1 mfs s _1 km

Werkstoffpaarungen

~I Schelbo Stahl 100 Cr 6 Ke ramik (1 -

I.

AI 2 0 3

Stahl 100 Cr 6

Messungen

Keram ik

(I- A1 2 0 3 • Reibungskraft

Paarung 1

Paarung 2

• Verschleißd aten (Ko~one nten , System)

Paarung 3

Paaru ng 4

• Versdl lelßerscheinungsform (REM, Profilometrle)

Bild 8.3. 12

Übersicht über die Versuchsbcdingungen des VAMi\S-Ringvcrsuch~ :

FN NOn1mlkrall.

v Glcitgeschwindigkeit. s Gleitweg. T UmgcbungstempcTawr. relative Lullfcuchtigkcit

Prü fsys tem (Kuge l-Scheibe- Konfig uration)

( I) Stationäre Kugel (1 0 mm Durchmesser), rotierende Scheibe (40 mm Außendurchmesser, Verschleißspllrdllrc hmesser 32 mm)

(2) Horizontale Lage der Probenscheibe (3) Rotationsrichtung der Scheibe ist vo n jedem Teilnehmer anzugeben (4) Verschle ißpartikel vo n Kugel und Scheibe sind zu samm e ln und geschlossen aufzubewahren

(5) Halterungen fur Kugel und Scheibe können von den Teilnehmern se lbst ge ferti gt werden (6) Mögliche Vibrationen des Prüfsystems beim Versuc h si nd zu kennzeichnen (z. B. Vibrationsamplituden und Frequenzverteilungen an zu kennzeichnenden Posit ionen)

(7) Steifheitskennzeichen der Testkonfiguration (wenn bekannt) soll ten angegeben werdoo

11.

W l'r kstofTc a-A 12ü 3 Keram ik und Stahl 100 Cr6 (Daten über Zusammensetzung, Rauheit, Härte und Mikrostruktur wurden den Tei lnehmern mitgeteilt).

111.

Atmosphiirc Laborluft (relative Luftfeuchtigkeit = 50 ± 10 %; T = 23 ± I 0c)

220 IV.

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik Sc hmierstofT Es wurde kein SchmierstofT verwendet ; die Versuche wurden unter Bedingungen der Festkörper-Gleitreibung durchgeführt.

V.

Bea nspru chungs kollekti" ( I) Bewegungsfoml: kontinuierliches einsinniges Gleiten (2) Normalkraft, FN = ION (3) Gleitgeschwindigkeit, v = 0, I ms- I (4) Temperatur, T = 23 + I °C (5) Gleitweg, s = I km (6) Anzahl der Versuche: 3 bis 5

VI.

Oberflächenbehandlung de r Probekörper ( I) Keine mechanische Oberllächenbehandlung durch die Teilnehmer erforderlich, da alle Probekörper in einheitlicher Weise von einer zentralen Stelle hergestellt wurden (2) Die Probekörperoberllächen s ind unmittelbar vor dem Versuch zu reinigen : Reinigung mit Freon (CI2FC-CF2CI), Trocknen in warmer Luft, Abspülen mit Hexan, Trocknen in e iner Temperierkammer bei 100 °C für 30 Minuten (3) Chemikalien hoher Reinheit s ind zu verwenden. (4) Die Probekörper sind in Exsikkatoren aufzubewahren und zu transportieren.

VII. Messungen VII.! Verschleiß Es ist anzugeben , ob der Verschleiß der Kugel , der Scheibe oder der Systemverschleiß von Kugel und Scheibe gemessen wurde: ( I) Linearer Verschleißbetrag, d. h. Längenänderungen der Probekörper senkrecht zur Kontaktlläche, kontinuierlich zu messen und aufzuze ichnen (2) Die Probekörper sind vor und nach den tribologischen Prüfungen zu wiegen. (3) Verschleißkalottendurchmesser der Kugeln si nd mikroskopi sch auszumessen. (4) Tastsch niudiagramme beider rTÜfkörperoberf1ächen vor und nach den Versuchsläufen s ind aufzunehmen. VI1.2 Reibun g Es ist anzugeben, ob die Reibungskrafi oder das Reibdrehmoment gemessen wurde. Es sollte ein Reibungsd iagramm mit einer Kennze ichnung der Fluktuationen bei Beginn und am Ende der Versuche mit e iner Darstellung minimaler und maximaler Abweichungen während der Versuchsdurchflihrung hergestellt werden. VIII . Oberfläche nuntersuchunge n Versch leiß-Oberflächen und Verschleiß-Partikel s ind durc h lichtmikroskopische Farbaufnahmen und rasterelektronenmikroskopische Aufnahmen zu dokumentieren.

221

8.3 Tribologische LaborprUftechnik IX.

Auswertungen Ein detailliertes Formblatt zur Versuchsdurchflihrung, das die obigen Punkte der Abschnitte I. bis VIII. enthält, wurde zusammen mit prUffertigen, in Plastikbehälter eingeschweißten Probekörpern von einer Zentralstelle an alle Versuchsteilnehmer gesandt. Zur Auswertung der numerischen Reibungs- und Verschleißdaten wurden die Ergebnisse der einzelnen teilnehmenden Laboratorien in der folgenden Weise behandelt, um stat istisch gesicherte Daten zu erhalten: Es wurden nur Ergebnisse von Teilnehmern berücksichtigt, die mehr als einen Versuchslauf pro Probekörperpaarung durchgeflihrt hatten. Wenn die einzelnen Teilnehmer Mittelwerte angaben, die sie selbst in Wiederholmessungen gewonnen hatten , wurden diese so behandelt, als ob s ie aus drei Messungen entstanden wären.

X.

Mcssergebnissc Aus den Resultaten der Einzelte ilnehmer wurden die folgenden vier Arten numerischer Daten bestimmt: ( I) die Reibungszahl nach einem Gleitweg von 1000 Metern (2) die Verschleißrate des Systems im Gleichgewichtszustand, d. h. die Längenänderung der Probekörper senkrecht zur Kontaktfläche bei einem Laufweg zwischen 300 und 1000 Meter, dividiert durch den Gleitweg (Hinweis: Diese Messgröße ist geometrieabhängig und kann nicht direkt mit Verschleißraten anderer Prüfsysteme vergl ichen werden) (3) der Verschleißkalottendurchmesser der Kugel (4) die Verschleißspurbreite auf der Versuchsscheibe.

In Tab. 8.6.1 sind die tribologischen " Systemdaten" , d. h. die arithmetischen Mittelwerte von Reibungszahl und Verschleißrate mit der jeweiligen Standardabweichung zusammengestellt. Tab. 8.3.3

Ergebnisse des tribologisehen Ring\'ersuchs. Versuchsbcdingungcn siehe Bild 8.3. 12

Reibungszahl f

~I Scheibe Stahl 100 Cr 6 Keramik

= FR' FN

System-Verschleißrate in ]Jmlkm

Stahl 100 Cr 6

a - A1 2 O l

Keramik

~I Scheibe

Paarung 1: 0,6010,11

Paarung 2: 0,7610,14

Stahl 100 Cr 6

Paarung 3:

Paarung 4:

a - A1 2 0 3 0,6010,12 0,41 10,08

Keramik

a - A1 2 0 3

Stahl 100 Cr 6

Keramik

a - A1 2 O l

Paarung I : Paarung 2: 70120 sehr gering Paarung 3: 81 129

Paarung 4: sehr gering

Ein Vergleich der Ergebn isse der Teilnehmer ergab, dass alle teilnehmenden Inst itutionen in der Lage waren, die tribologischen Prü fungen unter den spezifizierten Bedingungen von Normalkraft, Geschwindigkeit und Umgebungstemperatur durchzuftihren. Die Werte der relativen Luftfeuchtigkeit der Umgebungsatmosphäre variierten jedoch bei den einzelnen Versuchen zwischen 13 % und 78 % , d. h. weniger als die Hälfte der Teilnehmerinstitut ionen waren in der Lage, die relative Luftfeuchtigkeit der Testapparatur innerhalb der vorgegebenen Grenzen von 50 % ± 10 % Feuchtigkeit zu halten.

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

222

Die Ergebni sse der lribologischen Ringversuche zeigten, dass eine gute Reproduzierbarkeit der numerischen Re ibungs- und Verschleißmessdaten y erzielt werden kann, die zusammenfassend in Form der relativen Standardabweichung ((s r Y)·IOO)% gekennzeichnet werden kann, wobei nach dem ASTM Standard E 691 zwischen den folgenden Größen unterschieden wird: Sr: Reproduzierbarkeil zwischen den Messwerten e ines Laboratoriums SR : Reproduzierbarkeit bezüglich der Messwerte aller Laboratorien Mit dieser Unterscheidung ergeben sich zusammenfassend die folgenden Ergebn isse: ( I)

Reproduzierbarkeit der Reibungsmessdaten sr ""± 9% bis± 13 %; SR =± 18 % bis ± 20 %

(2)

Reproduzierbarkeit der Verschleißmessdaten (Komponentenverschleiß) sr =± 5 % bis ± 7 %; SR = ± 15 % bis ± 20%

(3)

Reproduzierbarkeit der System-Verschle ißmessdaten Sr = ± 14%; SR = ±29%b is ± 38%

Nach den Ergebnissen dieser tribologischen Ringversuche ist die Reproduzierbarkei t von Rebungs- und Verschleißmessungen vergleichbar mit der anderer ingenieurtechn ischer Größen, vora usgesetzt, dass die Prüfungen unter genau spezifizierten Versuchsbedingungen entsprechend den Standardvorgaben der Ringversuch-Prü ftechnik durchgeflihrt werden. Di e in Tabelle 8.6.1 zusammengestellten Ergebnisse der Ringversuche können als ReferenzMessdaten flir die untersuchten tribologischen WerkslofTpaarungen unter den angegebenen Referenzbed ingungen der Systemstruktur des Prü fsystems und des vorgegebenen Beanspruchungskollektivs angesehen werden. Sie können damit zur Kalibrierung von Tribometern mit vergleichbaren Prüfsystemen dienen.

8.4 Messtechnik der Mikro- und Nanoskala Die tribologische Mess- und Prüftechnik ist in den letzten Jahren von der Makrotechnik und Mikrotechnik bis in den Bereich der Nanotechn ik erweitert worden. Die folgenden experimentellen MikrolNanotechniken haben wesentl ich zum Verständnis der Reibung und allgeme in der Tribologie beigetragen: •

SlIrfilCe Force Apparalll.\· SFA (McGuiggan. 2007; Israelachvili, 1990; Gee, 1990; Homola, 1989)

•

Rasferkrajimikroskop im Kontakt-Modus (SFM Scanning Force Microscope, AFM Atomic Force Microseope) (Binning 1986)

•

Friction Force Microscope FFM; Lateral Force Microscope LFM zur Messung der durch Reibung hervorgerufenen lateralen Kräfte (Mate, 1987)

•

Mikro-Qllar=krislall-lVaage (QCM Quarz-Crystal Microba lance) (Krim, 2007).

In diesem Kapitel werden die Messtechniken von SFA und SFM behandelt, die aufkleiner und kleinster Skala, also im Längenbereich zwischen einigen Pi cometern (pm), Nanometern (nm) und Mikrometern üun), Reibung erzeugen und messen sowie die beteiligten Prozesse und Stoffe ana lysieren. Der Begriff Obeljläche ist dabei auf den zu betrachtenden Skalen bereich

8.4 Messtechnik der Mikro- und Nanoskala

223

eingeschränkt. Die kleinsten zu berücksichtigenden Abmessungen sotten hier Größen und Abstände aufatomarer Skala sein. Zusatzbemerkung: Zwar s ind durchaus SFM-Messungen der Wechselwirkung zwischen Spitzen und Oberflächen auf sub-atomarer Skala bekannt und zeigen z. B. die Substruktur auf einer Oberfläche aus Wolfram-Atomen mit e iner Auflösung von 77 pm (Hembaeher, 2004). Die Nutzung dieser Verfahren innerhalb einer tribologischen Fragestellung führte zur Messung der Kräfte die benöt igt werden , um ein einzelnes Cobalt-Atom (Co) auf einer Platin< 1I I>-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).

.,

b'

"

Radius I

-

last , FN

Reibung FR Glas --l> Polymerkleber :Gli ":>I.

Polymer (2)

Polymer(kleber): Glas

Bild 8.4. 1

--001

_

v,

Koo\aktdurchmesser 10-

(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.

L....:'-":~~I~;:::::;~

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

h

t::::::x

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

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik e) ~ •..,

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... ...

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d)

1

-' I Bild 8.4.3


binierten SFM/STM-Expcrimcnt auf Gr;lphit (HOI'G). Grauwcrtskaliaung s. c) und d). Wie die Linicnprofik zwi sch':ll den zwei weißen Quadrawn in a) rcsp. den weißen Kreisen

in b) zeigen. sicht man
0.6 nN. Nach Munz CI al. (2003)

8.4.3 Techniken im Raslcrkraftmikroskop (SF'M, AFM) Di e Grundzüge des SFM entsprechen dem Raster-Tunnel-Mikroskops. In der kontaktierenden Rasterkraftmikroskopie wird die Spitze, die sich am Ende einem Federbalkens befindet, mit einer von Nu ll verschiedenen Auflage- oder Normalkraft FN auf d ie Oberfiäche gedrückt (Binnig, Rohrer, Gerber 1986). Die Rasterbereiche liegen je nach Instrument zwischen etwa I pm . I pm und 200 ~Lln . 200 pill. Der Höhenrasterbereich liegt bei ca. I pm bis 20 pm . Bei gegebener digitaler Auflösung der Digita l-Analog-Wandler erhöhen kleinere Rasterbereiche der Piezosteller die Abtastgenauigke it. Die Ortsauflösung ist f1ir kleine Rasterbereiche im Idea lfall sub-atomar. Der Kontakt der SFM-Spitze mit der Probenoberfläche stellt e in Reibsystem dar, sobald eine Relativbewegung zwischen Sp itze und Oberfläche realisiert wird (Seal/Vorgang). Das Prinzip des SFM ist in Bild 8.4.4 dargestellt. Zur Regel ung auf konstante Kraft während des Abrasterns der Oberfläche wird die Verb iegung eines Federba lkens in N0Tl11a lrichtung verwendet. Auf einem Positionsdetektor, i. d. R. einer Vierquadranten-Diode (Photodetektor), wandert bei Erhöh ung der repulsiven Wechselwirkung (Auflagekraft) der vom Balken reflekt ierte Laserfleck nach oben (Bild 8.4.4 , links), als Messsignal datljr werden die Lichtintensitäten

(/ / + 11) - (J3 + /4) = F N

(Nonnalkraftsignal)

nach analoger elektronischer Verrechnung verwendet. Ähn lich wie beim STM hält nun ein Regelkreis diesen Wert während des Abrastcms der Oberfläche konstant, der Laserfl eck bewegt sich som it idea lerweise nicht mehr in der senkrechten Richtung. Bilder d ieses Rege lfehlers geben Aufschluss über die Konstanz der Au fl agekraft (hell = Kraft F N zu hoch, dunkel = Kraft FN zu klein) und ähneln kantendominierten Bildern aus der Elektronenm ikroskop ie (Abb. 6.3 .8, links). Wird die Abtastrichtung senkrecht zur Längsachse des Federbalkens gewählt fU hrt die Torsion des Balkens zu e inelll Auswandern des Lichtflecks in horizontaler Richtung (B ild 8.4.4 , rechts), vereinfacht ist die rur Balkentorsion aufgewendete Kraft gleich der Lateralkraft des reibenden Kontaktes auf der Oberfläche. die laterale Verbiegung des Balkens in der Balken-Ebene und die Deformat ion der Spitze werden meist vemach lässig. Es gilt (J / + /3) - (J2 + /4) = FL

(Lateralkrafls ignal)

8.4 Messtechnik der Mikro- und Nanoskala

Bild 8.4.4

227

Rasier-Krall-Mikroskop. Links: Kontakl-SFM-Modus. Rechts: Simultan wird im LFMModus (Lateral Force Mieroseope) die Torsion des Balkens gemessen

Da es bislang filr diesen Signalanteil der Lateralkraft keinen eigenen Regelkreis zur Konstanthaltung gibt, ändert sich die Position des Lasertlecks auf der Positionsdiode und die aktuelle Kontakttläche an der Spitze ist nicht konstant. Trotz aller Versuche der Kalibrierung der lateralen Federbalkenkräfte ist dies ein noch zu behebendes Manko dieser Technik, es entstehen grundsätzliche Unterschiede zwischen Hin- und Rückbewegung, zudem ist der Zusammenhang zwischen Reibung und Mess-Signal nicht streng linear. Bild 8.4.5 zeigt links die Reibfläche eines KeramikverbundwerkstofTs aus Siliziumcarbid Sie und Titandiborid TiB2 im FwKontrast und rechts den ReibkollIrast FR derselben Fläche. Die Bilder sind gleichzeitig in einer Rasterung über 10 f.\m· 10 f.\m aufgenommen. Helle Stellen bedeuten hohe Werte und dunkle entsprechen niedrigen Werten der Kraft, in beiden Bildern lassen sich die Gefligebestandteile des zweiphasigen Werkstoffs erkennen. Das Reibkraft-Bild zeigt, dass die beiden Bestandteile der Keramik unterschiedliche Reibniveaus besitzen: Das Sie weist die höhere Reibung im Kontakt mit der SFM-Spitze aus SiJ N4 auf. 10

Ilm.----:-~

5

Bild 8.4.5

Nomml- und Lateral-Kran-Bild eines Keramik-Verbundll"erkstofTs aus SiC lind TiB 2. Das SiC besitzt im Vergleich zum TiB 2 die höhere Reibung (hellere Bereiche im Reibkontrasl. reehls) gegen die Si 3N4-SFM-Spilze. Die GrauSllIfcn sind auf maximalem Kontrast

228

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

Kalibrierung Achtet man bei der Durchfiihrung eines Reibkraftexperiments im AFM auf korrekte Lagejustierung bei Probe und Ba lken und minimiert selbst kleine Abweichungen von der lateralen Mittenposition des Laserspots auf dem Balken, so lassen sich verschiedene Methoden der Kalibrierung des Lateralkraftsignals einsetzten. Der Quotient der Empfindliehkeiten in normaler und lateraler Richtung hängt stark von der Position des Beleuchtungsfl ecks auf dem Federba lkel1 ab: Hohe Empfindlichkeit fiir FN ist am Ende des Balkens, direkt über der Spitze, gegeben. Das bekannteste Kalibrierverfahren fur die Lateralkraftmessung ist die sog. wedge-Methode, die auf Ogletree et al. (Ogletree, 1996) zurück geht. Hier wird an einer wellenförmigel1 oder trapez-fömligen Oberflächel1topographie e inhe itl icher Zusammensetzung die Torsionsantwort des Ba lkens bei positiver und negativer Steigung gemessen. Der bekannte geometrisch bedingte Beitrag zur gesamten Lateralkraft ergibt eine direkte Kalibrierung in Abhängigkeit der Normalkra ft , die bekannt und konstant se in muss. Auch d ie Bestimmung der Sensitivität des Federbalkens au f Normalkräfte benötigt eine nicht im mer modellfreie oder exakte Kalibrierung, eine Übersicht geben Bumham et al. (Bumham, 2003). Ist d ie Normalkraft unka libriert, so lässt s ich aber zumindest der Reibungskoeffiz ient 11 quantitativ erm itteln. Man verg le icht bei der wedge-Methode also Latera lkra ft -Signale bei untersch iedlicher Steigung. Nach einem Vorschlag von She iko (Sheiko, 1993) werden dazu die Kristallfacetten von Stront iumtitantat SrTi0 3 verwendet, die von diesem bereits zur Bestimmung der Spitzengeometrie e ingesetzt wurden. Eine Optimierung der Methode (Varenberg, 2003) verwendet kommerzie ll erhältliche Testproben aus ox idiertem S ilizium , deren < IOO>-Oberfiäche wagerecht und deren schiefe < Ill >-Facetten 54 0 44 ' dazu gekippt liegen. Die wagerechten Flächen erleichtem d ie Durchführung und Berechnung erheblich. Ursachen für Feh lmessungen (Übersprechen, s. u.) und die Verfahrensweise ihrer Vermeidung erläuterten Pru nici und Hess ( Prunici, 2008). Li , Kim und Rydberg (Li , 2006) legten die Probleme der bisher dahin bekannten Kalibrierverfahren offen, eine davon ist die Notwendigke it , geometrische Parameter des Federbalkens und der Position und Form der Abtast-Spitze exakt, beisp ielsweise in e inem Elektronenmikroskop, zu bestimmen. Ein weiteres Problem besteht darin, dass für die Messung die Spitze über eine Oberfläche gleiten muss und dabe i beide Reibpartner e inem Versch le iß, d. h. sowohl einer Formveränderung als auch einer Änderung der Zusammensetzung, unterliegen. Das Verfahren von Li et al. dagegen besteht in dem Aufbau einer speziellen Kal ibriervorrichtu ng, einer fLir laterale Kräfte sensitiven Kraftmessdose mit e inem Empfindlichkeitsbereich von e ini gen Na110newtol1 bis Mikronewton. Sie verwenden dafiir e inen diamagnetischen Stoff wie Graph it (HOPG) mit bekannter magnetischer Suszept ibilität und bringen ihn in mittels vier unter der Probe montierten Pemmnentmagneten zum Schweben. Di e Probe wird zuvor auf den Graphit gek lebt. Der Aufbau verhält sich wie ein Feder-System, dessen latera le Auslenkung mit einem laserbasierten Messsystem bestimmt werden kann , typischem'eise beträgt die Federkonstante ein ige 10 pN/nm. Montiert man d iesen Kraftmesser in ein Rasterkraftmikroskop, betrieben im Kontakt-Modus, so wird die vert ika le Posit ion über den Regelkreis unter Zuhilfenahme des Höhenpiezos gehalten und der komplette Aufbau kann mit dem Scanpiezo quer zur Längsrichtung des Federbalkens hin und her bewegt werden. Di e Spitze reibt nicht über die Oberfläche, sondern bewegt lediglich die schwebende Probe in lateraler Ric htung, was mit dem laserbasierten Auslenkungsmessgerät detektiert wird. Das im SFM-Posit ionsdetektor gemessene S ignal wird dann zu der lateralen Auslenkung, die auf eine Kraft rückfuhrbar ist, in Beziehung gesetzt. In ähnl icher Wei se lässt sich ergänzend auch die Feder in Normal-Richtung ka li brieren. Da der Laser des SFM , d ie Gle ichmäßigkeit der spiege lnde Rückse ite des Federba lkens und die Pos it ion, der Kippwinkel und die Rotation der Positionsdiode nicht exakt kontrollier-

8.4 Messtechnik der Mikro- und Nanoskala

229

bar sind, kommt es zu einern Übersprechen zwischen den Signalen fiir FN und FR, Signalante ile der Latera l-Komponente fi nden som it sich im Messsignal fur d ie Nonnal-Richtung und umgekehrt. Auch d iese Abweichung lässt sich mit dem sog. diamagnetic lateral force calibrator (D-LFC) von Li, Kim und Rydberg bestimmen . Betrachtet man Bi lder eines Reibungskontrastes etwas genauer erkennt man, dass jede Topographieänderung auf der Oberfläche das Bild verändert, nicht nur Variationen des Reibungskoe ffi zienten, also lokal geänderte Adhäs ion und Defomlation . Bi ld 8.4.6 erläutert dies. Gegeben ist eine Oberfläche mit zwei versch iedenen Reibungseigenschaften und getrennt davon einer topograph ischen Stufe. Die Auslenkung des Laserstrahis durch die Balkentorsion und der Verlauf der Torsionskraft bei I-lin- und Rückweg sind schematisch und idealisiert wiedergegeben (Reibungsschle ife,jriclio/J loop). Durch Subtraktion der Signa le nach zei lenweiser Kompensation des Linienversatzes, der im Umkehrpunkt der Abtastung dure h lokal variierende Haftung entsteht, lassen sich Topographieanefakte und material induzierte Anteile (,,-Kontrast) trennen. Die beiden Reibkontrastbilder von Hin- und Rückweg zeigen den Versatz um etwa 1,5 ~un und den Kontrastwechse l. Die Oberfläche des Polyanilins wurde loka l mit wässriger Salzsäure dotiert, dadurch wird das Po lymer nicht nur lokal elektrisch le itflihig sondern die dotierte Zone wird auch we icher, wodurch die Re ibung zunimmt.

11 klein

p kl ein

-

Union-

Bild 8.4.6

Schctl1:ltischc D:lrslcllung der Kontrasterzeugung bei Reibungsbildern. vergleichend HiT Hin- und Rückweg

230

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

Bilder der Federbalkentorsion stellen also nicht automatisch die korrekten Verhältnisse der lokalen Reibkraft dar, da sie mit Fehlem behaftet sind, die grundsätzlich bei jeder Abweichung der Topographie von der Horizontalen auftreten. Zudem haftet in jedem Umkehrpun kt die Spi tze, in Abhängigkeit der Geschwindigkeit, des Materials und der gewählten Auflagekraft, unterschiedlich stark. Das Ergebnis der zeilenweisen Subtraktion der Signale ist deshalb fehlerbehaftet, weil man nicht davon ausgehen darf, dass in jedem Umkehrpunkt der erzeugte Linienversatz dem Betrage nach gleich ist. Ist der Laser ungenau auf dem Federbalken justiert, ist der Federbalken zur kompletten Abdeckung des Laserfokus zu schmal oder ist der Balken sehr dünn und damit teilweise transparent, ergibt sich ein neues Problem: Auch die Oberfläche der zu untersuchenden Probe wird beleuchtet, das Licht wird teilweise rel1ektiert und erreicht dann den Photodetektor, wo die beiden Strahlanteile interferieren. Tordiert nun der Federbalken oder ändert sich die effektive Reflektivität der Probe aus geometrischen Gründen oder aufgr und der Materialzusammensetzung, ändem sich somit auch die Intensitäten des rel1ektierten Lichts und damit der Signale fUr FR. Dies fuhrt zu wellenförmigen, überlagerten Mustem im Reibungskontrast bis hin zur völligen Unbrauchbarkeit.

Modulierte Reibkraftmikroskopie Das Interferenz- Problem , die Unbestimmtheit des Linienversatzes zur Erzielung artefaktfre ierer Reibungsmessungen sowie die Nachfrage nach einem empfindlicheren Verfahren zur Messung der Reibung insbesondere auf Polymeroberflächen, flihrten 1999 zur verstärkten Nutzung der modu lierten Reibkraftmikroskopie (modulated lateral force microscopy - MLFM oder dYJlomic scollJling jric/ion force microscopy - DSFFM), (Krotil, 1999; Stunn, 1999). Bei der MLFM wird senkrecht zur Federbalkenlängsachse während des Sam-Vorgangs mittels eines Piezos eine Wegmodulation von einigen Nanometem oder weniger aufgebracht und die resultierende, hochfrequente Federbalkentorsion mit einem phasenempfindlichen Gleichrichter oder Trägerfrequenzverstärker (lock-in amplijier) gemessen . Die Grundidee stammt von Colchero et al. (Colchero, 1996), der mit dieser Technik Heterogenitäten der Reibungswechselwirkung auf einer Si-Oberfläche fand, bei der eine homogene Bedeckung mit Siliziumoxid erwartet wurde. Di e Anwendung von Modulationstechniken im MLFM bei weitgehend freier Wahl der Frequenz ist fur Polymere wegen der Frequenzabhängigkeit des Moduls sehr interessant. Vereinfacht gesagt: Polymere im gummielastischen Zustand erhöhen ihren Modul mit steigender Frequenz in einem fur sie charakteristischen Übergangsbereich und verhalten sich wie ein Polymerglas, umgekehrt verhält sich ein glasiges Polymer unter sehr langsamer, lang anhaltender Belastung durchaus wie ein Gummi oder e ine Polymerschmelze (s. a. Glasübergang, Relaxation und time-temperatuJ"e superposition principle; Painter, 1998; EI ias , 200 I; Mark 1996). Durch geschickte Auswahl der Frequenz kann man somit Polymere unterscheiden, die unter langsamerer Beanspruchung den gleichen Reibwel1 resp. Modul aufweisen. Ein besserer Anschluss an den makroskopisch relevanten Geschwindigkeitsbereich bei Reibvorgängen kommt bei MLFM ergänzend hinzu. Üblicherweise können Rasterkraftmikroskope nicht sehr viel schneller als mit 150 ~lIll/s bctrieben wcrden. MLFM mit 64 MHz Modulationsfrequenz erreicht schon bei einer Vibrationsamplitude von I nm eine Geschwindigkeit von über 6 cm/s (Sturm, 2007). Während die Nützlichkeit höherer Reibgeschwindigkeiten flir Messungen an technisch relevanten, harten Werkstoffoberflächen wie Titannitrid TiN (Bonse, 2000) auf der Hand liegt, bedarf ihre Bedeutung flir die Reibung auf Polymeroberflächen einer weitergehenden Erläuterung. Kommen die Asperiten der Reibfläche und des Testkörpers miteinander in reibenden Kontakt. entsteht an einigen, lokalen Stellen eine so hohe Spannung, dass sie die Fließgrenze übersteigt.

8.4 Messtechnik der Mikro- und Nanoskala

231

Dadurch wird die Oberfläche durch plastische Deformation genau so lange verändert, bis die Last ausreichend gle ichmäßig verteilt ist (Berg, 2003) und die Fließgrenze wieder unterschritten wird. Es ist einsichtig, dass eine solche selbstregulierende WerkstofTumformung ein stark nicht-linearer Prozess innerhalb der Mechanik des Kontaktes ist. welcher nicht zwangsläufig erwünscht ist. Er fuhrt aber dazu, dass bei gleitender Reibung die Reibkraft bei vielen Stoffsystemen weitestgehend unabhängig von der Reibgeschwindigkeit ist (Perssons, 1998). Bei Polymeren ist dies nicht zwangsläufig der Fall: Auch nach Ausgleich der Last durch plastische Defomlation verbleibt eine Abhängigkeit von der Geschwindigkeit, also der Frequenz der mechanischen Belastung. Die Beweglichkeit von Kettensegmenten oder Seitengruppen der Kette lässt sich nämlich verschiedenen Relaxationsmechanismen zuordnen , die zu jeweil s eigenen Frequenzabhängigkeiten der Beweglichkeit, damit des Moduls und damit auch der Reibung fiihren. Im Frequenzbereich der Relaxation, welche die innere viskoelastische Dissipation kontrolliert, steigt die Reibung an (Tocha, 2005). Eine quantitati ve Untersuchung der Oberflächenreibung, hier der obersten I nm bis 3 nm auf Polymethylmethacrylat (PMMA) im Frequenzbereich zw ischen I und 107 Hz, ze igen die Hauptketten-R elaxation (a, Glasübergang) und die ß-Relaxation der Seitenkette. Da die gemessenen Aktivierungsenergien etwa dreifach höher und die Relaxat ionsfrequenzen ebenfalls größer sind als die typischen Werte fiir das PMMA- Volumen, kann man zudem sch ließen, dass das freie Volumen an der Oberfläche größer ist und dort auch eine höhere Kettenmobilität vorliegt (Tocha, 2009). Ist die Kontaktsituation ausreichend präzise definiert und die Oberflächen glatt und sauber, lässt sich ein sogenannter single asperily conlact realisieren, wo also nur eine Spitze aufatomar glatter Oberfläche reibt (Meyer, 1996). Diese spezielle Kontaktsituation, die Anlass zu der Bezeichnung .. Nanotribologie·' (Bhushan, 1995) gab, findet sich auch auf Polymeroberflächen (Sturm , 1999) und fUhrt bei Reibexperimenten im Rasterkraftrnikroskop zu einem nichtlinearen Zusammenhang zwischen Reibungskraft und Normalkraft, beschreibbar durch das JKR-Mode ll nach Johnson, Kendall und Roberts (Johnson , 1971). Auf die Vielzahl anderer Modelle und ihre Gültigkeitsbereiche soll hier nicht weiter eingegangen werden (Johnson, 1997). Es gilt nach dem JKR-Mode ll: FR ==

JT '

O' (RJE*)213 . [(FN - FII) + 2FII+ {4' FII' (FN -FII) + (2 ' FII)2 } \/2 )2'3

mit der Scherfestigkeit 0, dem Kontaktradius R, der Reibkraft FR, der Normalkraft FN, der Haftkraft (Pull-off-force) F H und dem Kehrwert des reduzierten Moduls E* als

lIE* = (I -S)2 I ES + (1-1')2 1 EI', wobei Es und EI' der Youngsche Modul von Sp itze (S) und Probe (P) sow ie s und I' die entsprechenden Querkonlraktionszahlen (Poisso/J ra/io) sind. Betrachtet man die Gleichung nach JKR, dann fallt auf, dass lokale Änderungen des Moduls eine Ursache sind fur örtlich variierende Reibung und dass lokal variierende Haftung zwischen Spitze und Probe zusätzlichen Einfluss nimmt auf die Re ibungskontraste. Selbst an komplexen Oberflächen wie Drei-Komponenten-Modellsysteme fiir Bremsbeläge, die wegen ihres Gehalts an Polybutad ien (PB) in flüssigem St ickstoff unter strengem Ausschl uss Wasser poliert werden müssen, lassen sich auch die beiden weiteren Bestandteile beschre iben, nämlich Phenolharz (PH) und Antimon(lll)sulfid (Sb2S3) (Munz, 2002). Bild 8.4.7 a) und b) geben die konventionell durch die Federbalkentorsion gemessene Reibkraft FR rur Hin- und Rückweg, die Bilder sind hinsicht lich der Kontraste invertiert, wie zu Bild 8.4.6 bereits erläutert. Die beiden organischen Phasen heben sich deutlich vone inander ab, durch die starken topographie-bedingten Störungen ist das Sb2S3 nicht erkennbar. Dies ist im Amplituden-Bild des MLFM anders (e), hier ist der Wert der dynamischen Reibung (61,1 kHz) signifi-

232

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

kam untersche idbar. Der Phasenkontrast der MLFM zeigt insbesondere eine große Verschiebung fijr PB. Eine der hier nicht weiter zu erläuternden Methoden der Kraftmodulationstechniken zur Messung der Steifigkeit, die Force ModulOlion lI1icroscopy (FMM), bei der ähnlich zur MLFM d ie Nommlkraft moduliert wird, bietet bestätigende Infonnationen. Die größere Steifigkeit (Bild 8.4.7, g) des Sb2S3 (hohe Signalstärke entspricht hoher Steifigke it) untersche idet sich beträcht lich von der umgebenden, weicheren Phenolharzmatrix und den noch weicheren Einschlüssen aus PB, die Phasenversch iebung auf PB ist, wie im MLFM-Bild, entsprechend groß. Durch Nachg iebigkeit des PB erklärt sich auch die hohe Reibkraft FR an den entsprechenden Stellen in (c) und (d): Die erhöhte Kontaktfläche geht e inher mit größerer Reibung.

Bild 8.4.7

Topographil: mit ZllIax = 2903 nm (a) Normalkraf\ FN. (b) quasi-statische Lateralkraf\signaJe. (c) Hinsc~m I'on links nach rechts. (d) RUcksean. Signale der modulierten Rei bung. (e) Amplitude. (f) Phase lmd Signale einer Steifigkei1S!l1eSsung mittel FM M. (g) Amplitude. (h) Phase. 1·lohe Signal stiirken korrespondieren mit heBen Fa rben. Die Karte der Obcrfiächenzusa1llmensetzung gibt i). ßildbrcite 80 fun: Scan-Geschwindigkeit - 50 11m S·l. Die Modulationen können simul1an bei 61.1 kH z (MLFM ) und 59.0 kHz (FMM) durchgel1lhrt werden ohne sich zu stören. Nach Munz (2002)

Man s ieht, dass die Mechanismen der frequenzabhängigen Energiedissipation bei genauerer Betrachtung der Re ibung von Bedeutung sind. Aber auch die Masse der Atome, die aneinander reiben, kann e ine wichtige Rolle spielen: Eine höhere Masse reduziert die Reibung. In einem SFM in einer evakuierbaren Kammer wurden zwei verschiedene Oberflächen (S ilizi um, Si und Diamant , C) entweder mit Wasserstoff oder mit Deuterium abgeschlossen . Deuterium hat , bei ansonsten weitgehend g leichen chemischen Eigenschaften, durch sein zusätzl iches Neutron eine in etwa doppelte Masse. Gleitet die SFM -Spitze über die Oberfläche, nimmt sie Teile der kinetischen Energie der Spitze auf und die Schwingungen der Oberflächenatome werden stärker. Je leichter in diesem Experiment das Atom ist, desto höher kann die Schwingfrequen z, damit die mögliche Energied issipation und somit die Reibung sein (Cannara, 2007). Vie lfaltige Anwendungsmöglichkeiten und Simulationsrechnungen zur Methodik geben Song et a1. (Song, 2008), Meyer et al. (Meyer, 1995) sowie Munz et al. (Munz, 2003). Informationen zu den hier nicht behandelten Methoden zur Messung der Adhäsion finden sich bei Butt, Cappella und Kappl (Butt, 2005). Die Grund lagen zu verschiedenen Messtechniken lassen sich aus dem " Handbook 0/ Nonoleclmolog;f' (Bhushan, 2004) und dem Buch " Komoktmechonik und Reibung" (Popov, 2009) erarbeiten , wo in idealer Weise der Brückensch lag zwischen der Nano- und Makroskala erfolgt. Wichti ge Sch ritte in Richtung einer quantitativen Analyse können durch den Übersichtsartikel von Reinstädtler et al. (Reinstädtler, 2005) erschlossen werden.

8.4 Messtechn ik der Mikro- und Nanoskala

233

Reibungs minderung und stick-slip Eliminierung durch Normalkraftv ibration im M LFM Die Alodlilierte Reibkraftmikroskopie MLFM ist eine sehr geeignete Methode um das Phänomen reduzierter Reibung bei der Einkopplung von Ultraschall in den gleitenden Kontakt zu erforschen. Vibrationen im Ultraschallbereich zeigen auch auf makroskopischer Skala ihre Wirkung (Pohlmann, 1966; Littman, 2001). Erste LFM-Experimente mit Vibrationen vertikal zur Probenoberfläche zeigten starke Reduktion der Reibung (Dinell i, 1997). Bei Einführung moderater lateraler Vibrationen kann aber sowoh l auf Polymeren (Stunn, 1999) als auch auf Siliziumoxid (Sturm, 2007) gezeigt werden, dass sogar der slick-slip-Effekt im Umkehrpunkt eines SFM-scans ausgeschaltet werden kann. Bild 8.4.8 illustriert und erläuten die Methode.

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Bild 8.4.8

Rcibungsmindcfung und stick-slip Eliminicrung durch No rma lkrativibration im MLFM

Erläuterungen zu Bild 8.4.8, Beeinflussung der Reibungskraft FR mittels latera ler WegModulation mit I MHz senkrecht zur Längsachse des Federbalkens: (a) Vom Scanner vorgegebener Weg x. (b) Für einen kurzen Moment ist die Geschwind igkeit V scan = O. Aus technischen Gründen erfolgt die Änderung von VSC~11 nicht abrupt.

234

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

(c) Am Umkehrpunkt des scans steht idealerweise der Federbalken wieder parallel zur Obernäche, die Torsion resp. FR sind Nu ll. Ohne überlagerte Modulation löst sich die Spitze ruckartig, sobald die Torsionskra ft des Balkens die Haftkraft der Spitze übersteigt, der Federbalken wird bei seinen Kontaktresonanzfrequenzen angeregt. Mit überlagerter Modulation verschwinden nicht nur die durch das ruckart ige Ablösen der Spitze entstehenden Eigenschwingungen, sondern es sinkt auch die Reibungskraft FR. (d) Bild von FR, aufgenommen mit unterschiedlichen Modulationsamplituden U. Die Schwingung in lateraler Richtung verschwindet. (e) Das Haften und ruckartige Ablösen der Spitze fUhrt auch zu Schw ingungen des Federbalkens in Normalrichtung, auch diese Schwingung wird unterdrückt. (f) Bild der Normalkraft FN, die Eingangsgröße des SFM-Regelkreises ist. Auch hier erkennt man den Zusammenhang zwischen der Anregungsamplitude U der Modulation und der Unterdrückung der parasitären Eigen-Schwingungen des Balkens.

Bild 8.4.9 demonstriert das geänderte Verhalten der Wechse lwirkung zwischen SiliziumSpitze und Silizium-Oberfläche im Detail (Hinrichsen, 200 1), durchgefUhrt während eines scans mit einer Geschwindigkeit von 19,8 ~t1n/s.

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ML FM- Expcriment mit variierender Anregungsspannung zum Einfluss der lIochfrequenzmodulatiun auf die Reibung zwischen Si -Obcrflikhe und Si-SFM -Spitze. a) Ampli tude der hoch-frequenten Federbalkell(orsiun. b) Nachgeregehe Auflagekr-
8.4 Messtechnik der Mikro- und Nanoskala

235

Zunächst erkennt man den linearen Zusammenhang zwischen der Anregungsspannung am Piezo, der den Federbalken senkrecht zur seiner Längsachse bewegt, und der gemessenen Amplitude der Federbalkentorsion (Bild 8.4.9 a). Hinsichtlich der Stimulat ion gibt es also keine Ursache fiir Nichtlinearitäten. Die Spann ung wurde zudem mehrfach über den Bere ich erhöht und wieder abgesenkt, eine Hysterese ist nicht zu erkennen. Der Regler des Mikroskops soll die Auflagekraft FN konstant halten, bis auf e ine Störung bei geringer Anregungsamplitude ge lingt dies auch. Man kann vermuten, dass zu geringe Amplituden der Weg-Modulation ein kurzfristiges Haften der Spitze nicht ganz verhindem kann. Der Effekt ist klein, weil er im nachfolgend gezeigten Reibkontrast FR nur schwach zu erkennen ist (Bild 8.4.9 c). Dort sieht man nämlich, dass mit erhöhter lateraler Weg-Modulation die Reibung zwischen Spitze und Oberfläche sofort stark abnimmt, bis dieser Vorgang bei U - O,7 V abklingt und FR nur noch schwach absinkt. Diese Anregungsspannung entspricht dem Wert der notwendig ist, um auch die Störungen in F N zu beseitigen, was die Annahme des ab diesem Moment beseitigten slickslip-Verhaltens stützt. Da die glatte Si liziumoberfläche auf der betrachteten z-Skala keine Topograph ie aufweist, so llte der ::- Piezo stillstehen. Dies ist, wie Bild 8.4.9 d zeigt, nicht der Fall: Der Piezo dehnt s ich scheinbar grundlos um nicht ganz 30 nm aus, bis er s ich ab der Modulationsanregung von U - 2 V wieder um etwa die Hälfte zusammenzieht. Da Topographie als Grund ausscheidet und dieses Phänomen revers ible ist (auch hier tritt keine merkliche Hysterese auf), muss sich die Kraft wechselw irkung zwischen Oberfläche und Spitze geändert haben . Genauer: Der Piezo wird vom Regelkreis ausgedehnt, damit er einen Verlust an Kraftwechselwirkung im Kontakt ausgleicht. Über das Hookesche Gesetz lässt s ich die Kraftreduktion berechnen (Bild 8.4 .9 d, rechte Achse), sie beträgt bei U - 2 V etwas mehr als 3 nN und fallt bis U - 10 V f1uf ca. 1,5 nN ab. Bemerkenswert ist, dass die charakteristischen Modulfltionswerte fLir die Änderung der Kraftwechselwirkung und der Reduktion der Reibung FR bei der Anregungsfrequenz von 14 MHz nicht übereinstimmen, bei einer Frequenz von I MHz aber durchaus (Hinrichsen, 2001; Sturm, 2007). Welcher frequenzabhängige Mechanismus als Ursache der dargestellten Effekte in Frage kommt ist noch unklar. Experimente mit kalibrierten und höheren Wegamplituden stehenl10ch aus, da sowoh l eine solcherart hochfrequente Bewegung der Masse von Federbalken und Halter als auch eine so schnelle Wegmessung im Nanometerbereich nicht einfach auf kleinstem Raum im Kopf eines Rasterkraftmikroskops zu realisieren ist. Das System Si-Spitze auf S iWafer ist auch nur scheinbar einfach, Oxidschichten und der allgegenwärtige d[inne Wasserfilm können ebenso e ine Rolle sp ie len wie tribochemische Einflüsse. Im Jahr 2006 erfolgte eine grundsätzliche Bestätigung der besprochenen Phänomene (Socol iuc, 2006). Hier wurde der Federbalken bei se iner Resonanzfrequenz (56,7 kHz) in Nomlalrichtung angeregt und im Ultrahochvakuum eine Oberfläche aus einem Kochsalz-Einkristall (NaCI) vermessen. Auch hier fallt FR mit steigender Spannung am die Modu lation erzeugenden Piezo ab. Dank der erfolgten Kfllibri erung des Federbalkens lässt sich dabe i feststellen, dass die Reibung zwischen Si-Spitze und NaCI-Oberfläche auf unter 10 pN abgesenkt wird. Molekulardynamische Rechnungen (MD) zeigen, dass auf der Nanoskala bei kleinen Kontakten und hohen Temperaturen auf NaCI, ähnlich wie beim Gleiten eines Schlittschuhs auf Eis, ein Zustand stark reduzierter Reibungswechselwirkung erreicht werden kann, der mit einer lokalen Verflüssigung des Festkörpers erklärt wird (Zykova-Timan, 2007). Neuste MD-Simulal ionen geben zudem tieferen Einblick in die Frage, wie weit Modelle der Kontinuumsmechanik beim Übergang zur Nanoskala noch tragfähig sind (Mo, 2009). Hier wurde eine Oberfläche aus Diamant simu liert, auf der eine Spitze mit Radius 30 nm aus amorphem Kohlensto ff reibt. Es wurde u. a. gezeigt, dass die Reibung linear von der Anzahl der

236

8 Tribologische Mess- und Prüftechn ik

Atome abhängt, die eine chemische Bindung im Kontakt aufbauen. Dies weicht ab von den bisherigen AnSätzen, welche den Auf- und Abbau chemischer Bindungen während des Re ibvorgangs vernachlässigten. Die Reibung wird nach diesem Modell auf allen Längenskaien proportional zur wahren Kontaktt1äche. die lediglich nach dem obigen Ansatz defi niert sein muss: Nicht d ie geometrische Kontaktt1äche, sondem die Fläche in chemischer Wechselwirkung dominiert das Geschehen. Das Modell sagt weiterhin voraus, dass bei red uzierter Adhäsion zw ischen den kontaktierenden Obert1ächen ein Übergang von nichtlinearer zu linearer Abhängigkeit der Reibung von der Aut1agekraft stanfindet, was viele Reibexperimente, auch bei unterschiedlichen Geschwindigkeiten (Sturm, 1999), auf der Nano- und Mikroskala bestätigen (Colburn, 2007; Gao, 2004). Simulationsmethoden von Mehrkörpersystemen, welche die oft komplexen Verhältnisse im Reibkontakt korrekt berücksichtigen können, über sehr viele Längengrößenordnungen skalenübergreifend funktionieren und trotzdem schnell lind mit vertretbarem Aufwand zu Ergebnissen ruhren, wurden unlängst vorgestellt (Geike, 2008). Wichtig dabei ist, dass die Eingangsparameter rur Simulationen kornplen sind und während der Experimente die Normalkraft auf jeder zu betrachtenden Zeitskala konstant gehalten wird, eine Bedingung, die Rastersondenmikroskope leichter gewährleisten können als bei MakroTribometem .

8.5 Tribologische Simulationsprüftechnik Die tribologische Simulationsprüftechnik (Kategorien IV bis VI der tribologischen Prüfsystemali k nach Bild 8. 1.1) ist außerordentlich schwierig, da hier nicht die aus Physik und Techn ik bekannten "Simulations- oder Ähnliehkeitsmodelle" angewendet werden können. Diese basieren nämlich auf "Kontinuitäts- und Kompatibilitätsvoraussetzungen" , die in der Tribologie illleracfillg slII/aces in relalive lIIoliOIl - nicht gegeben sind. Ein pragmatischer - aber dennoch aufwendiger - Ansatz rur die tribologische Modell- und Simulationsprüflechnik kann aus der Anwendung der systemtechnischen Methodik abgeleitet werden. In Bild 8.5. 1 ist im oberen Teil nochmals d ie bekannte allgemeine systemanalytische Beschreibung tribologischer Systeme wiedergegeben (vgl. Kap. 2.4). Aus den systemtechnischen Parameiergruppen des Beanspruchungskollektivs und der Systemstruktur lassen sich die im unteren Tei l von Bild 8.5.1 stichwortartig aufgefiihrten .. Modellierungskriterien·· ableiten. Ausgehend von dieser Methodik sind im Folgenden einige Regeln fLir die tribologische Simulationspr[iftechnik aufgefiihrt. Auswahl der Struktur des Prüfs)'stems ( PS) und zugehöriger S trukturparameter Der erste Schritt bei der DurchfLihrung tribologischer Modell- oder Simulationspr[j fungen besteht darin, die an einem Reibungs- und Verschleißvorgang direkt beteiligten stofflichen Elemente bzw. Bauteile des zu simulierenden tribologischen Systems (TTS) zu charakterisieren. HaI man die grundsätzlichen Elemente, also Grundkörper (I), Gegenkörper (2), Zwischenstoff (3) und Umgebungsmedium (4) des tribotechnischen Systems (TTS) analysiert, ist ein geeignetes Prüfsystem mit vergleichbarer Struktur auszusuchen. Es müssen nun die Kontaktverhältnisse zwischen dem tribotechnischen System und dem Prlifsystem verglichen werden (siehe Bild 3.2.6). Ein wichtiges Auswahlkriterium fur Prüfsysteme besteht also darin, Systeme mit vergleichbarer, d. h. konfomler oder konlraformer Wirkflächenpaarung zu verwenden. Der nächste Schritt in der Bearbeit ungsmethodik besteht darin, die Eingriffsverhähnisse € von Grundkörper und Gegenkörper zu bestimmen (siehe Bild 3.3 .7). Nachdem die

8.5 Tribologische Simulationsprüftechnik

237

Kontaktverhältnisse und die Eingriffsverhältnisse von tribotechnischem System und Prüfsystem verglichen wurden, können die Werkstoffe des Prü fsystems unter Berücksichtigung der jeweiligen Eingriffsverhältnisse festgelegt werden. Außerdem muss bei tribologischen Prüfungen dasselbe Umgebungsmedium wie im entsprechenden tribotechnischcn System verwendet werden. Beanspru ch ungskollektiv: Wirktlewegungen: Gleiten, Wälzen, Sloßen. Strömen (Art, Dimension, Zeitvertau f) Operative Größen: Normalkraft F N' Geschwindigkeit v. Temperatur T . Dauer I Syslemstruktur • Triboelem ente (1), (2), (3), (4)

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• Tritloelemenleigenschaften

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• Triboelemen t-Wechselwir\<:ungen: - Kontakt-Mecha nik - FilmdickelRauheitsvemältnis Tritlologische Prozesse

Reibung , Verschleiß" f (Beans pru chungs kolletiv, Systems truktur) Aus der allgemeinen syslemanalylische Beschreibung tribologischer Systeme tassen sich Modelliervngskriterien ableiten, denen ein Modell-Priifsystem entsprechen muss. damit sich modell mäßig bestimmte Reibungs- und Verschleißkenngrößen auf ein tribotechnisches System übertragen lassen.

rl Tribotechnisehes System I Wirkhewcgungcn Operativc Größen Triboc1emente Triboc1cmcntcigcnschaficn Kontakt-Mcchanik FilmdickefRauheitsvcrhältnis Tribologischc Prozesse

I Modell-Prüfsystem f-

Modellierungs kriterie n Art, Dimension, Zeilvertauf Skaliervng von F N, v, T , t Stoffidentität (1) bis (4) Vergleichbarkeit Kontraform itäts/Konformitätsgrad Arbeitspunkt in Stritleck-Kurve Vergleichbar\<:eit von Reibungsund Verschleißmechanismen

,

Wir\<:bewegungen Operative Größen Triboelemenle Tritloelementeigenschaflen Kontakt-Mechanik Filmdicke/Rauheitsvemältnis Tribologische Prozesse

r-r-

,-- Reibungs- und Verschleißkenngroßen •

- agbarkeit. . L- Reibungs - und V eßchlclßkcnngroßen - ......- Ubert Bild 8.5.1

Systcrnlcchnischc Grundlagcn I1ir dic tri bologische Modell- und Simu lationsprüftechnik

Spezifikation von ßeanspruchungspllramelern und Prüfkörpereigenschaflen Wenn die Struktur des entsprechenden tribologischen Prüfsystems, d. h. die Prüfkörpergeometrien und die zugehörigen EingrifTsverhältnissc festliegen , muss anschließend das Beanspruchungskollektiv spezifiziert werden. Als Ausgangspunkt muss eine Abschätzung - so möglich - der Flächenpressungen und Werkstoffanstrengungen im zu simulierenden tribotechnisehen System (TTS) vorgenommen werden. Hiervor ausgehend wird eine Vorauswahl von Geometrie und Abmessungen der Prüfkörper durchgeführt. Es sollten dann die vorzugebenden Nonnalkräfte, die Flächenpressungen und WerkslofTanslrengungen im Prüfsystem abgeschätzt werden. Aufgrund derartiger Abschätzungen können die Bereiche der zuläss igen Belastungen im Prüfsystem im Vergleich mit der Situation im entsprechenden praktischen tribotechn ischen System abgegrenzt werden. Damit können auch endgültig Geometrie und Abmessungen der Prüfkörper festgelegt werden. Nachdem d ie Formeigenschaften der Prüfkörper bestimmt sind, müssen jetzt die StotTeigenschaften in praxisgerechter Weise festgelegt und charakterisiert werden. Hierbei sind drei Punkte von besonderer Bedeutung, niirn lich (a) Werkstoff- und

238

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

Obernächenbehandlung, (b) Härte, (c) Obernächenrauheit. Mit Härte- und Rauheits- sow ie Gefligeuntersuchungen muss überprüft werden, ob diese Kenndaten der Prüfkörper praxisnah und mit denen der zu simulierenden tribotechnischen Bauteile vergleichbar sind. Prüfungen bei Festkörperreibung (siehe Stribeck- Kurve, Regime I, Bild 4.1. 1) Bei tribologischen Untersuchungen unter Bedingungen der Festkörperreibung, d. h. im trockenen oder ungeschmierten Zustand, müssen die Obernächen der Prüfkörper einer sorgHihigen Oberniichenbehandlung unterworfen werden. Es muss dann im Prüfsystem dieselbe Wirkbewegung (d. h. z. B. Gleiten, Wälzen, Prallen etc.) wie im tribotechnischen System real isiert werden. Außerdem ist eine praxisgerechte Geschw indigkeit vorzugeben. Ein ganz wesentlicher Punkt ist nUll , dass die thermischen Verhältnisse im Prüfsystem praxisnah sind. Hierzu ist eine thermische Analyse im Prüfsystem durchzufiihren . Dies ist sicherlich eine der schwierigsten Aufgaben der gesamten tribologischen Mess- und Prüftechnik, worauf in Abschnitt 3.4 hingewiesen wurde. Die wesentlichen Messgrößen bei der Durchfiihrung tribologischer Pr[ifungen betreffen nun die Reibung und den Versch leiß. Falls die durchgefiihrten Reibungsmessungen nicht zu Reibungswerten fUhren, die dem Praxis fall entsprechen, muss gegebenenfalls das Beanspruchungskollektiv verändert oder es müssen Parameter der Prüfstruktur variiert werden. Welche Maßnahme konkret zu treffen ist, hängt ausschließlich vom jewei ligen Einzelfall ab und kann nicht in allgemeiner Fonn d iskutiert werden. Ein wichtiges Kriterium fu r die Vergleichbarkeit tribologischer Laborprüfungen stellt die Analyse der Verschleißerscheinungsformen bzw. der Vergleich der Verschleißmessgrößen dar. Falls sich in tribologischen Prüfungen eine Vergleichbarkeit der Verschleißmessgrößen nicht zeigt, sind auch wieder gegebenenfa ll s das Beanspruchungskollektiv oder Parameter der Systemstruktur zu verändern. Auch hier hängen d ie notwendigen Variationen vom konkreten Einzelfall ab. Die letzte wichtige Variable bei der Durchfiihrung tribologischer Prüfungen stellt nun die Versuchsdauer dar, die auch wieder angemessen zu wählen ist, wobei gegebenenfalls auf die Wirksamkeit von St ill standzeiten im praktischen Betrieb geachtet werden muss. Prüfungen bei Flüssigkeitsreibung (siehe Stribeck-Kurve, Regime 111 , Bild 4.1 . 1) Bei tribologischen Prüfungen im geschmi erten Zustand ist es erforderlich, denselben Zwischenstoff wie im tribotechnischen System zu verwenden . Der Begriff ..zwischenstoff· wird wie auch in der früheren DI N 50320 - bewusst verwendet, da in den verschiedenen tribotechnischen Systemen natürlich nicht nur Schmierstoffe, sondern auch andere Zwischenstoffe, wie z. B. verschmutzte Flüssigkeiten oder FHissigkeiten mit Sandpanikein oder harten Körnern im praktischen Betrieb vorkommen. Bei Prüfungen im geschmierten Zustand ist es außerdem sehr wichtig, dass dieselbe Bewegungsform im Prüfsystem wie im entsprechenden tribotechnischen System realisiert wird. Für die tribologische Prüfung ist maßgebend, ob die Kontaktflächen im entsprechenden tribotechnischen System vollständig durch einen Schmierfilm getrennt sind oder nicht. Die vollständige Trennung in erster Nähenmg wird dadurch angezeigt, dass das Verhältnis von Schmierfilmdicke zur Obernächenrauheit größer als 3 ist, siehe Bild 6.1.1. Bei tribologischen Prüfungen unter diesen Bedingungen slehen naturgemäß Untersuchungen von Reibungs- und Schmierungszuständen im Vordergrund. Ohne hier auf weitere Einzelheiten eingehen zu können, sollte bei tribologischen Prüfungen unter Vollschmierung versucht werden, vergleichbare Arbeitspunkle in den Siribeck-Kurven des praktischen Systems und des Prü fsystems zu realisieren.

8.5 Tribologische Simulationsprüftechnik

239

Prüfungen bei Grenz- und Mischreibung (siehe Stribeck-Kurve, Regime 11 , Bild 4. 1 I) Bei tribologischen Prüfungen im Misch- und Grenzreibungsgebiet (siehe Bild 6.1.1) ist nach Wahl eines geeigneten Beanspruchungskollektivs eine Abschätzung des Verhältnisses Schmierfilmdicke zur Oberflächenrauheit durchzufiihren. Auch unter Mischreibungsbedingungen sind sowohl Abschätzungen von Flächenpressungen und Werkstoffanstrengungen (ggf. unter Berücksichtigung von Verkantungseffekten , etc.) und eine angemessene thenn ische Analyse des Prüfsystems als auch Bestimmungen von Reibungskoeffizient und von Verschleißkenngrößen durchzufuhren. Mit der systemtechnischen Bearbeitungsmethodik von Bild 8.4.1 sollte es möglich sein, die wesentl ichen Schritte rur tribologische Simulationsprüfungen durchfUhren zu können. Natürlich stell! diese Bearbeitungsmethod ik nur eine große Richtlinie dar, die im Einzelfall entsprechend zu modifizieren ist. Obwohl die Bearbeitungsmethodik fonnalisiert wirken kann , stellt sie jedoch nur eine Auflistung derjenigen Vorgehensschritte dar, die von einem erfahrenen Prüfingen ieur meist intuitiv durchgemhrt werden . Die Formalisierung in Form einer Bearbeitungsmethodik kann dazu dienen , dass wesent liche Parameter nicht übersehen werden und die Aussagefahigkeit von tribologischen Laborprüfungen gesteigert wird.

8.5.1 Fallstudie Motortechnik: Tribosystcm Kolbcnring/Zy lindcrlaufbahn In der Motortechnik ist das Ziel einer modellmäßigen, außermotorischen Charakterisierung, mit Modellprüfungen (Kategorien V und VI , Bild 8.1) vor den motorischen Versuchen zu klären, ob unter Mischreibungsbedingungen ein vergleichbares oder günstigeres tribologisches Verhalten gegenüber dem aktuellen Serienzustand zu erwarten ist. Damit soll die Zah l der KandidatwerkSlOffe und -schmierstoffe zuverlässig reduziert bzw. eingeengt werden. Die Prüfparameter beziehen sich auf ein KolbenringlZylinderlaufbahn-System und zwar auf die Verhältnisse im sog. "Zwickel bereich" am oberen Totpunkt, (siehe Kap. 11.4, Bi ld 11.4.1) . Die dortigen Beanspruchungsbedingungen wurden im Prüfgerät abgebildet (Woydt, 200 I). Wahl der Prüfgeometrie Bild 8.5,2 SIellI alle vier verwendeten Prüfgeomelrien dar. Die "KolbenringsegmentlScheibe"Anordnung (oben links) wird dann angewandt, wenn aus einem Werkstoff oder einer Beschichtung noch keine motorischen Komponenten darstellbar sind oder der Kostenaufwand dafiir gescheut wird, weil das tribologische Verhalten noch unbekannt ist. Die feh lende Honbearbeitung ste llt unter Umständen einen Nachteil bezüglich der Bewertung dar. Die Entwicklung hat deutlich gezeigt, dass die Anordnung "Ko lbenringsegment/gehonter Zylinderabschnitt" (unten rechts) die geeignetste Modell-Geometrie darstellt, da die Prüfkörper die meisten Fertigungseinflüsse mitbringen. Prülliörper Ein großer Fortschritt hinsichtlich der Aussagefahigkeit ist die Verwendung von Bauteilen, be i denen die gehonte "Mante linnenfläche" eines Zylinderabschnittes tribologisch belastet wird. Damit gelingt es, zusätzlich die Einflüsse der Oberflächenendbearbeitung und des gesamten Herstellungsprozesses von Zyl inderlaufbahnen anwendungsnah mit Versuchskörpern zu untersuchen, die aus der Motorenfertigung stammen. Daftir werden die Versuchskörper fUr das Tribometer einbaufertig aus gehonten Kurbelgehäusen herausgearbeitet oder stranggepresste Aluminiumrohre bei beschichteten Laufbahnen benutzt. Dies bedeutet zwar einen erhöhlen Kostenaufwand, jedoch verbessert sich erheblich die Übertragbarkeit.

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

240 Zwischenmedium

Das Ölvolumen beträgt ca. 500 1111 und ist damit um den Faktor 10 größer als beim reversierenden Gleitverschleiß. Damit werden Ölalterungen bei 170 oe und einer Versuchszeit 22,5 St unden mi nim iert. Die beiden Gleitpartner werden unter Tauchschmierung tribologisch belastet. Einbausituation Im Gegensatz zur Prüfanordnung unter reversierendem Gleitverschleiß, werden d ie Prüfkörper beim Gleitverschleiß derart eingebaut, dass entstehende Verschleißpartikel aus dem Kontakt heraus fallen können oder vom Öl weggespült werden können. Beim reversierendem Gleitversch leiß beansprucht ein Kolbenringsegment einen darunter liegenden Zy linderl aufbahnabschn itt, so dass die Verschleißpartikel im Kontakt verb leiben. ~32

I Ko!benringsegmenVScheibe

I

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Bild 8.5.2

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F, StifVScheibe

I IftlKolbenringsegmenVScheibe

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KolbenringsegmenV gehonter Zylinderabschnitt

I'rüfkörpergeometrien fUr die moddlmlißige. außcrmotorische Charakterisierung des Iribologi schen Verhaltens unler kontinuierlichem Gleitvcrsch1ciß

Normalkraft Die Normalkraft FN und die Temperatur T werden den stat ischen Betriebsbedingungen im oberen Totpunkt angepasst. Den Verbrennungsdruck rechnet man über die Höhe des I. Kolbenringes in eine Normalkraft um, Für Kolbenringe ergeben sich so Nonnalkr'.ifte zwischen 30 N und 100 N . G leitgeschw indigkeit Aus Profilmessungen in axialer Richtung von gelaufenen Zyli nderlaufbahnen erkennt man, dass der Zwickelbereich bzw. die Mischreibung nur auf einer Länge von ca. 5- 10 % der Hublänge des Kolbenweges auftritt, Im 80 % Beanspruchungsfal1 ergibt sich dort ty pischerwe ise eine Gleitgeschwindigkeit um 0,3 m/s. I~cibun gszus tand

Mit einer Normalkraft von FN = 50 N, einer Gleitgeschw indigkeit von 0,3 m/s und einer ÖItemperatur von T = 170 oe stellt sich der Reibungszustand der Misch-JGrenzreibung ein, was

8.6 Tribologische Betriebsprüftechnik

241

an den Reibungszahlen abgelesen werden kann. Die Nornlalkraft von 50 N wendet man vorzugsweise ftir Dieselmotoren an, während fUr Ottomotoren 30 N geeigneter sind.

Gleitweg und Beanspruchungsdauer: ZcitratTcretTekt Erfahrungsgemäß ergibt I km Gleitweg im Tribometer ca. 100 bis 200 km Gleitweg im Motor bzw. eine Beanspruchungsdauer von ein bis vier Betriebsstunden. Aus der Prax is ist bekannt, dass " Altöle" verschleißerhöhend wirken . Da e in Öl nur zum Ende des Wechselintervalls altert, tritt durch die Verwendung eines "Al töls" ein weiterer ZeitratTungsetTekt ein. Üblicherweise verwendet man bei Werkstoffuntersuchungen Altöle aus Lieferfahrzeugen im Stadtverkehr, die womöglich einen Öl wechsel intervall ausgelassen hatten. Vor jeder Ölentnahme filr einen Versuch wird der Vorratsbehälter durchgemischt, um Sedimemierungen aufzuheben.

Übertragbarkeit Modell/Praxis Aus den Ergebnissen der modellmäßigen tribologischen Prüfungen ergeben sich Empfehlungen fur d ie Normalkraft 50 N und rur die Öltemperatur 170 oe. die überwiegend angewendet werden und von den ursprünglichen Parametern T "" ISO oe und FN = 100 N abweichen. Ebenso zeigte sich zwischen dem Tribometer und den Motorversuchen eine qualitative Übereinst immung in der Morphologie der Versch leißflächen und in der qualitativen Bewertung der Verschleißreihenfolge. Der Vergleich ergab auch, dass eine zusätzliche Ansäuerung des Altöles m it HN0 3 und 1-1 2S0" kontraproduktiv ist. Mit der modellmäßigen. außennotorischen Reibungs- und Verschleißprüfung wurden Erkenntnisse über das tribologische Verhalten von KolbenringlZylinderlaufbahn-Paarungen gewonnen, die sich im Motor später entweder ähnlich ergaben oder vorher schon aus dem Motor bekannt waren bzw. die im Motor nicht erarbeitet hätten werden können: Einfluss des Titan- [in 0,0 I Gew.-%] und des Vanad ium -G ehaltes bei Grauguss Ein flu ss unterschiedlicher Wännebehandlungen bei Aluminium-Kurbelgehäusen Si lizium-Gehalt [b is 30 Gew.-%J und Komfeinung in Aluminiumlegierungen theml ische Spritzschichten aus modifizierten Aluminiumlegierungen Endbearbeitungsverfahren und Oberflächengüten bei Grauguss Kolbenringwerkstoffe und -beschichtungen Mangelschmierungstaugliche Versch leißschutzschichten biologisch abbaubare Grundöle und Additive Prozessparameter beim Lasernitrieren von Aluminium Mischreibungszahl der Paarung in Wechselwirkung mit dem Öl Vergleich mit Wettbewerbsprodukte Die hier vorgestellte Fallstudie erlaubt eine Bewertung des Reibungs- und Versch leißverhaltens im Normalbetrieb bei wamlem Motor, d. h. keine Kaltstart- oder Trockenlaufbedingungen sowie keine Aussagen bei überhitztem Motor.

8.6 Tribologische Betriebsprüftechnik Aufgabe der tribologischen Betriebsprüftechnik ist die Untersuchung realer tribotechnischer Systeme oder Bauteile gemäß den Kategorien I bis rrf der tribologischen Prüfsystematik (siehe Bild 8.1. 1) unter den realen Betriebs- und Beanspruchungsbedingungen. Die Vorgehensweise

242

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

und Prüfmethodik kann naturgemäß infolge der Vielfalt tribotechnischer Systeme und Komponenten und ihrer technisch-funktionellen Aufgaben außerordentlich viel faltig sein, so dass hier keine generelle Prüfmethodik rur tribologi sche Betriebsprüfungen vorgegeben werden kann. Aus allgemeiner Sicht sind zwei Vorgehensweisen zu unterscheiden: Prüfung originaler tribotechnischer Systeme und Bauteile in Feldversuchen und Ermittlung von Reibungs- und Verschleißdaten mit geeigneten Detektoren und Sensoren beim Originalbetrieb (Prüfkategorie I, Bild 8.1.1 ) Analyse realer Beanspruchungsbeding ungen im Feldversuch; Prüfung origina ler tribotechnischer Systeme und Bautei le unter den vorher bestimmten realen Beanspruchungsbed ingungen unter Ermitt lung von Reibungs- und Versch leißdaten im Prüfstand (Prüfkategorie 11 , Bild 8.1.1) Eine grund legende Voraussetzung fur die Durchflihrung von Prüfstandversuchen an originalen tribotechnischen Systemen und Bautei len (Kategorie 11 und Kategorie 111 , Bild 8. 1.1) ist d ie Ermitt lung der realen Beanspruchungskollekt ive unter Feldbedingungen. Diese Beanspruchungsbedingungen so llten auf geeigneten Datenträgern aufgezeichnet und den Belaslungse inrichtungen bei ei nem PrüfSlandversueh eingegeben werden, so dass möglichst im PrüfSlandversuch die originalen Beanspruchungsbedingullgen vorliegen. Ein Beispiel rur diese Vorgehensweise sind die Topogramme gemessener Beanspruchungskollekti ve von KraftfahrzeugGetrieben (Heinz, 1982). Hierbei wurden Drehmoment und Temperatur über der Drehzahl und deren Häufigkeit rur typische Fahrstrecken (Autobahn , Stadt fahrt , Gelände) aufgrund von jeweils etwa 4 Millionen Einzehnesswerten ermittelt und in Form von Topogrammen zusammengestel lt (Bild 8.6.1 ). Nur mit dieser aufwendigen Beanspruchungsanalyse war es möglich, flir die Hinteraehs-Getriebeölprüfung auf Getriebe-Prüfständen verkürzte aber repräsentati ve Si mulatiol1s- Fahrprogramm e zu erarbeiten . Die Versuchsergebnisse kOlTelieren mit der Praxis.

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Aufnahme eines re
8.6 Tribologische Betriebsprüftechnik

243

Bei betrieblichen Verschleißuntersuchungen an originalen tribotechnischen Systemen und Bautei len im Originalbetrieb müssen empfindliche Verschleißmeßmethoden verwendet werden. Hi erm it sollte ggf. auch eine Früherkennung eines progressiven Verschleißverhaltens " insillr' mög lich sein. Beispielsweise gestattet eine Verschleißmessung mit Radionukliden eine fortlaufende Beobachtung des Verschleißzustandes ohne Betriebsu nterbrechung des betreffenden tribologischen Systems oder Ausbau der betreffenden tribologischen Bauteilkomponente (Gerve, 1982; Razim und Rodrian , 1985). Beim sogenannten Konzentrationsmessverfahren (Durchflussverfahren) werden abgeriebene Verschleißtei1chen mit einer Messflüssigkeit, zum Beispiel dem Schmieröl, an den Messort (Messkopf) transportiert. Die Auflösung des Verfahrens liegt bei ca. 10-6 g Abrieb / I Messflüssigkeit; Verschleißgeschwindigkeiten von ca. 10-3 J.lmlh können noch gemessen werden. Beim DifTerenzverfahren wird über die Messung der Aktivität eines dünnschichtaktivierten Maschinenteils die infolge Verschleiß auftretende Abnahme der auf dem Bauteil verbliebenen Aktiv itiit und damit die Zunahme des Verschleißes bestimmt. Es können Abriebschichten von weniger als 0,5 J.lm Dicke mit einer Genauigkeit von 10 % bestimmt werden . Die erforderliche Aktivierung der verschleißenden Bauteile kann durch Neutronenaktivierung oder durch Dünnschichtaktivierung an einem Teilchenbeschleuniger durchgefLihrt werden. Ein Anwendungsbeispiel der betrieblichen Verschleißprüftechnik an Gleitlagern mit der Radionuklidtechnik ist die Bestimmung des Übergangs von der vo ilhydrodynamischen Schmierung (nahezu kein Verschleiß) zur Mischreibung, bei dem progressiver Verschleiß einsetzt. ßl ld 8.5.2 zeigt, dass mit der hochauflösenden Radionuklidtechnik direkt im betrieblichen Versuch die Verschleißrate sehr empfindlich gemessen und damit die Übergangsgrenze genau bestimmt werden kann.

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Bild 8.6.2 Anwcndlmgsbeispicl der Radionuklidteehnik in der tribologischen Belricbsprüllechnik: Bestimmung des Überga ngs von der hydrod ynamischen Schmierung zur M isehreibung aus dem Verlauf der Versehleißmte

Eine wichtige Aufgabe der tribologischen ßetriebsprüftechnik betrifft auch die Überwachung laufender Maschinenanlagen und die Früherkennung von Verschleißschädigungsprozessen (Rabinowicz, 1990). Vibrations- und Geräuschanalysen untersuchen die fLir den Betriebs- und Verschleißzustand typische Luftschall- oder Körperschallemission im Frequenzbereich von 10 bis 20 kHz. Eine Zunahme des Geräuschpegels oder eine Verschiebung des Geräusch-Frequenzbandes kann auf eine Änderung des Verschleißzustandes im Betrieb hindeuten (Boness, McBridge and Sobczyk, 1990). Bild 8.6.3 zeigt in einer hier nicht im Einzelnen diskutierten Blockschaltbi lddarstellung eine Schwingungsmessanlage, mit der unter RechneruntersHitzung der Maschinenzustand der Turbosätze auf nuklear betriebenen Eisbrechern (Taymyr-Klasse. 150 m lang, 28 m breit, Tiefgang 8 m, Antriebsleistung 32,5 MW, max. Geschwindigkeit 18,5 Knoten) über-

244

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

wacht wird (Lauka und Utz, 1990). Unter Einsatz moderner Sensorik und Rechentechnik (Personal Computer, Transientenreeorder, Fourieranalysator, ete.) können sowoh l der Ist-Zustand der verschiedenen Aggregate analysiert als auch Trendrechnungen und Trendüberwachungen durchgcfLihrt werden . Maschi",nwarte Monitor

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UM MeultellenumlCl\tlu, PA ProlflMdapte,

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OL Dilkenenllufwe rk ZT Z.ntrt lttil

Selbsterregle S(hwingungen'l bei Gleit· Oilwhip, Nichtiinearitite n lagern

Aus.rich tung. thermiKhe Unwuchten,

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Amp li tude

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Wellenriss, Änderungen in der Ausrichtung. Losen, unterschiedliche Träghe iumomente, Sieehpakeuchwingungen

lr-----.....

~ Wellenriss

o Bild 8.6.3

1/2

2

3

Schematisches Blockschaltbild einer rechnerunterslützten Sehwingungsmessanlage zur Betriebsüberwaehung und Sehadensfrtlherkennung von rotierenden Maschinen (oben). Schwingungsanalysc und potentielle Störungen am Turbosatz nuklear betriebener Eisbre· eher (linten)

8.7 Ergebnisdarstellung tribologischer Prüfungen

245

Der thermische Zustand tribotechnischer Systeme kann durch Temperaturflihler (z. B. Thermoelemente, Thermistoren) im Öl kreislauf oder mittels Slrahlungsanalyse einer triboinduzierten Temperaturstrahlung mit Infrarotdetektoren vorgenommen werden, siehe Kap. 3.5. Die Betriebsprüftechnik von Maschinen und Maschinenelementen wird international als M(Ichillery Diagllostics bezeichnet. Dies wird in Kapitel 22 mit den Themen FaUl/re Prel'ellfioll Strategie.\". COl1ditiol1 MOl1itoring. und NOl1destruclive Emfua/ioll behandelt.

8.7 Ergebnisdarstellung tribologischer Prüfungen Bei der Darstellung der Ergebnisse tribologischer Prüfungen sind alle relevanten mess- und prüfl:echnischen Parameter anzugeben, damit eine Anwendbarkeit der Prüfergebnisse und ein Vergleich mit anderen Prüfungen möglich s ind. Die methodischen, metrologisch-systemtechnischen Grundlagen der Gewinnung und Darstellung von Reibungs- und Verschleißdaten sind in Kapitel 21 zusammengestellt. Bei der Ergebnisdarstellung tribologischer Prüfungen können - je nach Art der lribologischen Prüfung und ihrer Zielsetzung - die folgenden hauptsächlichen Arten unterschieden werden : A. Darstellung der Zeitabhängigkeit tribologischer Mess- oder Prüfgrößen

B. Darstellung der Abhängigkeit tribologischer Mess- oder Prüfgrößen von Parametern der Systemstruktur und des Beanspruchungskollektivs C. Kennzeichnung der Funktionsgrenzen tribologischer Systeme durch kritische Beanspruchungsbedingungen: .,Versagens-Diagramme" (" Transition Diagrams") D. Kennzeichnung der Wirkungsbereiche tribologischer Prozesse - speziell von Versch ieißmechani smen - durch Angabe zugehöriger Grenzbereiche von Beanspruchungsparametern: ..Tribomechanismen-Diagramme" (,.Tribomaps"')

8.7.1 Zeitabhängigkeit von Reibung und Verschleiß Die einfachste DurchfLihrung einer tribologischen Prüfung besteht darin, diese Prüfung be i einer Konstanz aller Parameter des Beanspruchungskollektivs und der Struktur des betreffenden tribologischen Prüfsystems durchzufLihren und dabei nur Re ibung oder Verschleiß al s Funktion der Beanspruchungsdauer zu messen. Bei derartigen Untersuchungen werden charakteristische Reibungs-fZeit-Diagramme oder VerschleißfZeit-Diagramme erfasst, die im Folgenden in vereinfachter Weise beschrieben werden:

Reibungs-Zeit Diagramm e Ein typisches Reibungs-Zeit Diagramm, wie es häufig bei der G leitreibung von z. B. Stahlf Stahl-Paarungen unter Bedingungen der Festkörperreibung beobachtet wird, ist in Bild 8. 7.1 mit einer Einteilung in vier typische Phasen I bis IV in vereinfachter Form wiedergegeben. Der Anfangswert der Reibungszahl fO im Bereich [ betmgt üblicherweise fo "" 0.1 und hängt bei niedrigen Normalkräften FN im wesent li chen von der Scherfestigkeit von Oberflächenverunreinigungen ab und ist somit im Anfangsbereich tribologischer Prüfungen nahezu rnaterialunabhängig. Infolge der Entfernung von Oberflächenverunreinigungen mit zunehmender Dauer der tribologischen Prüfung, der Zunahme einer möglichen Adhäsion durch den ste igenden Kontak tbereich unkontarniniener Oberf1ächenbereiche und durch einen wachsenden An-

246

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik

teil einer (plastischen) Rauheitshügeldeformation und dem möglichen Einbetten von Versch ieißpartikeln findet im Allgemeinen ein gradueller Anstieg der Reibungszahl statt. Der Bereich I1 mit einem Maximalwert der Reibungszahl (~l1ax "" 0,3 ... 1,0 fur die meisten metallischen Gleitpaarungen) ergibt sich bei maximaler Wirkung einer Grenzfl ächenadhäsion, einer Oberflächenrauheitsdefonnation und der möglichen Einbettung von Verschleißpanikein. Im Bereich 111 kann eine Abnahme der Reibungszahl stattfinden, z. B. durch d ie mögliche Bildung schützender tribochemischer Oberflächenschichten und eine Abnahme von Furchu ngsprozessen und Rauheitshügelwechselwirkungen. Der Bereich IV ist in vielen Fällen durch einen Gleichgewichtszustand tribologischer Prozesse im Kontaktgebiet gekennzeichnet und fUh rt häufig zu einer nahezu konstanten Reibungszahl.

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11

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Typische Versuchsbedingungen: • StahlfStahl-Paarungen • Festkörpergleitreibung • niedrige Belastung • mittlere Gleitgeschwindigkeit • Raumtemperatur

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Zeit (Beanspruchungsdauer) oder Gleilweg

Bild 8.7.1

----.

Typisches Reibungs-Zeit Diagram111 bei der Glei treibun g von Stahl-Stahl-Paarungen (schematisch vereinfachte Darstellung)

Dem in Bild 8.7.1 idealisiert dargestellten Kurvenverlauf, der hauptsächlich die Reibung metallischer Werkstoffe charakterisiert , können in der Praxis Kurzzeitfluktuationen, Reibungsspitzen aber auch Stick-Slip-Effekte überlagert sein. Diese Fluktuationen si nd Ausdruck der stochastischen Natur der elementaren Reibungsmechanismen im Kontaktbereich (vg l. Abschnitt 4.3). Für die Ergebnisdarstellung von Reibungsmessungen ist wichtig, dass neben der Kennzeichnung der Zeitabhängigkeit durch eine Reibungs-Zeil Kurve d ie folgenden numerischen Werte der Reibungszahl bestimmt werden: (a) Anfangswert der Reibllngszahl, (b) Maximalwert der Reibungszahl fmax , (c) Endwert der Reibungszahl ffinal. Verschleiß/Zeit-Diagramme Beim Verschleiß können zeitliche Abläufe auftreten, wie sie z. B. beim Gleitversch leiß von Stah l/Stahl- Paarungen unter Bedingungen der Festkörperreibllng häufig beobachtet werden und in Bild 8.7.2 in schematisch vereinfachter Weise dargestellt sind.

8.7 Ergebnisdarstellung tribologischer Prüfungen

t

11

Typische Versuchsbedingungen: • Stahl/Stahl-Paarungen • Festkörpergleitreibung • niedrige Belastung • mittlere Gleitgeschwindigkeit • Raumtemperatur

Zeit (Beanspruchungsdauer) oder Gleitweg Bild 8.7.2

247

111

-

Typisches Verschleiß-Zeit Diagramm bei der Gleitreibung von Stahl-Stahl-Paarungen (schematisch vereinfachte Darstellun g)

Der Bereich I - dem manchmal auch eine Inkubationsze it mit "N ull- Verschleiß" vorausgeht ist der Bereich des so genannten Einlaufversch leißes. In diesem Bereich nimmt häufig die Wahrscheinlichkeit des Auftretens elementarer Verschleißprozesse durch Veründerung der Oberfiächenmikrogeometrie dadurch ab, dass eine " Glättung" der kontaktierenden Rauheitshligel eintritt und damit die Wechselwirkungsrate der Kontakthügelkollisionen abnimmt. Im einfachsten Fall ist in diesem Einlaulbereich die Verschleißgeschwindigkeit dem Versch leißvolumen W umgekehrt proportional , so dass eine Zeitabhängigkeit des Verschleißvolurnens in Form einer Quadratwurzelfunktion der Zeit resultiert. dW dt

W(t) = const· tt / 2

W

Im Bereich I[ kann sich ein relativ stabiler Gleichgewichtszustand der Konstellat ion der Verschleißmechanismen bei konstanten Beanspruchungsbedingungen einstellen. In diesem Fall ist die Wahrscheinlichkeit des Auftretens elementarer Verschleißprozesse konstant. In diesem "Steady-State"-Bere ich mit konstanter Versch leißgeschwindigkeit resultiert häufig ein linearer Zusammenhang zwischen dem Verschleißvolumen W und der Beanspruchungsdauer t. dW - - = const dt

~

W(t) = const . t

Im Bereich 1[1 kann eine Beschleunigung des Verschleißes durch eine Kumulierung elementarer Verschleißprozesse auftreten. Dies ist dadu rch gekennzeichnet, dass eine inkrementelle Zunahme des Verschleißes in einem Zeit intervall eine noch höhere inkrementelle Zunahme des Verschleißes im nächsten Zeitintervall auslöst. Dies bedeutet, dass die Versch leißgeschwindigkeit dem Verschleißvolumen proportional ist, so dass daraus eine exponentielle Zunahme des Verschleißes resultiert.

248

8 Tribologische Mess- und Prüftechnik dW _ W __ dl

~

W(t) = eCOnS\ ·t

In diesem Bereich kann eine Selbstbeschleunigung der Verschleißprozesse auftreten, die dann zu einem Versagen des gesamten Systems fUhren kann. Auch bei Verschleißkurven können ähn lich wie bei der Reibung - Kurzzeitfl uktuationen als Ausdruck der stochastischen Natur der elementaren Verschleißmechanismen im Kontaktbereich auftreten (vg1. Abschnitt 5.3).

8. 7. 2 Abhä ngigkeiten von Bea nspruchun gskollektiv und Syslemstruklur Reibungs- und VerschleißprUfungen werden im Allgemeinen durchgefUhrt, um die Einflüsse von Beanspruchungs- oder Betriebsbedingungen oder die Einflüsse von Werkstoff- oder Schm ierstoffeigenschaften auf das tribologische Verhalten zu untersuchen. Infolge der Systemgebundenheil von Reibungs- und Verschleißkenngrößen ist es unabdingbar - wenn auch häufig etwas aufwendig - die relevanten Parameter des Beanspruchungskollektivs und der Systemstruktur anzugeben, damit die Ergebnisse der durchgeführten tribologischen Prüfung oder Untersuchung auch wirklich anwendbar sind . Die Ergebnisdarstellung tribologischer Prüfungen erfordert somit I.

Angabe des gesamten Beanspruchungskollektivs Normalkraft FN Geschwindigkeit v Temperatur T Beanspruchungsdauer t

11.

Kennzeichnung der Systemstruktur durch Skizzierung der Kontaktgeometrie und Angabe relevanter Stoffparameter von Grundkörper (I) Gegenkörper (2) Zwischenstoff (3) Umgebungsmedium (4)

111 . Graphische Darstellung der gemessenen Reibungs- oder Verschleißkenngrößen als Funktion eines oder mehrerer Variabler des Beanspruchungskollekt ivs (1.) oder der System struktur (11.) Unter Berücksichtigung dieser Grunderfordemisse resultieren außerordentlich vielCiltige Darstellungsformen der Abhängigkeit von Reibung und Verschleiß von den variierten Beanspruchungs- oder Strukturparametem.

8. 7.3 Tribologisch e G rcnzbcanspruchun gs-Diagrammc Die Funktions- bzw. Versagensgrenzen tribologischer Systeme und damit d ie möglichen Grenzbeanspruchungen tribologisch beanspruchter Werkstoffe und Schmierstoffe können durch Grenzbeanspruchungs-Diagramme (" Transition Diagrams") gekennzeichnet werden. Eine Methodik zur Kennzeichnung der Funktions- bzw. Beanspruchungsgrenzen von geschmierten Hertzschen Stahl-Gleitpaarungen wurde von der International Research Group on Wear of Engineering Materials (IRG-OECD) erarbeitet (Czichos and Kirschke, 1972; Bege-

8.7 Ergebnisdarstellung tribologischer Prüfungen

249

linger and de Gee, 1974; Salomon, 1976). In Bild 8.7.3 sind die Methodik und Ergebn isse dargestellt. Bestimmung der km. Belastung F nkril.

Darstellung der kritischen Belastung ("Versagenslast ") als Funktion der Gleitgeschwindigkeit

(v, T ) kons!. 10 -~

10-6

t

Regime 11: Erhöhte Adhäsion, \ partielles . Fressen" \ _ Störung der \ Bewegungsfunktion \

-,

Regime 111: . Seizure" .Verschweißen "

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.Transition 0,2 pOint"

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0,1

I

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~

&! ,. Fnkril. Belastung, d. h. Normalkraft FN

Bild

8.7.3

Regime I: Mischreibung, partielle EHD

..,. Versagen der Bewegungsfunktion

\""',

f<: 0,1; k <: 10- 6 mm3/Nm

..,. aufgabengerechte Bewegungsfunktion

0.001

0,0 1

0,1

10

Gleitgeschwindigkeit v in mls - - _.

Methodik und Darstellung tribologisehcr Grenzbcanspruchungs-Diagmmllle

Die Method ik zur Best immung derartiger IRQ Transition Diagrams besteht aus den fo lgenden hauptsächlichen Schritten: Schritt I: Es sind tribologische Prüfungen mit einem definierten System geschm ierter Hertzseher Gleitkontakte (z. B. Kugel-Scheibe-System oder Vier-KugelSystem) unter kon stanten Beanspruchungsbedingungen von Gleitgeschwindigkeit v, Öltemperatur T, Gleitweg sund Versuchsdauer t mit einer schrittwei se erhöhten Belastung FN durchzuflihren. Die Versuche können entweder mit neuen Probekörpern fLir jeden Belastungsschritt, d.h. ohne Einlauf t < 10 Sekunden; oder nur mit einem Probekörperpaar, d. h. mit Einlaufbedingungen durchgeführt werden. Es sind möglichst kontinuierlich die Reibungszah l fund das Verschleißvolurnen Wv zu bestimmen und der Verschleißkoeflizient k = WV/(FN · s) zu berechnen . Schritt 2: Für eine vorgegebene konstante Kombination der Beanspruchungsgrößen (v , T, t, s) ist die kritische Versagenslast FNcrit fiir den Übergang aus dem Bereich I. (partielle elastohydrodynamische EHD-Schmierung) in den Bereich 11 . (,.Beginnendes Fressen") zu bestimmen. Die Versagensgrenze und damit das Grenztragvemlögen ist gekennzeichnet durch die folgenden Übergänge (Bild 8.8.3, links) : f < 0, 1 ~ f > 0,3 und k < 10-6 mmJ/N m - t k > 5 . 10-6 mmJ/Nm. Schritt 3: Bestimmung der kritischen Versagenslast FNcrit bei einer Variation der Gleitgeschwindigke it v und bei konstant gehaltenen anderen Beanspruchungsparametern (T, t, s).

8 Tribologische Mess- und Prüftechn ik

250

Di e graph ische Darstellung der kritischen Versagenslast FNcril als Funktion der Gleitgeschwindigke it v kennzeichnet das .. Lasttragvemlögen" von Gleitpaarungen mit Hertzschem Kontakt (Bild 8.8.3 rechts). Der Überganges 1./11. kennzeichnet die Störung der Bewegungsfunktion durch hohe Reibungs- und Verschleißwerte und der Übergang der Bereiche 11 ./111. charakterisiert den Verlust der Bewegungsfunktion durch .. Verschweißen·· der G le itpartner. Neben dem in Bild 8.7.4 dargestellten Belastungs-G le itgeschwind igkeits- (Fw v)-Grenzdiagramm gibt es auch ein Belastungs-Temperatur (FwT)-Grenzd iagramm, das die kritische Grenztragfähigkeit FN als Funktion der Sch mierstofftemperatur T (be i konstanten Werten von v, t, s) charakterisiert . Eine 3-d imensionale ,.Grenzbeanspruchungs näche", FNcril == f (v, T), die das Lasnragvermögen FNcril Hertzseher Kontakte a ls Funktion sowohl der Gleitgeschwindigkeit v a ls auch der Öltemperatur T charakterisiert, ergibt sich durch eine Kombination der (Fw v)- und der (FwT)-Grenzen, siehe Bild 6.8.5 (Czichos, 1974).

Hertzscner Kontakt (Vililr- Kugel-System 0 ~;) Stahl IOD Cr 6 Parofl inbasisches Mineralöl SAE 10

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Bild 8.7.4

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Grcn zbcanspruchung (kritischcs Lasttrag vcnnögcn) Hcrtzschcr Stahl-Glcitpaarungen mit Schmierung: kritischc Ve rsagenslast FNkrit als Funktion von Glcitgeschwindigkcit \' und ÖItcmperatur T

Mit Hilfe dieser lRG Transition Diagrams kann modellhafl: der Einnuss von Werkstoffeigenscha ft en (z .B. Mikrostruktur, Härte) von Schm ierstoffeigenschaft en (z. B. Viskosität, chemische Add iti ve) oder von Bedingungen des Umgebungsmediums (z. B. Inertgas, relative Lu ft feuc htigkeit) auf die Funktionsgrenzen der Beanspruchungsparameter (FN, v, T) ftir geschm ierte Hertzsche Gleitkontakte von Stah l/Stah l-Paarungen dargeste llt werden.

8,7.4 Tribomaps Tribomaps kennzeichnen Bere iche unterschiedlicher tribologischer Prozesse (oder unterschiedlicher Bereiche von Reibungs- oder Versch le ißdaten) du rch Grenzlinien von Beanspruchungs-

8.7 Ergebnisdarstellung tribologischer Prüfungen

251

parametern fur diese Bereiche. In Bild 8.7.5 ist in vereinfachter Weise die von Ashby und Mitarbeitern entwickelte Tribomap ftlr Stah l/Stahl-Gleitpaarungen dargestellt, die tribologisehen Details sind in Kapitel 92 beschrieben. 10

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M Milder Verschleiß

Schwerer Verschleiß plastische Deformation .rauhe" Oberflächen

Oxidschichtbildung .glatte" Oberflächen

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Bild 8.7.5

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10

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Tribomap: Empirische Kenn zeichnung von Verschleißbereichen in Abhiingigkcit von ßclaslungs- und Geschwindigkcitsparamclem (schematisch vereinfachle Darstellung)

Für die Darstellung solcher empirischer Wear-Mechallisllls-Maps wurden von Lim und Ashby (1987) normali sierte, d. h. dimensionslose Werte des Verschleißvolumens der Nonnalkraft und der Gleitgeschwindigkeit verwendet, die durch folgende Bezeichnu ngen gekennzeichnet sind: W' = W /A n F'N = FN/An · Ho v' = v·rola Hierbei ist An die nominelle Kontaktfläche der Verschleiß-Oberflächen, Ho ist die Härte bei Raumtemperatur, a ist die thermische Diffusivität, und f O ist der Radius der kreisförnligen nominellen Kontaktfläche. W' ist das Verschleißvolumen, bezogen auf die Einheit der Oberfläche, die pro Einheit des Gleitweges zurückgelegt wird; F'N ist die nominelle Flächenpressung, dividiert durch die Oberflächenhärte, und v' kann als Parameter, der sich durch Division der Gleitgeschwindigkeit durch die Geschwindigkeit des Wärmeflusses ergibt, angesehen werden. Aus einer Analyse der Ergebnisse von veröffentlichten Verschleißuntersuchungen, die ftlr Stah l/Stahl-Gleitpaarungen mit einem Stift-Scheibe-System gewonnen wurde, wurde eine Klassifikat ion der verschiedenen dominierenden Verschleißmechanismen und der dabe i wirkenden Beanspruchungsbedingungen in die fo lgenden Kategorien vorgenommen : -

Adhäsives Versagen (.,Fressen")

252

8 Tribologische Mess- und Prüftechn ik Verschleiß durch triboinduzierte Schmelzprozesse Versch leiß bei dominierender Tribooxidation (m ilder und schwerer triboox idativer Verschleiß) Versch leiß bei domin ierender plastischer Deformation und Delamination

Für jeden der genannten Bereiche der Verschle ißmechanismen wurden die Grenzwel1e der Beanspruchungsbed ingungen der Normal kraft FN und der Gleitgeschwindigkeit v bestimmt und beobachtete Verschleißerscheinungsbilder den FN- und v-Bereichen zugeordnet. Mit Hil fe solcher Tribomaps lassen sich bei hinreichenden Systemähn lichke iten aus den in Tribometerversuchen beobachteten Verschleißcrscheinungsbildem ggf. Anwendungsgrenzen operativer Variabler fLir praktische Anwendungen abschätzen.

253

9 Tribotechnische Werkstoffe Die Auswahl von Werkstoffen fUr tribotechnische Anwendungen richtet sich neben den Gebrauchseigenschaften wie z. B. Verschleißbeständigkeil, Festigkeit, Zähigkeit und Korrosionsbeständigkeit ganz wesentlich nach den wichtigsten Fertigungseigenschaften wie Schweißbarkeit, Umform barkeil, eIe. sowie nach der mittel- und ggf. langfristigen Verftigbarkeit. Bei den tribotechnischen Werkstoffen handelt es sich nur teilweise um Werkstoffe, die flir spezielle Iribologische Anwendungen entwickelt wurden, wie z. B. Werkzeug-, Wälz- oder Gleitl agerwerksto ffe, HartstofTschichten usw. Deshalb kann sich eine allgemeine Darstellung nur an der üblichen Aufteilung von Werkstoffen und deren tribologischem Verhalten unter unterschiedlichen Beanspruchungen orientieren:

I. Guss- und Knetwerkstoffe: Stahl, Gusse isen, Hartlegierungen, Nickel- und Kobaltlegierungen, Kupfer-, Aluminium- und Titanlegierungen 2. SinterwerkSlOffe: Hartmetalle, Ingenieurkeramische Werkstoffe 3. Oberflächenschutzschichten 4. Polymere Werkstoffe. Diese Werkstoffgruppen umfassen die grundlegenden Materialklassen . also metallische, keramische und polymere Werkstoffe sowie deren Verbunde. Sie unterscheiden sich erheblich in ihren Eigenschaften, wie man exemplarisch Tabelle 9.0.1 entnehmen kann. So zeichnen sich metallische Werkstoffe durc h große Werte von Zugfestigkeit Rm, Bruchzähigkeit Kc und Wärmeleitfahigkeit A aus. Bei keramischen Werkstoffen ist der hohe Elasti zitätsmodul E und die hohe Härte H hervorzuheben, die mit steigender Temperatur nur langsam abnehmen. Nachteilig ist die niedrige Bruchzähigkeit. Bei polymeren Werkstoffen ist die niedrige Dichte interessant. Ungünstig wirkt sich ihre geringe themlische Beständigkeit aus. Keramische und polymere Werkstoffe besitzen in den meisten Medien eine höhere Korrosionsbeständigkeit als metallische Werkstoffe, wenn man die Edelmetalle ausnimmt. Durch die Herstellung von Verbundwerkstoffen oder die Beschichtung von Werkstoffen können gezielt best immte Eigenschaftsprofile versch iedener Werkstoffe kombiniert werden , so dass höhere oder andersartige Beanspruchungen möglich sind. Obwoh l das Reibungs- und Verschleißverhalten von Werkstoffen nicht unmittelbar aus ihren Eigenschaften abgeleitet werden kann, beeinflussen die Werkstoffeigenschaften das tribologische Verhalten in erheb lichem Ausmaß. Tabelle 9.0.2 gibt dazu eine Übersicht.

255

9.1 Tribotechnische Werkstoffe im Maschinen- u. Anlagenbau Tab. 9.0.2

Werkstoffeigensehaften. Gct1lgemerkmale und ihre anll"endungsteehnisehe Auswirkung

WerkstoffeigensehafiJ-merkmal

Auswirkung auf

Dichte

Masscnkräfte. Werkstoffanstrengung

Elast izi liitsmodu 1. Querkontrakt ionszah I

Hertz· sehes Schubspannungsmaximum

Wärmeleitfähigkeit. Spez. Wärmekapazität

Reibbcdingte Tempcrnturerhöhung

Wtlrmeausdehn ungskoeffi ziem

Thermisch bedingte Eigenspannungen. Maßtlnderungen. VerzUgc (z. B. Lagerspicl)

Oberflächenenergie

Reibungszahl. l3enetzbarkeil. Adhäsion

Gibb·sehe freie Energie

Reaktionskinetik der triboehemisehen Reaktionen (thermodynmnisehes Gleichgewicht und Gesehwindigkeitskonstanlen werden durch die tribologisehe Beanspruchung in folge der Erhöhung der Defektdich te verändert)

Arrheni uskonstanten

Härte. Streckgrenze. Zugfestigkeit

Zult1ssige Werkstoffanstrengung. Größe und Natur (elastisch/plastisch) der wahren Kontakttläehc

Brw;hzähigkeit

Ri ssausbreitung. Abtrennung von Verseh1cißprodukten

Dauerschwingfest igkeit

Oberflächenzerrüttuilg

Phasen (Art. Anzahl. Größe. Verteilung)

Alle Versehlcißmeehanismen

Gitte rstruktur

Adhtlsion.

Textur

Adhäsion. RcibullgS7"
Eigenspannungen

Oberflächellzerrüllullg

Rcibungs"~1hl.

Abrnsion

Für e inige tribologisch wichtige Größen bzw. fur das tribologische Verhalten ist in Tabe lle 9.0.3 ein qualitativer Vergleich von metallischen, keramischen und polymeren Werkstoffen wiedergegeben . T a b. 9.0.3

Vergleich tribolog iseh relevanter Eigensehatlen von Werkstoffen

Massenkrätle F

F(polymcr) < FlKeramik) < F( Metall)

Hertz·sehe Pressung P

P(polymer) < P(MeullI) < P(Keramik)

Reibbed ingte Temperaturerhöhung T

T(Mctall) < T (Polymer) < TlKeramik)

Adhäsionsenergie (Oberflächenspannung) Ad

Ad(l'olymcr) < Ad(Metall) < Ad(Keramik)

Abrasion (Ab) (Anstieg in die Verseh1cißhoehlage)

Ab( Keramik) < Ab(Metall) < A( Polymer)

Tribochemische Reaktionsfähigkeit R

R( l'olymer) < R(K eramik) < R(Mctall)

256

9 Tribotechnische Werkstoffe

9. t Tribotechnische Werkstoffe im Maschinen- u. Anla genbau Mit Beispielen aus der industriellen Prax is wird einleitend gezeigt, aus welchen Gründen, z. B. Versch leißresistenz gegen Abrasion, sehr unterschiedliche Materialien rur Anwendungen tribotechn ischer Werkstoffe im Maschinen- und Anlagenbau ausgewählt werden müssen. Anschließend werden heute übliche Werkstoffe und Oberflächenschutzschichten beschrieben , die in tribologisch beanspruchten ßauteilen und Werkzeugen eingesetzt werden, wobei in erster Linie die Ergebnisse von Modellverschleißprüfungen herangezogen werden. Transportsysteme

rur Schüttgüter

Muldenkipper sind extrem beanspruchte tribotechnische Systeme. Sie werden zum Transport loser mineralischer Güter (Schüttgut) eingesetzt. Die Dimensionen dieser tribotechnischen Systeme gehen beispielhaft aus ßild 9.1. 1 hervor.

Bitd 9. 1. 1

Mufdcnkipper. Nutzlast bis 360 I. Antrieb dicselelektrisch 2720 k \V

Die Verschleißan der Mulde ist Furchungsverschleiß mit dem Hauptverschleißmechanisrnus Abrasion. Im Wesentlichen hängt die Lebensdauer damit von der Härte als Widerstand gegen das Eindringen eines harten Körpers und der je nach Anwendungsfall angepassten Festigkeit und Zäh igkeit ab. Die einsetzbaren Stähle müssen konstruktionsbedingt brennschneidbar, kaltumformbar und schweißbar sein. Es ist also eine ausreichend feste Matrix zu suchen, in die harte Phasen eingebettet sind, die bei ausreichender Größe eine höhere Härte haben als das angreifende Mineral. Eine sehr kostengünstige Möglichkeit harte Phasen in Stählen zu erzeugen, sind perlitische Strukturen, wobei der Perlit bei furchender Beanspruchung grobstreifig sein sollte, soweit die erforderliche Zähigkeit das zulässt. Normalisierte höher C-haltige ßaustähle sind dafiir bis zu einer Häl1e von 400 HV geeignet. Reicht z. ß. wegen der Forderung nach möglichst geringem Gewicht und den damit verbundenen dünnwandigen Strukturen die Festigkeit nicht aus, so werden mit Mn, Cr, Mo niedriglegierte bzw. mit Nb oder B mikrolegierte Stähle im aus der Walzhitze abgeschreckten Zustand eingesetzt. Diese weisen entweder ein bainitisches oder

9.1 Tribotechnische Werkstoffe im Masch inen- u. Anlagenbau

257

martensitisches Gefijge mit feinen Ausscheidungen und Härtewerten zwischen 400 und 600 HV auf. Gelegentlich werden auch fur bestimmte Anwendungen höhere Härten bis 650 HV erzeugt. Derartige verschleißbeständige Baustähle können auch bei anderen Bauteilen mit überwiegend furchenden Beanspruchung wie z. B. Schaufelladern, Schneidleisten, Steinkästen oder Landmaschinen eingesetzt werden. ßaggersysleme Baggerschaufel rur Großbagger unterliegen ebenfalls e inem Furchungsverschleiß durch Abrasion. Die Kontaktspannungen sind aber um ein Vielfaches höher als bei einem Muldenkipper. Aus diesem Grund wurden und werden viele Schaufeln z. B. aus sehr we ichen 6 oder 12%igen Mn-Hartstählen gegossen. Die Entwicklung geht auf den Engländer Hadfield zurück und hai sich seil 140 Jahren bewährt. Durch die ausgeprägte Verfestigungsfahigkeit der Mn-Austenite, die auf einer dehnungsinduzierten martensit ischen Umwandlung beruht, erhöht s ich in den beanspruchten Bereichen oberl1äehennah die geringe Ausgangshärte von 200 HV auf nahezu 1000 HV, wobei das KerngefUge se ine Zähigkeit behält. Aufgrund der geringen mechanischen Festigkeit und der Gießtechnik ergeben sich immer dickwandige und damit schwere Bauteile, so dass bei enlspreehenden geänderten Konstruktionen z. B. im Braunkohletagebau die großen Schaufe ln aus Baustählen geschweißt werden, die an den Schneiden mit hochlegierten Auftragwerkstoffen aufgepanzert sind. Dies bietet neben dem Vorteil der leichteren Konstruktion auch deut lich mehr Variationsmöglichkeiten bei der Auswahl versch leißbesländiger Werkstoffe, die auf die jeweiligen Verhältnisse anzupassen sind. In der Regel werden unterschiedliche Fe-Cr-CLegierungen gewählt, die mit Nb, V und/oder Baullegiert sind, um einen hohen Gehalt an ausreichend groben Hartphasen in eine eutektische Grundmasse aus Hartphasen und Martensil mit Restaustenit einzubetten . (Fernandez 200 I, van Heuvel 1996, Berns 1986, 1997) Zur Auftragung setzt man wegen der erforderlichen hohen Abschmelzleistung bei manueller Auftragung das Open-Are Verfahren ein, das dem MSG-Schweißen ähnelt, aber ohne zusätzl iches Schutzgas auskommt. Konstruktions- und Reparaturschweißungen im Feld sind dadurch erleichtert. Bei sehr zähen mineralischen Massen wie z. B. Teersand wird keine durchgehende Beschichtung aufgebracht, sondem einzelne Bolzen aus hochlegierten, weißen Gusseisen mittels Hubbol zenschweißen aufgeschweißt. Der Teersand verhakl sich zwischen den Bolzen und bildet eine dicke Schicht, die die Schaufel schützt. Dieses Verfahren erfordert nur eine relativ kleine schweißtechnische Vorrichtung, die leicht zu transportieren ist und damit auch weit entfernt von Werkstätten eingesetzt werden kann. Wab.syslcme Sehr hohe Kontaktlinienspannungen bis zu 140 kN /cm unter abrasiver Beanspruchung müssen Kompakt ierwa lzen rur Kohle, Salze, Erze, Metallpulver u. Ä. ertragen. Bild 9.1.2 ze igt al s Beispiel Walzen fiir die Kompaktierung von mineralischen Gütern. Bei der Brikettierung von Eisenschwamm können Temperaturen bis 900 °C auftreten. Auch hier ist man im Laufe der Entwicklung von entsprechend wärmebehandelten Ringen aus zähen Werkzeugstählen (ohne Karbide) zu pulvemletallurgischen Lösungen gewechselt, wenn das Kompakt iergut die Einbettung von Hartphasen oder besonders warm feste Werkstoffe erforderlich macht (Broeckmann 2008).

258

9 Tribotechnische Werkstoffe

Bi ld 9. 1.2 Wal i'.c ll Hlr die KompakticTllflg \'on mineralischen Gütern (Q llelle: Maschinenfabrik Köppern. l-IaUingen )

Ähnl ich hohen Flächenpressungen , bei deutlich höherem Furchungsverschleiß, unterliegen die so genannten Gutbettwalzen, mit denen mineralische Güter zwischen zwei Walzen hochdruckzerkleinert werden. Ausgehend von den Randbedingungen, dass man einen Werkstoff benötigt, der bei großen Abmessungen und Gew icht neben der Versch leißbeständigkeit eine ausreichende Festigke it gegen Umlaufbiegbeanspruchung aufweist, ist man mit konventionellen Werkzeugstählen begrenzt. Wie bei den Baggerschaufeln werden deshalb zur Erhöhung der Lebensda uer großflächig profilierte Auftragschweißungen eingesetzt. Aber auch hier sind Grenzen dadurch gesetzt, dass diese Auftragungen im Gegensatz zu den Anwendungen im Bergbau vollständig riss frei se in müssen. Aus d iesem Grund sind entsprechend hohe Gehalte an groben Hartphasen mit Fe-Cr-C-Basis Hartauftragungen nicht rea lisierbar. Die Pulvermetallurgie liefert einen Ausweg. Zum einen ennögl icht s ie die Herstellung rissfreier Oberfl ächen be i hohen Gehalten an gleichmäßig verte ilten Hartphasen, zum anderen können durch Mischen entsprechender Pul ver auch grobe Hartphasen zu MMCs (Metal-Malrix-Composites) verarbeitet werden. Einzelne Bere iche der Großwerkzeuge können dann mit verschiedenen Werkstoffen durch d ie beim S intern stallfindende Diffusionsschweißung so beschichtet werden, dass Makrostrukturen mit verbesserten mechanischen Eigenschaften entstehen, die gle ichze itig die Durchsatzrate erhöhen [Theisen 2002]. Bei der in Bild 9. 1.3 gezeigten Struktur wird die Bi ndephasen zwischen den hexagona len Kacheln ein wenig ausgewaschen und fu llt sich mit Mah lgul.

Bild 9.1 .3 MakrOSlruklur durch Sintern von hexagonalen Ka!:hcln aus einem vers!:hlcißbesWndigen MMC und einer Bindephasc vor dem Einsati'. (Quelle: http://www.ruhr-lHli-bochum.de/ rubin/masc hinen bau!)

9.2 Stähle

259

Die Walze wird damit griffiger, was den Mahlprozess untersUilzt. Die deutlich höheren Herstellungskosten werden durch die längere Standzeit mehr als ausgeglichen. Wie in den dargestellten Beispielen lassen sich in ähnlicher Weise fiir viele andere Anwendungen durch Berücksichtigung der Gebrauchs- und Fertigungseigenschaften fLir die Anwendungen im Maschinenbau verschleißbeständige Werkstoffe als Schmiede- oder Gusswerkstoff als Vollmaterial, als Verbundwerkstoff oder Werkstoffverbund finden (Berns 1998). Neben den fertigungstechnischen Rahmenbedingungen ist ftir ein gezieltes Vorgehen immer die Kenntn is der wirkenden Verschleißmechanismen ausschlaggebend. Da das Verschleißverhalten von Werkstoffen von der jeweiligen Mikrostruktur, die von dem Herstellungs- und Verarbeitungsprozess abhängt, und den Eigenschaften der einzelnen GefLigebestandteile bestimmt wird, gibt es keinen einfachen direkten Zusammenhang mit den klassischen mechanischen Eigenschaften. So Rjhren schon geringe Gehalte an ausreichend großen und fest in der Matrix verankerten Hartphasen dazu, dass abrasive Teilchen nicht Furchen sondern Eindrückungen erzeugen. Der Verschleißmechanismus wechselt von Abrasion zu Oberflächenzerrüllung und die Verschleißrate sinkt um Größenordnungen (Fischer 1996), während in anderen Tri bosystemen Abrasion vorherrscht und Größe, Verteilung und Volumengehalt entsprechend erhöht werden müssen. Die WerkstofTauswahl ist demnach immer eine tribosystemabhängige Einzelfallentscheidung. Dies gilt in gleicher Weise tljr Metalle, keramische und polymere Werkstoffe und deren Verbunde. Hier sei auf die folgenden Kapitel hingewiesen.

9.2 Stähle Die Stähle bilden die wichtigste, in der Technik eingesetzte Werkstoffgruppe. Der Anteil von Eisen und Stahl in der AUlOmobilindustrie betrug in den I 980er Jahren 67 % (Razim, 1988) und li egt heute bei etwa 50 %. Die Eigenschaften der Stähle hängen vom Koh lenstoffgehalt, den Legierungselementen und dem Gefiige ab, das durch Wärmebehandlungen gezielt beeinflusst werden kann. An Stähle werden hauptsächlich Anforderungen hins ichtlich der Festigkeit, des Verschleißwiderstandes und der Korrosionsbeständigkeit gestellt, wobei man zwischen Haupt- und Nebenanforderungen unterscheiden kann. Über das Verschleißverhalten von Stählen und die Möglichkeiten des Verschleißschutzes berichten Stelzer und Deutscher (1983). Aus Tabelle 9.2.1 geht hervor, dass eine Reihe VOll Stahlsorten zur Verftigung steht, wenn die Haupt- oder Nebenanforderung in einem hohen Verschleißwiderstand liegt. Die Werkstoffbezeichnungen orientieren sich im Folgenden sowe it möglich an der gängigen Norm ung. Mit Rücksicht auf eine erleichterte Verfolgbarkeil über die vorliegende Sekundärliteratur, die überwiegend noch die alten Werkstof1bezeichnungen nutzen, sind diese im Text und den Diagrammen weiter verwendet worden. Weiterhin sind viele tribotechnische Werkstoffe nicht genormt bzw. nur über eingetljhrte Markennamen auffindbar, weshalb diese entsprechend der Quel len gleich lautend übernommen wurden.

260 Tab. 9.2. 1

9 Tribotechnische Werkstoffe Übcrsiehtllber wichtige Anforderungen an Stähle. Stahl guss und Gusseisen F: Festigkeit Y: Yerschlcißbestandigkeil. K: Korros ionsbcsländigkeit Beispiele

F

Alig. l3ausWhlc. Stah lguss

S235. C22. GS240

XX

Sinlerslähle

Sint-B

Gusseisen

OlL. 01S. OJV. G1MI3. G1MW

Feinkornstähle

S275N. S3 15MC. 1'690Q

X XX XX XX

Stäh le. Stah lguss. Gusseisen

V

XX XX X

MehrphasensUihlc

IIDT580X (OP6oo). J IDT780C (CI'800)

Leichte SWhle

1·ICT780T (T RIP180). X3MnSiAI25-3 ·3 (TW1P)

XX

Perlitisehe Walzstahle

YI230

Martensitisehe Sti!hle

50CrY 4. IOM n136

XX X

Ferritisch-Perlitische Stahle

38MnYS6

XX XX XX

YergülungssUihle

30Mn135.42CrMo4

X

Höehstfeste Sliihle

1 1Si1. X4ICrMoY5-1

XX XX X XX XX

X XX

XX X X X

XX XX XX XX

X X X X

XX XX XX

XX XX X

X

Harte Sti!hle

looCr6. X3OCrMoN 15- 1

Bainitisehes Gusseisen (ADI)

G1S I000

Randsc hi chthärte nde Stähle

5OCrMo4

Einsa!7..stiihle

161\1nCr5. 11CrNiM06-4

Nitrierstiihle

3 IC rMo I2.34CrAINi1-I O

Kaltarbcitsstähle

60WCrV8. X I53CrMoY I2-1

Wannarbcitsstiihlc

56N iCrMoY7. X4OCrMoY5-1

Sch Ilcllarbcit~stä h le

1·IS6-5·2

Hartguss

G1N- HY520

Nichtrostende Stahle

X6Cr11. X20Cr13. X5CrNi 18-1 0

Ilitzbcsrand ige Stähle

X IOCrAISi 13. GX4OCrNiSi25-20

Warl11festc Stähle

1'235GH. X45CrSi9·3

Hoeh warmfestc Stähle

X2OCrMoY li -I. X3CrNiMo13N 11- 13·3

Ferritische Gusseisen

GJSF-XSilvlo5

Austcllitische Gusseisen

OJ SA-X Ni Mn23·4

Weiße Gusseisen

G1N- HY6oo(XCrI4)

XX X

K

XX

XX

XX

XX XX XX XX XX XX X

GX260CrMo21·2

Der Verschleißw iderstand von Stühlen hängt entscheidend von ihrem GefUge ab. In Tabe lle 9.2.2 sind e inige Stähle. die fLir Verschleißbeanspruchungen geeignet sind, zusammengestellt, wobei die Wärmebehandlung, die Härte, die GefUgebestandteile der Matrix sowie die Art und der Gehalt an Carb iden gekennzeichnet s ind (Bems 1981 , Bems und Theisen 2006).

9.2 Stähle Tab. 9.2.2

261 Eisenbasislegierungen mit hohem Verschleißwiderstand (Abrasion. Oberntl.ehenzerrUttung)

Wtrkstoff

Altt ßt"ltichnung

Wiirmtbthalldlullg

S355JO

St52-3

C45

C45

901'.1114

9OMn4

R0900Mn

StSeh900C

290

Uärte I-IV

Hartphasen Typ Vol-%

170 norrnalisiert

190 350

L690M

SIE 690.7 TM

230

23MnNiC rM06-4

23MnNiCrM06 4

280

42CrM04

42Crl"o.·104

51M117

5 1Mn7

vergütet

300

450

X40CrMoV5 -1

X40CrMoV5 I

450

C53G

Crs3

600

161--.·I11Cr5

16MnCr5

750

C lü5U

C I05W l

850

10OCr6

IOOCr6

750

X l0OCrMoV5-1

X l 00cfJ'vloV5 I

750

X39CrMo 17-1

X35CrMo17

500

200r--.·lnCr8

20OC rMn8

X90CrMoV I8

X90CrMoV I8

145V33

145V33

900

X I53CrMoV 12

X1 55CrMoVI21

750

X21OCrl2

X21OCr12

750

X29OCrl2

X29OCr12

900

I-I S6-5·2

S6-5-2

850

X 120Mn 12

XI 2Q Mnl2

X 140MnC r 17-2

X 14QMnCr 172

GX30CrNiSiNb2 4-24

G- X30CrNiSiNb 2424

F == Ferrit. M == Martcnsit. A = Austcn it. RA

Gtfiige

ge hart et und angcl,lssen

MJC·

7 14

8

<3 M 3C M +A s

..

<5

M 7C 3

MJC M+RA+As

..

5

M 7C J

<3

450

M,C

16

650

...

r.,.·17C3

MC

M+RA Kt.+As

M 7C 3

20 28

MC. M 6C

•••• A A+ A s

12

-

-

MJC

<3

Me

<3

Re staustenit. As == Aussche idun gen < 150 nm.

KlO == cutektoidc Ka rbide > 500 nm. Kt. == elltektisehe Karbide > 1 )Im (Lcdcburitisch) · M == Fe. Cr. U M == C r. Fe .• uM == V. Fe ... ·· M = Mo. W. Fe

8 15

250 180

=

F+ K E

M 23 C 6

200 lösungsgeg lüh t

3

262

9 Tribotechnische Werkstoffe

GI{'itr{'ibung und GI{'itv{' rschl{'iß Zunächst wird die Festkörpergleitreibung betrachtet. Für die Reibungszahl von Stahlgleitpaarungen fi ndet man in der Literatur sehr unterschiedliche Werte. Dies liegt vor allem daran, dass die Reibungszahl stets als Kenngröße eines tribologischen Systems angesehen werden muss (siehe dazu Kapitel 21) und dass Rcibungsuntersllchungen unter unterschiedlichen Bedingungen durchgeführt wurden. Trägt man die Reibungszahl über dem Gleitweg auf, so ergibt sich häufig der in Bild 9.2.1 dargestellte Verlauf. 30 m

I I

10

1 • •

~

10

!

1

0;

I

;;

0

I

1

Cl00H/(100H

11

F~ "5N

v=O.lm/s T=23°C ; o.fl:50%

o

0,2

0,4

ReibungszlJht Bild 9.2. 1

0,'

0,8

1,0

•

Rcibungsl..ah\ einer Stah\g\citpaarung in Abhängigkeit vom Glcitweg

Zu Beginn wird häufig ein Wert von f = 0, 1 gemessen; die Reibungszahl steigt mit der Versuchsdauer steil an, durchläuft einen instationären Bereich und strebt einem relativ konstanten Beharrungszustand zu. Für die zu Beginn gemessene, niedrige Reibungszahl dürften die äußeren Adsorptionsschichten verantwortlich sein, die ebenso wie die angrenzenden Oxidschichten durch Verschleiß abgetragen werden. Dadurch werden adhäsive Wechselwirkungen begünstigt, bis sich durch tribochemische Reaktionen eine neue Oxidschicht bildet und Abtrag und Wachstum der Oxidschicht im Gleichgewicht stehen. In internationalen RingverslIchen nach längeren Laufzeiten im Beharrungszustand fiir die Paarung Stahl 100Cr6 H/Stahi 100Cr6H wurde folgende Reibungszahl gemessen: f = O,60±O, 11 Für diese Untersuchungen im Rahmen eines internationalen Ringversuches wurde ein KugelScheibe-System verwendet, bei dem eine Kugel gegen die Stirn fläche einer rotierenden Scheibe gedr[ickt wurde (siehe Kapitel 8.3.4). Die Ringversuch- Versuchsbedingungen waren: Kugeldurchmesser: 10 mm, Verschleißspurdurchmesser: 32 mm, Normalkraft FN: 10 N, Gleilgeschwindigkeit v: 0, 1 nt/s, Gleitweg s: I km, Umgebungsmedium: Laborluft 17- 78 % rel. Feuchte bei 23 °C (Czichos, Becker u. Lexow, 1987).

9.2 Stähle

263

In einem früheren Ringversuch der TNO Ape1doom, der IUT Leeds und der BAM Berlin waren Gleitpaarungen aus dem gleichen Stahl mit anfängl ichem Punkt-, Linien- oder Flächenkontakt untersucht worden (Habig, 1988). Die Versuchsbedingungen waren: Normalkraft FN: 4 N oder 12 N; Gleitgeschwindigkeit v: 0,013 m/s oder 0,3 m/s, Gleitweg s : I km; Rauheit der Stahlprobekörper Ra: 0,025 fun oder 0,2 I-\m. Diese unterschiedlichen Bedingungen hallen keinen Einfluss auf die Reibungszahl. Nach I km Gleitweg wurde folgende Reibungszahl gemessen, die mit dem weiter vorn angegebenen Wert gut übereinstimmt: f = 0,62 .:!:. 0,12 Shen (1985) beobachtete einen Abfall der Reibungszahl mit steigendem KohlenstofT- bzw. Perlitgehalt, siehe Bild 9.2.2. Kohlenstoffgehalt -

0,1

I

~

0.2

0.3

0,4

0,5

0,6

0,7 % 0,8

0,75 0,70

iiN 2. 0,65 c .5

&

----r

0,60

0,55

!:-~----=-~~c---~~-...,?o:-=-,;;;---;! 20 40 60 80 Vol.-% 100

o

Perlitanteil Bild 9.2.2

•

Reibungszahl von Stahlgleitpaarungen in Abhängigkeit vorn Perlitgehalt der Stähle (Shen. 1983)

Bei Ölschmierung unter Grenzreibungsbedingungen hängt die Reibungszahl von der Art der Schmieröladditive ab. In additivfreiem Öl liegt die Reibungszahl häufig bei f = 0, 1. Der Verschleißbetrag von Stahlgleitpaarungen wird stark von den Beanspruchungsbedingungen wie Pressung, Geschwindigkeit und Temperatur beeinflusst, wie Mailänder und Dies schon 1943 in umfangreichen Untersuchungen feststellten. In Bild 9.2.3 ist der VerschleißbetTag der Paarung Stahl C45/Stahi C45 über der Geschwindigkeit und der Pressung aufgetragen (Uetz, 1969). Folgende Verschleißmechanismen waren wirksam: ~

~

-

metal1ischer Verschleiß (Adhäsion) ox idischer Verschleiß (Tribooxidation) Glanzstellenbildung

264

9 Tribotechnische Werkstoffe

•

mm 1m

1

6lelll'efscflleiß Skbd·!ehNI;;scnine Cf5/Cf5 1fI1I)-206 kp/nrn 1

~

Prcs;;ung _ Bitt! 9.2.3

do ~

Yersc·hlciß ein.:r St
Der metallische Verschleiß, der bei kleinen Geschwindigkeiten auftritt und mit zunehmender Pressung ansteigt, ist die Folge adhäsiv-abrasiver Wechsel wirkungen mit starker plast ischer Deformation der Oberflächenbereiche. Der oxid ische Verschle iß, der mit einem niedrigen Versch leißbetrag korreliert ist, tritt bei höheren Geschwindigkeiten in folge tribochem ischer Reaktionen auf. Die Bildung von Glanzstellen bei hohen Pressungen und Geschwindigkeiten beruht auf der so genannten Reibmartensitbildung, wenn in folge der hohen thermischen Beanspruchung Oberflächenbereiche austenitisiert und durch Selbstabschreckung in Martensit umgewandelt werden. Einflu ss der Bea nspruc hun gsbeding ungen

Der Einfluss der Gleitgeschwindigkeit und Belastung auf die Verschleißmechallismen von Gleitpaarungen aus Stahl wird in einer schematischen Darstellung von Childs ( 1980) d iskutiert, siehe Bild 9.2.4 . Es ergeben sich fünf Bereiche durch die unterschiedliche Wechselwirkung der wirkenden Verschleißmechanismen: A: Bei niedrigen Geschwindigkeiten und Belastungen werden die Oberflächen im Kontakt unter einem schützenden Oxidfilm (als Folge der Tribooxidation) kaltverfestigt und die Topographie geglättet. Der Verschleißabtrag erfolgt durch OberflächenzerrÜllung innerhalb der Oxidschicht.

265

9.2 Stähle

B: Bei höheren Belastungen wird der Oxidfilm durchbrochen und es kommt durch direkten metalli schen Kontakt zu Adhäsion. C: Bei höheren Geschwindigkeiten und Belastungen setzt verstärkt Tribooxidation ein, die mit e iner Re ibmartensitbildung gekoppelt sein kann, wodurch die Tragfahigkeit der tribochemi sch gebildeten Oxidschichten verbessert wird. D: Bei noch höheren reibbedingten thermi schen Beanspruchungen fUhrt ein Erweichen der Oberflächenbereiche zu einer Destabil isierung der Oxidschicht und zu Adhäsi00 .

E: Durch di e erneut verstärkt e insetzende Tribooxidation soll der Verschleiß wiederum vermindert werden.

',0

I

Schwerer metallischer VerschleiIJ

•

• N

0

~

~

~

•"

0,5

,~ ,0

~

•• •

0

B

~E

~

) 0

1()-! Gle i t!l~ s(h ,.. indi!lkeit

Bild 9.2.4

10

m/,

10'

y _

Verschleißmechanismen von Stahlgleitpaarungen bei Festkörperreibung in Abhängigkeit von der auf dic Streckgrenze bezogenen Pressung und \'on der Glcitgeschwindigkcit (Childs. 1980)

Die Lage der Grenzen in Bild 9.2.4 hängt stark von den thermischen Verhältnissen und der Art der Stähle bzw. ihrer Wärmebehandlung ab. Lim, Ashby und Brunton (1987) werteten eine große Zahl von mit dem Stifl-Scheibe-System durchfUhrten Untersuchungen quantitativ aus und kamen zu der in Bild 9.2.5 wiedergegebenen Darstellung (vg1. Kapitel 8.7.). In Bild 9.2,5 s ind versch iedene Bere iche von Versch leißmechani smen über der normierten Pressung F und der normierten Gleitgeschwindigkeitv aufgetragen. Es bedeuten:

266

9 Tribotechnische Werkstoffe _ v· r v=-o -

,

F: An: Ho: v: ro: a:

Normalkraft geometrische Kontaktfläche Härte bei Raumtemperatllr Gleitgeschwindigkeit Radius des VerslIchsstiftes thermische Diffusität a = KJp· c

10

thermische Leitfähigkeit Dichte spezifische Wärme

S

Schwerer Verschleiß plastische Deformation _rauhe " Oberflächen

M Milder Verschleiß Oxidschichtbildung _glatte- Oberflächen

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Bild 9.2.5

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10 Normierte Gleitgeschwindigkeit

ers

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10 ,.

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Empirische Kennzeichnung von Verschleißbereichen in Abhiingigkeit von Belastungs- und Gcsch\\'indigkcitsparamctcm (schcmatisch vcreinfachtc Darstellung)

In der rribomap-Darslelllll1g unterscheiden Lim, Ashby und Brunton (1987) zwischen ,.mildem Verschleiß (Mt und "schwerem Verschleiß (S)·'. M: Milder Verschleiß

Milder Verschleiß fUhrt zu einer glatten Oberfläche. Er kann unter vier Bedingungen auftreten: J.

Wenn Pressung und Geschwindigkeit niedrig sind, kann eine dünne, gewöhnlich einige nm dicke Oxidschicht den direkten Metall-Metall-Kontakt der Rauhei tshügel der Gleitflächen verhindern. Wegen ihrer geringen Dicke kann sich die Oxidschicht elastisch verformen, ohne bei kleinen Belastungen aufgebrochen zu werden.

9.2 Stähle

267

Die Verschleißpartikel stammen von der Oxidschicht; gelegentlich werden auch einige metallische Verschleißpartikel gebi ldet, die oxidieren. Die geschiid igten Oberflächen reoxidieren schnell, so dass keine metallischen Kontakte entstehen können. 11. Bei höheren Geschwindigkeiten bildet sich e ine dickere und sprödere Ox idschicht wegen der höheren Blitztemperaturen in den Mikrokontaktbereichen. Die ausgebrocllencn oxid ischen Verschleißpartikel werden durch e ine rasche Oxidation ersell.t; dadurch wird ebenfalls ein metallischer Kontakt vennieden. 111. Bei größeren Belastungen kann sich eine harte Schicht (wahrscheinlich Martensit) wegen der hohen Blitztemperaturen und der anschließenden Selbstabschrecku ng bilden. Die höheren Blitztemperaturen steigern die lokale Oxidationsgeschwindigkeit. Di e dickere Oxidschicht, d ie durch e inen härteren GrundwerkstofT gesHitzt wird, verhindert trotz der höheren Pressungen die Bildung von metallischen Kontakten. Dadurch kann die Verschleißrate um zwei Größenordnungen reduziert werden. IV. Bei noch höheren Gleitgeschwindigkeiten, ermöglicht die höhere Grenzflächentemperatur eine plastische Verformung der kontinuierlichen Oxidschicht. Die metallischen Oberflächenbereiche werden durch die dicke, kontinuierliche Oxidschicht von den hohen Temperaturen abgeschirmt, aber die Oxidschicht kann fließen oder schmelzen .

S: Schwerer Verschleiß Durch schweren Verschleiß werden raue, stark plastisch verformte Oberflächenbereiche erzeugt. Die Verschleißrate ist hoch. Schwerer Verschleiß kann unter drei Bedingungen auftreten: Wenn die Pressung bei kleinen Gleitgeschwindigkeiten so hoch ist , dass die dünnen Oxidschichten aufbrechen, entstehen metalli sche Kontakte und damit schwerer adhäsiver Verschleiß. Die hohen Reibungskräfte fuhren zu starken plastischen Scherdehnungen der Oberflächenbereiche. Unter der Oberfläche werden Risse gebildet, die parallel zur Oberfläche wachsen. Dadurch können plattenförnlige Versch leißpartikel gebildet werden. Dieser Vorgang wird als Delamination angesehen. 11. Wird die Belastung so groß, dass auch dickere, tribochemisch gebi ldete Oxidschichten durchbrachen werden, entstehen ebenfalls metallische Kontakte mit schwerem Verschleiß. 111. Wenn die Gleitbeanspruchungen so hoch werden, dass die lokalen Temperaturen den Schmelzpunkt erreichen, bildet sich in der Kontaktfläche ein flü ssiger Fil m. Die hohe Verschleißrate wird durch das Fließen und das Herausquetschen des flüssigen Metalls bestimmt.

I.

Ferner tritt oberhalb einer nahezu geschwindigkeitsunabhängigen Belastung " Fressen" oder " Festfressen" auf. In Bild 9.2.5 sind Übergangsbereiche eingezeichnet, in denen milder Verschleiß in schweren Verschleiß übergehen kann. Es werden zwei Typen von Übergängen beobachtet: belastungsabhängige und geschwindigkeitsabhängige Übergänge. Zusätzlich sind aber auch noch gleitwegabhängige Übergänge zu beachten, wenn z. B. schwerer Einlaufverschleiß in milden oxidischen Verschleiß übergeht.

268

9 Tribotechnische Werkstoffe

Die in Bild 9.2.5 wiedergegebenen Grenzen dUrfen nicht als starr angesehen werden, sie hängen von der chemischen Zusammensetzung der Stähle, ihrem GefUge und von den konstruktiven Gegebenheiten ab. So lässt sich z. B. mit korrosionsbeständigen Stählen häufig kein milder Versch leiß erzielen, weil die Bildung von Oxidschichten sehr langsam abläuft. Aus den Bildern 9.2.3 bis 9.2.5 lässt sich übereinstimmend entnehmen, dass Stahlgleitpaamngen unter bestimmten Bedingungen ohne Schmierung eingesetzt werden können, ohne dass es zu schwerem adhäsivem Verschleiß kommt. Dies ist dann möglich, wenn die Verschleißprozesse auf die äußere Oxidschicht beschränkt bleiben, die sich in einem Gleichgewicht von Abtrag und Neubildung befindet. Dabei wird der Abtrag durch eine niedrige Pressung in Grenzen gehalten, während die Geschwindigkeit der Neubildung mit zunehmender Gleitgeschwindigke it ansteigt. Im Allgemeinen sind daher nur niedrige Pressungen zulässig; bei höheren Gleitgeschwindigkeiten können in einem begrenzten Geschwindigkeitsbereich, der von den thermischen Verhältnissen des Gesamtsystems abhängt, auch höhere Pressungen ertragen werden. Einfluss von Materialeigensc haften Nach dem Einfluss der Beanspruchungsbedingungen wird der Einfluss von Geftlge und I·Hirte auf das Verschleißverhahen von Stahlgleitpaarungen behandelt Die Abhängigkeit des Verschleißes von Stahlpaarungen von Härte und Geftlge wurde schon von Mailänder und Dies (1943) untersucht, Bild 9.2.6 zeigt ihr historisches Diagramm.

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Brinellhiirte H B -

Bild 9.2.6 Verschleiß von Stahlgleitpaarungen bei Festkörperreibllng in Abhängigkeit von der Stahlhärte Hlr llntersehiedliche Gefllgc (Mailänder und Dies. 1943)

Danach hat bei gleicher Härte e in perlit isches Gefüge einen niedrigeren Verschleiß als e in martensitisches Gefüge oder ein AnlassgefLige. Im Härtebereich von 230 ... 300 HV soll der

269

9.2 Stähle

Verschleiß von Bainit mit niedrigem KohlenstofTgehalt dem Verschleiß von Perlit mit höherem KohlenstofTgehalt vergleichbar sein (Clayton, Sawley, Bolton u. Pell, 1987). Wird die vo lle Martensithärte erreicht, so ist aber im Allgemeinen mit einem niedrigeren Verschleiß als be i perlitischem GefUge zu rechnen. Dies ist vor allem der Fall, wenn durch tribochemisch gebi ldete Oxide eine Verschleißminderung erzielt werden kann. Dazu so ll das Verhältnis der Oxidhärte zur Härte der angrenzenden Oberflächen bereiche möglichst < I sein (siehe Tabelle 3. 1.1 ). Nimmt man an. dass die I·Hirte von Fe304 bei 400 HV und die von Fe20} bei 500 HV liegt. so ist e ine Stahlhärte in dieser Größenordnung erforderlich, um e in e schützende Wirkung des gebildeten Oxides zu erzielen (Hurricks, 1973). Damit übereinstimmend ergibt sich bei Stahlpaarungen aus unterschiedlich wärmehehandeltem Stah l C60 eine deut liche Verschleißminderung rur die Probekörper mit 450 und 600 HV mit angelassenem Martensit bzw. Martensit im Vergleich zu den weicheren Probekörpern mit 200 und 300 HV und perlitisch-ferritischem Gefüge oder hoch angelassenem Martensit, siehe ßild 9.2.7. Schaltet man die Tribooxidation aus, indem man z. B. Untersuchungen im Vakuum durchfUhrt. wo vor allem d ie Adhäsion wirksam wird, so verhält sich das perlitisch-ferritsche Gefuge besser als angelassener Martensit mit Härtewerten von 300 und 450 HV; am besten schneidet auch hier Martensit mit einer Härte von 600 HV ab (Bild 9.2.8).

Stahl C60 Stili und Scheibe gleiche HÖfte 10, 2)OC ,Normololmosphöre mil 50 0/. Tel . Feuchte fM , IQ N;v. 0.1 m/s; R:o- llJm

- 1.50 HV

100

- 600 HV

0.25

0.5 Gleitweg s

O}5

•

1.0

km

Bild 9.2.7 Verschleiß von SWhlg leitpaarungen unterschiedlicher Hiirte bei Fcstkörperrcibung in Luft

270

9 Tribotechnische Werkstoffe

<00

)

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W

11.6,

.

c;o

.

Siohl C60 Stift und ~heibe gleic~ Hörle '0 " Z)"1::VOkwm :-a · tlfbar FM" tO N, 1,1 - 0.1 m/s;

1I•• I~m

300

-300 HV

-200HV

-flOOHV

0~~--OO~lSC----oO?S----'0~.~'-----~1.0'-k,"m~ 61eilweg s

_

Bild 9.2.8 Verschleiß von Slahlgleitp.larungen unterschiedlicher I·Hlrte bei Festkörperreibung im Vakuum

Austenitische Stähle mit kubisch-f1ächenzentrierter Struktur sollten im Al lgeme inen nicht fur Festkörpergleitreibungsbeanspruchungen eingesetzt werden, we il starke Fresserscheinungen auftreten. Auch die Manganhartstähle haben ein kubisch-flächen zentriertes Kristallgitter, dessen Stabilität mit sinkendem Mangangehalt abnimmt. Jost und Schmidt (1987) berichten über Gleitverschleißuntersuchungen an Stählen mit unterschiedlichem Mangangehalt und unterschiedlichen Martensittemperaturen und bestimmten den Verschleißwiderstand in Abhängigke it von der Härte nach der Gleitbeanspruchung bei drei versch iedenen Belastu ngen, siehe Bild 9.2.9. Nur bei der niedrigsten Belastung von 119 N ste igt der Verschleißwiderstand linear mit steigender Härte an. Die im Vergleich zum Ausgangsmaterial stark erhöhte Härte wird durch Kaltverfestigung (Stähle mit 8 und 12 % Mn) sowie Kaltverfestigung und zusätzlichen Martensiturnwand lullg (Stähle mit 4-6 % Mn; 8 % Mn, 0,7 % C) bewirkt. Bei der höheren Nomwlkraft von 167 N steigt der Verschleißw iderstand nur noch degressiv mit zunehmender Härte an, bei der Normalkra ft von 213 N wird ein Maximum des Verschieißwiderstandes durchlaufen. Der Abfal l des Verschleißwiderstandes beruht auf der Ausbildung einer relativ dicken Illartensitischen Randschicht, wodurch eine instabile Rissausbreitung (Sprödbruch) begünstigt wird. Über eine weitgehende Stabilisierung des Austenits durch hohe Stickstoff-, Kohlenstoff- und Mangangehalte sind darüber hinaus heutc austcnitische (unmagnctische) Werkstoffe verfiigbar, die die Eigenschaftskombi nationen von Verschleiß-, Korrosionsbeständigkeit und Wamlfestigkeit ermöglichen (Ricdner 2008).

9.2 Stäh le

271

I' mm I D\I 6 ~t;ft

1

I ,

~

6

S /1 ,,0

Gege" korper 90Hn(rV8, y: O,18 m/s, s:14km

. I,H "

8 /1 "

o.n

R• ., 2,1 }!m

6Ho

,

'Ho

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119 N

161 N

213 N

600

'00

' 00'

1200

Hi td 9,2.9 Verschleiß \'on Manganhar1Sl3hlcn bei Fcslkörpcrreibung (JOSI und SchIllid\. 1987)

HV 0,01

Einfluss \'on Sc hmicrstofTen Grenzreibung (s iehe Kapite l 6.3) kann Verschle ißkoeffi zienten um zwe i bis vier Größenordnungen reduzieren, s iehe Tabelle 9.2.3 , was mit anderen Untersuch ungen übere inst immt (Ch ilds, 1980). Die Reibungszahl liegt bei Venvendung von add it ivfre ien Oien in der Rege l bei f = 0. 1. du rch SchmierstofTaddilive kann sie noch weiler vemlindert werden. Tab. 9.2.3

VCfS(:hkißkodlizicnl \'on Stahlpaarllngcn bei Fcslkörpcrrcibung und Grcnzrcibllng

ArtGleiche Gleilpaa rung; Werkstoff. Wirmebehandlung

Gef(!(l(l

C60, normaliaierl

Perlit. Ferrit

C45. gehirtet und angela8Kn

Vercü1unPl"füge

C60. gehirtet und .ngel.MW

VercilIURPI"f(!ge

42CrM04. gehirtet und . n(l(ll....en

Vergütunp(l(l(üge

C60. gehirtet und angel811<1(ln

Verg(lluntpge(üge

C45, gebartet und angelUlMm

. ngel ..... ner Marte"";t

C60. gehirtet und angelU8en

. ngela_ ner MArte ... it

~2CrM04.

IIIlrte HVIO

8,0 10-0

4.5 · 10"-'

6.4

C 110W 1. gehärtet und .ngelaseen

anpla_ner Alartensit

CI toWl, Geh irtet

Mane ..... t (RfttllWltenit)

Stif\·Scheibe·SyIiUlm a) FN: 5 und 10 N; y " 0.1 mI.; 60% re\.

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Marte"'; t (Rftta .... u.nit)

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Venchleißkooffi.ient k in.m m'IN · m Gren~. Festk&per· .... iblllli (a) reiblllli (b)

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23' C

1.6·

6,4 ' 10"

272

9 Tribotechnische Werkstoffe

Bei Schmierung mit geeigneten Schmierstoffen können wesentlich höhere Belastungen als bei Festkörperreibung aufgebracht werden. Be i zu hohen Belastungen besteht aber die Gefahr des adhäsiv bedingten Fressens. In einer umfangreichen Versuchsreihe wurde untersucht, welchen Einfluss die Legierungselemente von Stählen und ihre Geftjge auf den Widerstand gegenüber adhäsivem Versagen haben (Feinle u. Habig, 1986). Die Untersuchungen wurden mit einer Amsler- VerschleißprUfmaschine durchgefijhrt , bei der die Mantelflächen von zwei sich gleichsinnig drehenden Scheiben mit einer definierten Nonnalkraft gegeneinander gedrückt wurden, siehe Bild 9.2.10.

Die untere Scheibe tauchte in ein Ölreservoirgefäß ein, so dass bei der Rotation der Scheibe Öl in die Kontaktfläche gelangte. Die mit der Theorie der Elastohydrodynarnik abschätzbare spezifische Schmierfilmdicke I lag bei der kleinsten Normalkraft unter 0, I, so dass Grenzreihung vorherrschte. Die Normalkraft wurde in Stufen gesteigert, bis ein Anstieg des Reibungskoeffizienten von f '" 0, I auf Werte > 0,3 den Beginn des Fressens anzeigte.

- -. -----------------------_. ----_. -:...----------------- -------temperiertes Öli,,,,',,oi, Bild 9.2.10

Vcrschlcißprüfsyslcrn rur Vcrs
In Tabelle 9.2 .4 ist die Versagenslast von artgleichen Gleitpaarungen aus Stählen mit unterschiedl ichen Chrom- und Kohlenstoffgehallen wiedergegeben, wobei der normalisierte Ausgangszusland und der gehärtete Zustand berücksichtigt wurden. Im normalisierten Ausgangszustand nimmt die Versagenslast bei annähernd gleichem Kohlenstoffgehalt mit ste igendem Chromgehalt ab (Beispiele: C IS -* 15Cr3; Ck22 ~ 20Crl3; Ck35 -* 34Cr4; 41Cr4 -* X40Crl 3). Dies gilt auch fUr den gehärteten Zustand mit Ausnahme des Stah les X40Cr13, der eine höhere Versagenslast als der Stahl 41 Cr4 hat. Damit werden die Ergebnisse der Untersuchungen von Diergarten et.a!. (1955), Kloos (1972) sowie Begelinger, de Gee und Salomon (1980) im Wesentlichen bestätigt. Mit gleichzeitig steigendem Kohlenstoff- und Chromgehalt kommt es bei Kohlenstoffgehalten über 0,8 % wieder zu einem Anstieg der Versagenslast, wofLir die im Geftige enthaltenen Chromcarbide verantwortlich sein dUrften. Etwas überraschend sind die meistens höheren Versagenslasten der normalisierten Geftigezuslände im Vergleich zu den gehärteten. Hierftir ist eine tribochemische Oxidschichtbildung verantwortl ich, die auf dem Ferrit des normalisierten Stahles leichter möglich ist als auf dem Martensit des gehärteten Stahles.

9.2 Stähle Tab.9.2.4 %Cr

--l-

273 Versagenslast \'on St:thlcn in Abh:tngigkcit von Chrom- lind KohlcnstotTgchalt

< 0,2

0,7

C15 I.BOON. Ck22 I.50No ll . 40 N"

15Cr3 1.600No

1,5

1

12 ... 13

%C .10,15 0,2

X20Cr13 1.20No I1.30N " 2BCr4 1.225N. Il.50N " 34Cr4 I.IION. 11.50 N .... 41Cr4 I. 125No I1.40N . .

0,28 Ck35 l. IBO N • 11.245 N ....

0,35 0,4

060 I.70N o I1.50N .... C 15, einsatzg.

0,6

0,8

- --- --

11 .50 N .... 0,9

15C3, einsatzg.

-- --- -

Il.40N" 90Cr3 l.145No 1l.60N to. 145Cr6 I. 140 N . 11 .70 N to.

1,45

X210Cr12 1. 580N . 11.375 N ....

2,1

I.

Il.

X40Cr13 1.20 N 0 1I.55N"

Ausgangszustand Gehörtet und bei 180°C anll"elassen

. .. : 0. . :

dicke Reaktionsschicht dünne Rea.ktionsschicht

Der Ei nfluss des Nickelgehahes von Stählen auf die Versagenslast ist in Tabelle 9.2.5 wiedergegeben. Danach wird insbesondere bei Stählen mit niedrigen Kohlenstoffgehalten die Versagenslast durch Nickel emiedrigt. Vor allem der austenitische Stahl X IOCrNiTi 189 f.111! durch eine besonders niedrige Versagenslast auf. Der negati ve Einfluss von Nickel auf das adhäsiv bedingte Versagen wird durch andere Untersuchungen bestätigt (Schumacher, 1983). Hir den geringen Fresswiderstand der Stähle mit hohem Nickelgehah dürfte das stark verfonnungsund verfestigungsfahige kubisch-flächenzentrierte Gitter verantwortlich se in. Daher sind auch di e kubisch-f1ächenzenlrierten Manganhartstähle rur den Einsatz bei Mangelschmierung und hohen Belastungen nicht geeignet.

274

9 Tribolechnische Werkstoffe

Tab. 9.2.5

.

Versagenslast \on Stllhlcn in Abhängigkeit \on Nickcl- und Koh1cnslofTgehalt

0,1

" Ni ....

1

1.4 ...1,7

2,0

3,1 ... 3,7

4,3

10

%CI

0.04

9520

XIOCrNiTiI89

0,06

L 375 N'

1. 20 N.

0,14

C15

bo

liiCrNi6 (l.4%Cr)

0.17

l. 8OON ·

I. 40No

0.30 hl. 0,35

CU,

34CrNiM06 3OCrNiMo!I (l,95%Cr) (l,ii4"Cr) J. 40 N0 1. 50 N 0 II.40N ~ ß.5ON &

O.4ii

I. 180N • 11.245 N.

Ck" l. 80 No 1I. 1l0N~

0,'

b"

0,_

45NiCrti (1,6%Cr) I. 4ONo II.40N .

C15

einsal.lgeh. 1l.50N&

14NiCrl8 (0,69%Cr) 1.40 No

X45CrNiM04 (1,29%Cr) I. 30 N0 11.40 N. 14NiCrl4 tinsatxgeb. Il50N"

I. i\usgangszustand

• : dicke Rcaktion sS4: hicht

11 . Gc hilrtcl und bei 180" angelassc n

0 : dünne Reaktion SS4: hichl

14NiCr18 (1.01%Cr) J. :iONo

-14NiCrl8

IT.:;ON,

D. : keine Rcaklionsschicht

Eine wirksame Maßnahme zur Erhöhung des Widerstandes von Stah lpaarungen gegenüber adhäsiv bedingtem Fressen bildet vor allem das Nitrieren bzw. Nitrocarburieren ( Habig, Chatterjee-Fischer u. Hoffmann, 1978: Habig u. Van, Li , 1982). Ähnlich wie Lim, Ashby und Bmmon rur d ie Festkörperreibung stellten Akagaki und Kato (1989) rur die Grenzreibung Diagramme auf, in denen die Verschleißprozesse in Abhängigkeit von der Belastung und Geschwindigkeit wiedergegeben s ind, siehe ßild 9,2,11. Dabei werden folgende Verschleißprozesse unterschieden: A: Verschleiß durch mildes plastisches Fließen (Mild flow wear) infolge Furchung durch d ie Rauheitshligel des Gegenkörpers; g latte Verschleißflächen, Verschleißpartikelabmessungen unter 15 ~Im B: Verschleiß durch starkes plast isches Fließen (Severe Oo\V wear); Aufrauung der Verschleißspur, Verschleißpartikelabmessungen zwischen 50 11m und 90 11m C: Adhäsiver Versch leiß: starke Aufrauung, Bildung von keilfonnigen Agglomeraten mit einer Größe von mehreren 100 11m D: Oxidischer Versch leiß: Versch leißprozesse innerhalb der äußeren Oxidschicht , glatte Verschleißnächen: sehr kleine Versch leißpanikeI. wenige 11m und darunter

276

9 Tribotechnische Werkstoffe

Die zugehörigen Verschleißkoeffizienten enthält Tabelle 9.2.6. Mit zunehmender Stahlhärte nimmt der Bereich des Verschleißes durch schwaches plastisches Fließen zu, bei einer Stahlhärte von 73 I HV wurde nur noch oxidischer Verschleiß beobachtet. Beide Verschleißprozesse sind mit niedrigen Verschleißkoeffizienten verbunden.

Tab. 9.2.6

VerschleißkoclTIzient \'on Stahlen mit unterschiedlichen Verschleißmechanismen (Akagaki und Kato. 19119)

Härte HV

Gefüge

133

Ferrit

222

Ferrit + Perlit

248

Sorbit

510

Troostit

731

Martensit

Mildes Starkes Adhäsiver plastisches plastisches Verschleiß Fließen Fließen

·

Oxidischer Verschleiß

9 x 10'9

10.6.10.5

4 X10'5 3 x 1O.~

...

5 x 10'9

2 X10-6 5 x 10.6

10·4.10'2

...

10. 7

· 10-'

6 x 10'9 · 9 X10- 8

.. .

. ..

...

6 x 10-9

. ..

. ..

...

.. .

. ..

5 X10-8

.. .

.

3 X10'10 3 X10.9

Zusammenfassend ist festzustellen , dass bei Gleilbeanspruchungen durch ein martensitisches Gefiige hoher Häne der Verschleiß in der Regel vermindert werden kann. Bei überwiegend adhäsivem Verschleißmechanismus kann ein perlitisches Gefuge günstig sein. Ferrit wirkt wegen seiner Reaktionsfreudigkeit mit Sauerstoff oder Schmierstoffadditiven der Bi ldung von adhäsiven Mikroverschweißungen entgegen, während Zementit und Sondercarbide von Natur aus nur wenig zur Adhäsion neigen. Sc hwingun gs\'erschlciß Über wichtige Einf1ussgrößen fur den Schwingungsverschleiß wurde schon in Kapitel 5.4.4 berichtet. Müller (1979) stellte die Ergebnisse von Schwingungsverschleiß-Untersuchungen vor, die an einer größeren Anzahl von Stählen gewonnen wurden. Nach Bild 9.2.12 schneiden Stähle mit niedrigem KohlenslOffgehalt und die höher legierten Stäh le besonders ungünstig ab. Durch Härtung kann der Schwingungsverschleiß stark vermindert werden, was mit Untersuchungen von Wright (1958) übereinstimm!. Auch ein Nitrieren oder Nitrocarburieren wirkt sich günstig aus. Die Verwendung von metastabilen Manganhanstählen, die sich bei der tribologischen Beanspruchung umwandeln, fUhrt zu einer deutlichen Versch leißminderung im Vergleich zu anderen Stählen, siehe ßild 9.2.13 . Femer ist die An-

277

9.2 Stäh le

wendung von weiche n Zw ischensch ichten aus Kupfer oder Silber zu nennen, du rch die d ie Rei bungszahl angehoben wird, so dass die Relativbewegung ei ngeschränkt wird. Sehr häufig werden auch Festschmierstoffe zur Reduzierung des Schwingungsversch leißcs verwendet.

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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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Kup ferleqierung en

Schwingu ngsverschleiß von Eisen- und Kupkrkgicrungen (Kecke und Röthig. 1987)

279

9.2 Stähle Furchu ngs\'e rsch leiH

Hier soll en Verschleißprozesse behandelt werden, die durch mineralische Körner hervorgerufen werden, welche auf der Oberfläche eines Gegenkörpers fixiert sind, so dass man auch von Gegenkörperfurchung spricht. Dazu werden Verschlei ßuntersuchullgen in der Rege l mit dem Schleifteller- bzw. Schleifpapierverfahren durchgefiihrt. Für den Furchungsverschle iß ist die so genannte Versch leißtieflage- Verschleißhochlage-Charakteristik von besonderer Bedeutung, aus der hervorgeht , bei welcher Abrasivstomlärte der Verschleißbetrag stei l ansteigt (vgl. Abschnitt 5.4.5 ; Wahl, 195 1; Wellinger u. Uetz, 1955). Alle Stähle befinden s ich beim Angriff durch Flintkörner, die in ihrer Härte annähernd Quarzkörnern entsprechen, in der Verschleißhoch lage, in der der Verschleißbetrag meistens mit steigender Härte abnimmt. In Bild 9.2.14 s ind die Ergebn isse solcher Untersuchungen an unterschiedlichen Stäh len mit unterschied lichen Wärmebehandlungen (Tabelle 9.2.7) wiedergegeben (G ürleyik, 1967). p:SON/cm z . y:12.6m/min

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Schteifkotnhörte HV _ Bild 9.2.14

Furchungsvcrschkiß von unterschiedlichen Smhkn in Abhangigkeit von da l-larte des angreifenden Abrasivkoms (Gürkyik. 1967)

Bei Stählen. bei denen harte Sondercarbide in e iner weicheren Matrix eingebettet sind, erstreckt sich der Verschleißanstieg häufig über einen größeren Härtebereich der angrei fenden abras iven Teilchen z. B. Mineralien . Dabei spielt das Verhältnis der Häne der abrasiv wirkenden Körner zur Härte der Carbide oder anderer Hart phasen eine Rolle. Mit zunehmender Härte der Carbide verschiebt sich der Übergang in die Verschleißhochlage zu höheren Abrasivkornhärten, sofern der Vo lumenanteil der eingelagerten Carbide groß genug ist und diese von e ine ausre ichend festen Matrix gestützt werden. Um die Wirkung von Carbiden und anderen H311phasen beim Angriff durch unterschiedliche Stoffe abschätzen zu können, sind in Bild 9.2.15 die entsprechenden Härtewerte zusammengestellt (Berns, 1998).

280 Tab. 9.2.7

9 Tribotechnische Werkstoffe Stähle und Wännebehandlungen zu Bild 9.2.14 Wärmebehandlung bzw. Zustand

Werkstoff CU5

Ck35

Ck85W2

C130W2

C60H St37 X120Mn12 X5CrNi189 Hartguss

weichgeglüht normalgeglüht gehärtet weichgeglüht normalgeglüht angelassen angelassen gehärtet weichgeglüht normalgeglüht angelassen angelassen gehärtet weichgeglüht nonnalgeglüht angelassen angelassen gehärtet gehärtet gchärtet angelassen angelassen gehärtet normalgeglüht austenitisch nuawnitisch

---

720·C - Ofen 930"C - 15 min Luft 930"C - Wasser 720·C - i h Luft 875·C . 20 min Luft 300·C 400·C 850 ... 880"C· Wasser 720"C . 2 h Luft 760·C . 20 min Luft 400·C - 1 h Luft 250"C - 1 h Luft 79Q"C . Wasser 720·C . 2 h Luft 720·C· Luft ) 400·C ) ) 250·C 790·C . Wasser l050"C - Wasser 980°C · Wasser) ) 250"C ) 400"C

Härte HV 10 123 136 330 158 175

'00

m

660 16' 221 '65 665

85' 188 235 528 740 847 644 782 743

550 820 116 230 160 570 650

In der Verschleißhochlage wird zur Charakterisierung des Verschleißverhaltens meistens eine Darstellung verwendet , bei der der Verschleißwiderstand, der gleich dem Reziprokwert des Versch leißbetrages ist, über der Härte der beanspruchten Werkstoffe aufgetragen wird. Eine solche Darstellung enthält Bild 9.2. 16 flir Stähle mit unterschiedlichen Kohlenstoffgehalten, die untersch iedlich wärmebehandelt wurden (Khruschov u. Soroko-Novickaja, 1955). Die normali sierten bzw. weich geglühten Stähle liegen in etwa auf der Geraden der reinen Metalle. Der Versch leißwiderstand nimmt mit steigendem Kohlenstoffgehalt zu; die durch Wärmebehandlung erzielbare Härtesteigerung fUhrt zu einem flacheren Anstieg des Versch leißwiderstandes als die durch Zunahme des KohlenstofTgehaltes bedingte Härtesteigerung. Den linearen Anstieg des Verschleißwiderstandes unterschiedlich wämlebehandelter Stähle mit steigender Härte konnten Murray, Mutten u. Watson (1982) nicht bestätigen. Bei niedrigen

281

9.2 Stähle

Härtewerten näherten sich die gemessenen Verschleißwiderstandskurven asymptotisch der Geraden der reinen Metalle, während bei hohen Härtewerten der Verschleißwiderstand progressiv zunahm. Hierftir ist eine Änderung der Untermechanismen der Abrasion verantwortlich. Bei niedrigen Härtewerten überwiegt Mikropflügen, während bei hohen Härtewerlen mit geringer Eindringtiefe der Abrasvikörner Mikrospanen zum Versch leiß fuhrt.

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1-

Härte von Hartphasen. Metallmatrices. Mineralen und Schncidstoffen bei Raullllcmpcratur

In Bild 9.2. 17 wird ein schematischer Überblick über den Verschleißwiderstund von Stäh len und Gusseisen gegeben (Zum Gahr 1987). Die Werte des Verschleißwiderstandes wurden auf Armcoeisen bezogen . Als AbrasivstolTe dienten Flint und Aluminiumoxid. Betrachtet man die Geftige, so nimmt der Verschleißwiderstand in folgender Reihenfolge zu Ferrit ~ (Ferrit + globularer Zementit) Martensit

4

(Ferrit + lamellarer Perlit)

4

(Martensit + Zementit)

~

Bei einer gegebenen Härte kann Austenit einen höheren Verschleißwiderstand als Ferrit-Perlit haben; der Verschleißwiderstand von Bainit kann bei gleicher Härte höher sein als der von Martensi! plus Zementit, wenn z. B. bei letzterem Mikrobrechen auftritt. Der Verschleißwiderstand von Martensit nimmt bei nicht zu geringer Zähigkeit mit steigender Härte und hohem metastabilem Restaustenitanteil zu; er kann weiter durch den Zusatz von Legierungselementen

282

9 Tribotechnische Werkstoffe

und durch Carbide wie M7C3, MC6 oder MC erhöht werden. Typ, Härte, Gestalt , Volumenante il und Bindung der Carbide in der Matrix haben e inen großen Ein flu ss auf den Furchungsverschleiß. Wesentlich ist, dass die Carbide vom Grundmaterial abgestützt werden. Der Zusatz von Koh lenstoff zu Eisenwerkstoffen kann zur Mischkristallhärtung und zu einem vergrößerten Carbidanteil fUhren. C-6eholl in %:

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Bi ld 9.2. 16 Fun.:hungsversch1ciß in dcr Ycrschkißhochlage in Abhängigkeit \"on der Stahlhärte (Khrushow und Soroko-Nov ickaja. t955)

Kohlenstoff vergrößert einerseits die Verfestigungsfahigkeit von austenit ischen Stählen, aber Kohlenstoff, Nickel und Mangan stabil isieren auch den Austenit. Metastabiler Austenit erhöht den Verschleißwiderstand, wenn er sich durch die tribologische Beanspruchung in Martensit umwandeln kann. So nimmt der Verschleißwidersland von Manganstäh len mit sinkendem Mangangehalt, d. h. abnehmender Stabilität des Austen its, zu (Bild 9.2. 18). Wird der Austenit vor der tribologischen Beanspruchung durch Tiefk üh len in Martens it umgewandelt, so s inkt der abrasive Verschleißwiderstand. Primär und eutektisch erstarrte harte Phasen erhöhen den Versch leißwiderstand von Mangan hartstahl , wenn die Furchungsbreite nicht größer als die Hartstoffphase ist (Bems u. Franke. 1986). Erfolgt die Beanspruchung durch bewegliche, abrasiv wirkende Partike l, so wird ebenfa lls eine Versch leißtie flage- Verschleißhochlage-Charakteristik beobachtet (Wellinger u. Uetz, 1955). Da die Körner harte Carbide urngehen können, kommt den Eigenschaftcn der Matrix cine besonderc ßedcUlung zu, der Verschle ißwiderstand steigt mit zunehmender Matrixhärte an. Bei Strahlverschleißbeanspruchungen hängt das Verschleißverhalten stark vom Anstrah lwinkel ab (siehe Kapitel 5.4.6). Bei kleinen Anstrahlwinkeln wirkt sich eine Härtesteigerung von Stäh len durch Wärmebehandlung nur wenig aus (Bild 9.2.1 9), bei großen Anstrahlwinkeln

9.2 Stähle

283

ni nllnt der Verschleißwiderstand sogar mit steigender Stahlhiirte ab (Bild 9.2.20), weil hier der Mechanismus der Oberflächenzerrüttung dominiert, zu dessen Einschränkung die Zähigkeitseigenschaften von besonderer Bedeutung sind. 0)

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Stift- Abrosicmstul. p:0.1 1 MPo. AllO,. Kör nij!l9 220

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B • Boif"lll F ' Fem l

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200

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500

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700

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900

11m

flint. Körnung 220

A • Auslenit S • SOlml F • F.Hlt P : Perlit M • t-O-tensil HS • SchnellCirbeilsslClhl

Cr-Mo Weifl Gusseisen

unleg ierte Stähle

100

200

m 400 500

_

rbJ 700 on

.

Volumenhärle HV -

Bild 9.2.17

Furchungsverschkiß von Eisenwerkstoffcn bei der Be,lIlspruehung durch Korund (a) und Flint (b) (Zum Gahr. 1987)

284

t -

9 Tribotechnische Werkstoffe

S

I FN

FN =119N , , O,18m/s I l=SOm

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SMn

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1200 HV 0,111 1400

1000

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Ober flöchenhörte nach Gleitbeanspruchung

Bild 9.2. 18

•

Furchungs\'crschlciß \'on Manganhanstählcn (lost und Schmid!. 1987)

Siliciumcarbidpadike l 0, 25mm , v:=75m / s Anstrahl .. inkel: 20 0

25

OW ~)T, 15 -

Co 10

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0.-

DM,

Werkzeugstahl

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Stahl 1045

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~ Al Pb

~

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() gehörtet

-

BI

200

400 Werkstoffhärt e HV

Bild 9.2. 19

I

. 00

600

1000

•

Strahl\'crsclllciU \'011 Stählcn bei kleincm Anstrahlwi nkcl (Finnic. Wolak und Kabi!. 1967)

9.2 Stähle

1,5

285 OuartzpartikeL 0,1 - O,5mm, v=40 m/s Anstrohtw inkel: 70" - 90"

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200

400

600

soo

'000

Strahlvcrsehlciß von Stahl C60 tx:i großem Anstrahlwinkcl (U<:tz und Khosrawi. 1980)

Wä lzvcrschleiß Für Wälzbeanspruchungen von Maschinene lementen werden vor a llem die in DIN 17230 gen011l1len Stähle, insbesondere IOOCr6, und einsatzgehärtete Stähle verwendet. Unter geschmierten Bedingungen ist in der Regel die Grübchenbildung infolge Oberflächenzerrüttung der flir die Lebensdauer bestimmende Verschleißmechanismus. Um einen hohen Widerstand gegenüber der Grübchenbildung zu erre ichen, so llen die Wälzlagerstähle ein martensitisches Geflige mit kleinen und gleichmäß ig verteilten Carbiden besitzen, wobei die Härte zwischen 58 und 65 HRC liegt. Durch eine Verringerung der Verunreinigungen, die z. B. durch Vakuumumschmelzen erreicht werden kann, wird die Lebensdauer von Wälzlagern spürbar gesteigert . Besondere Warmformgebungsverfahren, wie z. B... Ausforming·', bei dem die Fonllgebung durch plastische Verfonnung im Bereich des metastabilen Austen its erfolgt, wodurch eine Martens itum wandlung bewirkt wird, ste igern den Widerstand gegen Grübchenbild ung beträchtl ich. Dies soll vor allem auf eine Verringerung der Carbidkorngröße und au f eine gleichmäßige Verteilung der Carb ide zurückzuflihren se in (Bamberger, 1970). Die Forderung nach höheren Betriebstemperaturen machte die Entwicklung von weiteren Stählen mit höheren Härtewerten, insbesondere bei höheren Temperaturen, erforderl ich, siehe Bild 9.2.21 und Tabelle 9.2.8. Für diese Anwendungen sind hoch st ickstofflegiere martensit ische Stähle entwickelt worden, die a ufgrund ihrer Herstellung einen hohen Reinhe itsgrad aufweisen und nur eine geringe Neigung zur Pitt ingbildung haben. Über entsprechende legierungsseitige Abstimmung von C und N und Wärmebehandlungen ist das sehr gute Verschleißverhalten unter Wälzverschleiß mit ei ner hohen Korrosionsbeständigke it in wässrigen Medien und höheren Warmfestigkeit zu kombin ieren (Bems 1998).

9 Tribotcchnische Werkstoffe

286 Tab. 9.2.8 Stühle für W!llzbcanspruchungen

66

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WB-49

64

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500

•

Tcm pcmturabhängigkeit der Ilarte von Wül zlagefStilhlcn (Za rctsk)' und Anderson. 1970)

Bei aufgekohlten Stählen hat die sich an das Hänen anschließende Anlassbehandlung einen starken Einfluss auf die Griibchenbildung, wie mit Untersuchungcn auf einer AmslerVerschleißpriifmasch ine unter Grenzreibung fcstgcstellt wurde. s iche Bi ld 9.2.22 . Probekörper aus aufgekohltcn 16MnCr5, die nach dem Hänen nicht oder bei 165 °C angelassen wurden, zeigen das beste Verhalten. Ein Anlassen bei 230 flihne unter den gegebenen Bedingungen

oe

9.2 Stähle

287

zu einem Anstieg des Verschleißbetrages infolge Grübchenbildung ab ca. [06 Überrollungen. Sehr nachteilig wirkt sich eine Randoxidation info[ge einer fehlerhaften Wärmebehandlung aus.

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F~ · 2000N.

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Anzahl der Überrollunge n nl Bild 9.2.22

W~l zvc rschl c iß

_

von einS3tzgchlinclcn Stahlpaarungcn

Wälzverschleiß tritt auch im System Rad/Schiene auf. Da Antriebs- lind Bremskräfte vom Rad auf die Schiene übertragen werden müssen, darf die Reibungszahl einen Mindestwert nicht unterschreiten. Im Kontaktbereich zwischen Rad und Schiene herrschen hohe Spannungen, so dass elastische und während des Einlaufes auch plastische Verformungen auftreten. die Verfestigungen bewirken. Die elastischen Verformungen können Schwingungen hervorrufen, welche als die Ursache der Riffelbildung aufSchienen angesehen werden (BarweIl, 1974). Da

288

9 Tribotechnische Werkstoffe

die Obernächenbereiche von Rad und Schiene periodisch be- und entlastet werden, kann Verschleiß durch Oberniichenzerrüttung hervorgerufen werden. Sie trin wegen des deutlich größeren Eingriffsverhältnisses bei den Rädern stärker als bei den Schienen in Erscheinung. Am Versch leiß der Schienen ist weiterhin die Tribooxidation in starkem Maße beteiligt (Dearden. 1960). Für d ie Herstellung von Rädern und Schienen wird nur eine eng begrenzte Anzah l von Stählen verwendet. Dabei werden die Eigenschaften der Stähle nicht allein durch die Forderung nach einem hohen Verschleißwiderstand bestimmt . So müssen Schienenstähle einen ausreichend hohen Widerstand gegenüber plastischer Verfonnung besitzen, unempfindlich gegenüber Sprödbruch sein und sich plastisch verfonnen lassen. Bei den überwiegend naturharten, d. h. im Walzzustand verwendeten Schienenstählen handelt es sich um unlegierte oder niedrig mit Mangan legierte Stähle mit Kohlenstoffgehalten zwischen 0,4 und 0,8 % die zum Teil zusätzlich Chrom und geringe Gehalte an Vanadin enthalten (Heller, Schmedders u. Klein, 1985). Zur Kennzeichnung der Eigenschaften von Schienenstählen wird primär die Zugfestigkeit verwendet, d ie in der Regel zwischen 700 und 1300 N/mm 2 liegt. Schienenstähle weisen im Allgemeinen ein felTitisch-perlitisches oder perlitisches Gefuge auf. Martensit ist wegen seiner Sprödigkeit unerwünscht (Schu lt heiß, 1976). Auch die Bildung von Reibmal1ensit soll sich ungünstig auswirken, weil er sich wegen seiner hohen Härte wenig plastisch verfomll und dadurch die Bildung von Rissen fördert (Rogers, 1975). Abweichend davon berichten Uetz, Nounou und Halach (1972). dass sich austenitische Auftragsschweißungen bewähren sollen, weil durch die tribologische Beanspruchung Martensit gebildet wird. Für die Räder werden unlegierte Stähle mit Koh lenstoffgehalt zwischen 0,4 und 0,7 % und Mangangehalten bis rund I % eingesetzt. In Sonderfallen werden auch legierte Stähle wie z. B. 50CrM04 oder 58CrM04 benutzt (Vogt, Forch u. Oedinghofen, 1985). Umfangreiche Untersuchungen an Stählen fUr Räder und Schienen wurden von Krause und Scholten (1975) veröffentlicht. Die Untersuchungen wurden mit einer Amsler- Verschleißpriifmaschine durc hgefUhrt. Danach hängt der Verschleiß vor allem von dem sich in einer Wärmebehandlung einstellenden SekundärgcfUge ab. So traten fUr die gewählten Beanspruchungsbedingungcn dic geringsten Versch leißbeträge auf, wenn der Stahl des antreibenden Prüfkörpers ein bei hinreichend hohen Temperaturen angelassenes VerglitungsgefUge ohne sonstige GefUgebestandteile, besonders ohne größere Pcrlitanteilc, aufweist und der bremsende Prüfkörper aus einem Stahl etwa g leicher Festigkeit besteht, unabhängig von der GefUgeausbildung. Dagegen sind hohe Verschleißbeträge immer dann zu erwarten. wenn perlitische Stähle g leicher Festigkeit kombiniert werdcn oder aber ein Prüfkörper des Wälzreibungssystems aus eincm led iglich gehärtetcn bzw. bci nur niedrigen Temperaturen angelassencm Stahl sehr hoher Festigkeit besteht. - Inwieweit diese Ergebnisse auf das System Rad/Schiene übertragen werden können, bleibt nachzuprüfen , da die Eingriffsverhältnisse im Prüfsystem und im realen System stark untcrschiedlich sind. Zum Gahr (1987) berichtet über Wälzverschleißuntersuchungen an 90MnCrV8 , bei dcm unterschiedliche Restaustenitgehalte oder Carbidgehalte eingestellt wurden. Der Vcrschlciß nahm mit steigendem Restauslenit- und Carbidgehalt zu.

289

9.3 Eisen-Kohlenstoff-GusswerkstofTe

9.3 Eisen-Kohlenstoff-Gusswerkstoffe Die Eisen-Kohlenstoff-GusswerkstofTe sind fur tribologisch beanspruchte Bauteile von großer Bedeutung. Eine Übersicht über die verschiedenen Gusseisensorten gibt Bild 9.3. 1.

Stahlguss C::;2 % unlegiert und legiert metastabil erstarrt

I

Hartguss GJN

Weißes Gusseisen C>2 % unlegiert und legiert metastabil erstarrt

Temperrohguss

(frilMrGH)

r

(IrOMrG11

lamellengraph it GJL

Vermiculargraphit GJV

Kugelgraphit GJS

(frOIw1' GGI

(frülw1r GGV)

(frülw1r GGG)

Tempern in Atmosphäre oxidisch

I

I neutral

Weißer Temperguss GJMW

Schwarzer Temperguss GJMB

(f'UMrGlW)

(f'Olw1r GTS)

Bild 9.3. 1

Graues Gusseisen unlegiert C::; 2,5 -4 % und C::; 1,5 % legiert stabil erstarrt

I Vergüten I

I

Bainitisieren (ADW

I

· .ustem""re
Übersicht über die vcrschicdencn Gusseiscnsoncn

Nachfolgend werden die Einsatzmöglichkeiten d ieser WerkstofTgruppe bei folgenden Beanspruchungen dargestellt: Gleitbeanspruchungen Furchungsbeanspruchungen Kerbbeanspruchungen Mah Ibeanspruchungen Wälzbeanspruchungen

Gleitreibung und -\'ersc hleiß Für Gleitbeanspruchungen hat sich in vielen Fällen Gusseisen mit Lamellengraphit bewährt. Beispiele hierfUr sind Werkzeugmaschinenfuhrungen, Bremsscheiben oder Zylinderlaufbahncn von Verbrennungsmotoren. Bei Mangelschmierung und Trockenlauf ist häufig die Fressneigung von Werkstoffpaarungen fiir das funktionelle Verhalten entscheidend. Opitz, Hensen und Domrös (1965) fiihrten Untersuchungen bei Festkörperreibung in Abhängigkeit von der Pressung durch. Das " Fressen" wurde durch den spontanen Anstieg der Reibungszahl gekennzeichnet. Die fUr versch iedene

290

9 Tribotechnische Werkstoffe

Paarungen ennittelten Fresslasten sind in Bild 9.3.2 dargestellt. Danach erreichen die Paarungen von Rotguss, Bleibronze und Weißmetall mit Grauguss besonders hohe Fresslasten. Die Graphitlamellen des Graugusses wirken in gewissem Maße als FeslschmierstofT. La Belle (1961) bestimmte das Fressverhahen von WerkstofTpaarungen mit Grauguss in motorischen Untersuchungen. Im Vergleich zu Stahl wurde die Fresslast deutlich angehoben. Gusseisen mit Typ A Graphit (gleichlOrrnige Verteilung, stochastische Orientierung) hatte eine höhere Fresslast als Gusseisen mit Typ D Graphit (zwischendendritische Ausscheidungen, regellose Orientierung). Vom Matrixgefiige her wurde mit angelassenem Martensit (39 bis 41 HRq die höchste Fresslast erreicht.

t

F1ächenpressung p nach je vier Doppelhüben um 6 daN/cm 1 gesteigert Gleitgeschwindigkeit y = 0,4 rn/min Trockenlauf einaelaufene Gleitflächen

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60

48

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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-'\'-_'\-__+-_____+-_____+_

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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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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 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.

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R"'5 in J..Lffi

R. in J..Lffi

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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

<10% Zementit 9OMnV8geh.

>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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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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10 20 30 (arbid-VlllmenQnteii -

40 %

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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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Flint Körnung 220

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Furchungs\'crsehleiß von Gusseisen in Abhäng igkeit vom Carbidanteil bei ve rschiedenen Abrasil'stolTe n (Zum Gahr. 1987)

Erfolgt die Beanspruchung durch mehr oder wen iger frei bewegliche Abrasivpartikel , so können sich die WerkstofTeinflüsse durchaus ändern. Borik (1970) beobachtete im Gummiradversehleißlesl, bei dem Abrasi vkörner der Kontaklnäche zwischen einem Gummirad und dem zu untersuchenden Werkstoff zugefuhrt werden, dass das Verschleißminimum schon bei 35 % Carbidanteil auftritt, wobei eine austenitische Matrix durchweg zu einem höheren Verschleißbetrag als eine martensitische Matrix fUhrt , siehe Bild 9.3. 14. Nach Untersuchungen von Garber et al. (1969) soll der Verschleißwidersland linear mit steigender Matrixhärte zunehmen . Von Bedeutung kann auch die Wärmebehandlung sein, mit der ein bestimmter Gefiigezltsland erzeugt wird (Berezovski el al., 1966). So soll ein durch schroffes Abschrecken und anschließendes Anlassen gebildetes GefUge weniger verschleißbesländig sein als ein ähnliches Getljge gleicher Härte, das durch isothernle Umwandlung gebildet wird.

9 Tribotechnische Werkstoffe

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Bild 9.3. 14 Furchungsvcrschlciß von weißem Gussciscn im Gumm iradvcrschlc ißvcrsuch (Borik. 1970)

Häufig überl agern sich abrasive und korrosive Beanspruchungen. Bei Beanspruchungen in nassem Sand nimmt der Verschleiß mit zunehmendem Chromgehalt des Gusseisens ab (Krainer, Kos u. Kumstorny, 1976). Bei Gusseisen mit 28 % Cr und unterschiedlichen Kohl enstoffgehalten hängt das abrasiv-korrosive Verhalten vom Chrom-KohlenstotTverhältnis ab. In neutralen und basischen Medien nimmt der Verschleiß mit steigendem Cr/C- Verhältn is zu, in sauren Med ien wird ein gegenläufiges Verhalten beobachtet (Lin u. Quingde, 1987). Ke rbversc h leiII/Ma h Ive rseh leiß Kerbverschleiß kann auftreten, wenn grobes Gut mit großer Energie die Oberfiächenbereiche eines Werkstückes beansprucht, wodurch tiefe Riefen und Kerben entstehen können. Im Englischen wird diese Verschleißart auch als gOI/ging abrasion bezeichnet. S ie kann z. B. bei Baggerzähnen, Schrappern, Backenbrechern oder Rutschenauskleidungen in Erscheinung treten. Eine Übersicht über das Verschleißverhalten unterschiedlicher Werkstoffe gibt Röhrig ( 1971, 1975), Bild 9.3.15. Danach sind die Chrom-Molybdän- sowie die Nickel-Chrom-Gusseisen mit hohem Kohlenstoffgehalt und martensit ischer Matrix besonders verschleißbeständig. Eine Korrelation des Verschleißes zur Werkstoflhärte besteht nur, wenn man die Härte der tribologisch beanspruchten Oberflächen bereiche mißt (Borik, Sponseller u. Scholl, 1971). Mahlverschleiß tritt auf, wenn in Kugelmühlen mineralische Stoffe zerkleinert werden. Durch die Zerkleinerung entstehen an den Mineralien ständig neue scharfkantige Bruch flächen , so dass die Intensität der tribologischen Beanspruchung außerordentlich hoch ist. Tabelle 9.3.3 enthält Angaben über den Verschleiß von Mahlkugelwerkstoffen bei unterschiedlichem Mahlgut, Tabe lle 9.3.4 gibt einen Überblick über das Verschleißverhalten von Werkstoffen fLir Kugehnühlenpanzer.

9.3 Eisen-Kohlen stoff-GusswerkstofTe

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Kohienstoffgeholl _ ßild 9.3. 15

Ke rbveTS<:h!ciß vcrschicdener WerkslolTe (Röhrig. 197 ! und 1975)

Wä lzverschlciß Ergebni sse von Wäl zverschleißuntersuchungen an verschiedenen Gusse isenSOl1en wurden von Stähli (1966) vorgestellt, s iehe Bild 9.3.16. Gusseisen mit Kugelgraphit hat unter Wälzbeanspruchungen einen deutlich ni edrigeren Verschleißbetrag als Gusseisen mit Lamellengraphit. Hierfur dürfte die größere Zähigkeit des Gusseisens mit Kugelgraphit verantwOl1lich sein. Bei den Gusseisensorten mit Lamellengraphit hängt der Verschleißbetrag stark vom Geflige ab. Offenbar sind die weicheren, eutekti schen Leg ierungen .zäher als die häl1eren mit größerem Sättigungsgrad.

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ro

1.11

2SO dON/mm! 190

HBJO/ JO - - --

Bild 9.3. 16 W!\lzverschleiß von Gusseisen (SWhli. 1966): Wcrkstoffdatl:!l in Tabelle 9.3. 1

306

9 Tribotechnische Werkstoffe

Bei Wälzverschleißuntersuchungen von Wälzkörpern aus Grauguss mit Wälzpartnern aus keramischen Werkstoffen nimmt der Verschleiß des Graugusses bei Festkörperreibung mit steigender Wärmeleitfahigkeit der Keramikpanner, d. h. in der Reihenfolge Zr02, SiJN4, Sie ab. Wird mit Methanol geschmiert. so ist die Härte der keramischen Werkstoffe fiir den Verschleiß des Graugusses maßgebend, so dass der Verschleiß in der Reihenfolge der Wälzpartner Sie, Si3N4, Zr02 abnimmt (Nakamura u. Hirayama, 1989).

9.4 Hartlegierungen und Hartverbundwerkstoffe Als Hanlegierungen bzw. HartverbundwcrkstofTe bezeichnet man Werkstoffe mit meta llischer Matrix auf Eisen-, Nickel- oder Kobahbasis. die zum Verschleißschutz Hartphasen wie Carbide, Boride und Nitride enthalten. Hartlegierungen werden schmclzmetallurgisch erzeugt, wobei die metallische Matrix im allgemeinen aus Mischkristallen bzw. aus Eutektika von Mischkristallen und Hartphasen besteht. Hartverbundwerkstoffe werden im festen Zustand durch Heißkompaktieren von Mischungen aus Hartlegierungs- und Hartstoffpulvern hergestellt, wobei es zu difTusionsbedingten Reaktionen kommen kann. Die pulvennetallurgisch hergestellten HartverbundwerkstofTe werden vielfach auch als metalmatrix-composites (MMC) bezeichnet. Legierungen und Verbunde können Mischformen bilden, wie sie z. B. beim Flüssigphasensintem oder beim thermischen Spritzen mit nicht aufgeschmolzenen HartstofTallleilen auftreten (Bems 1998). Hart legierungen können umnittelbar als Gusstei le, als gegossene SchweißzusatzwerkstofTe, als mechanisch zerkleinertes oder verdüstes Legierungspulver zum Auftragschweißen, zum thermischen Spritzen oder zur Pulvermetallurgie verwendet werden. Bei Hartverbundwerkstoffen sind aufgrund der vielfach sehr teuren pulvermetallurgischen Herstellung wirtschaftliche Grenzen gesetzt, so dass sich in letzter Zeit z. B. durch das kostengünstigere direkte Heißstrangpressen oder durch Ringwalzen fUr die Eisenbasiswerkstoffe eine mögliche Alternative zu hochhartphasenhaltigen und rissfreien Halbzeugen und Bauteilen ergeben hat (Moll 2007, Theisen 2007). Die Eisenbasislegierungen enthalten gewöhnlich 10 bis 35 Gew.-% Chrom und 2 bis 6 Gew.-% Kohlenstoff, darüber hinaus Wolfram, Molybdän, Niob oder Vanadin zum Aufbau der Hartphasen. Die metallische Matrix wird aus Zähigkeitsgründen mit Mangan oder Nickel und zur Verbesserung der Wamlfestigkeit mit Kobalt legiert. Bor erlaubt die Ausscheidung von Eisenboriden mit einem hohem abrasiven Verschleißwiderstand aus der Schmelze bzw. dem festen Zustand, welche teilweise die Rolle der Carbide übernehmen (Fischer 1984, van Chuong 1990). Das ß ild 9.4. 1 zeigt, dass gegen Abrasion im Wesentlichen eine Erhöhung des Gehaltes an den Hartphasen hilft, die härter sind als die abrasiven Teilchen und größer als die durch die abrasiven Teilchen erzeugten Furchen. Dabei ist die homogene Verteilung im Gefuge, wie bei MMC, ebenso wichtig, wie die Einbettung in eine hoch feste Matrix (Berns und Theisen 2006).

9.4 Hartlegierungen und Hartverbundwerkstoffe

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;:• ~

307

1

." C

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1

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legierungen

~ 1

martensit. Gusseisen

10

30

50

70

Gehalt an groben Hartphasen in % Bi ld 9.4.1

Dcr Verschleißwidcrstand (Verschleißvolumen-Rcziprukwcrt) steigt unter Furchungsverschleiß gegen weichen Flint mit dcm Gehalt an groben Hanphasen an

Fe-Cr-C-B Hartlegierungen, die mittels Hochgeschwi nd igkeitsp lasmaspritzen auf Gusseisen aufgetragen wurden, scheiden nanokristalli ne Boride in einer amorphen ferritischen Matrix aus und zeigen aufgrund der sehr feinen Struktur der Hartphasen und der hohen Festigke it der Matrix ein besseres Verhalten unter Kavitation in Öl bei 80 °C und in Wasser bei 25 °C als z. B. Gusseisen oder AI-Si-Gusslegierungen (Hahn 2009). St ickstoff kann in pul vermetallurgisch hergeste llten Hartverbundwerkstoffen rur entsprechende Umwandlungen im festen Zustand mit dem Zie l der Bildung von harten Nitriden in Kombination mit einer korrosionsbeständigen Matrix gen utzt werden (Wang 1992). Die Eigenschaften der Nicke lhartlegierungen werden durch die Legierungselemente Chrom, Bor und Silic ium bestimmt. Die Bor- und Siliciumgehalte liegen meistens zwischen 2 und 4 Gew.-%, der Chromgehalt liegt zwischen 5 und 17 Gew.-%. Über die Zugabe von AI oder Nb können in Ni-Cr-B-Si-Hart legierungen zusätzliche intermetall ische Phasen ausgeschieden werden, die zu einer weiteren Steigerung des abrasiven Verschleißwiderstandes fUh ren (Bem s

1987).

308

9 Tribotechnische Werkstoffe

Hart legierungen auf Kobaltbasis, die auch als Stellite bezeichnet werden, enthalten 10 bis 33 Gew.-% Chrom, 2 bis 20 Gew.-% Wolfram und 0,2 bis 2 Gew.-% Kohlenstoff. Als zusätzliche Carbidbi lder dienen Molybdän und in Sonderfallen Vanadin. Mit Bor und Chrom werden zusätzliche harte Boridc aus der Schmelze ausgeschieden, die den I-I artphasengehalt erhöhen und den abrasivcn Verschleißwiderstand verbessern (Theisen 1988). Die Hal11egierungen werden vor allem zur Verminderung des Verschleißes durch Abrasion eingesetzt, wobei häufig zusätzliche Anforderungen an die Korrosionsbeständigkeit gestellt werden.

Kobaltlegierungen sollen bei Gleitbeanspruchungen mit einer Reihe anderer metall ischer Werkstoffe eine niedrige Reibungszahl haben . Bei überlagerten korrosiven und tribologischen Beanspruchungen sollen sich kohlenstofffreie Legierungen auf Kobalt- oder Nickelbasis mit den Legierungselementen Molybdän, Chrom und Silicium besonders günstig verhalten, wobei in der Matrix Lavesphasen als Hartstoffe eingelagert sind (Cameron u. Ferris, (974). In den T abellen 9.4.1, 9.4.2, 9.4.3 sind die Ergebnisse von Verschleißuntersuchungen an Hartstomegierungen wiedergegeben, die durch thermisches Spritzen als Oberflächenschutzschichten aufgebracht wurden (Bhansali , 1980). Als Verschleißarten wurden der Gleitverschleiß von artgleichen Paarungen und der Furchungsverschleiß untersucht. Zur Auswertung wurde der Verschleißkoeffizient herangezogen: K = ~W ___, -.___H___ FN · v· t

W\,:

H, FN:

"

"

Verschleißvolumen Härte Normalkraft G leitgesch wind igkeit Beanspruch ungsdauer

Für die Hartlegierungen auf Nickel- und Kobaltbasis ist außerdem die Belastung angegeben, bei der es unter Gleitbeanspruchungen zu einem ersten adhäsiven Materialübertrag kommt . Die Hart legierungen auf Nickelbasis neigen meistens bei deutlich niedrigeren Belastungen zu einem Materialübertrag als die Hartlegierungen auf Kobaltbasis. Andererseits haben die Hartlegierungen aufNickelbasis unter Beanspruchungen, bei denen noch keine adhäsiven Prozesse wirksam sind, niedrigere Verschleißkoeffizienten als Hartlegierungen auf Kobalt- und Eisenbasis. Hinsichtlich des Widerstandes gegenüber Abrasion schneiden unter den gegebenen Prüfbedingungen die Hartlegierungen aufEisenbasis besonders gut ab. Aus den Ergebnissen lässt sich kein genereller Einfluss der Härte auf das Verschleißverhalten entnehmen. Von entscheidendem Einfluss ist das Gefüge. Bei abrasivem Versch leiß soll der Versch leißwiderstand von Eisenlegierungen mit der Größe der hanen Sekundärphasen und mit abnehmendem eutektischen Anteil , teilweise auch mit sinkender Härte zunehmen (Scholl , Devananthan u. Clayton, 1989).

312

9 Tribotechnische Werkstoffe

9.5 Nickel- und Kobaltlegierungen In diesem Abschnitt soll auf das tribologische Verhalten von Nickel- und Kobalt legierungen eingegangen werden, die nicht bei den im vorangehenden Kapitel 9.4 beschriebenen Hartlegierungen behandelt wurden. Schumacher (1983) berichtet über Untersuchungen des adhäsiv bedingten Fressens bei Gleitverschleiß an einer Serie von Eisen-Nickel- Legierungen (Tabelle 9.5. 1, Tabelle 9.5.2). Die Untersuchungen des Fressens wurden mit einer Prlifapparatur durchgefiihrt, bei der ein Probekörper eine einzige Rotation um 360 oe auf einem zweiten Probekörper durchftihrte. Die Belastung wurde solange gesteigert, bis Fresserscheinungen auftraten . Ta b. 9.5. 1

Werksto!lc zu Tabelle 9.5.2 C.

Ni

IlndQI"C in Gew .. ')I,

HllndclsDil me

18.4

15

.30N

"'moo

l.egierung

C

Mo

Si

Nitronic32

.10

12.3

.05

I'

." .n

18.4

9.3

.05

15

.50

17.3

12.2

Typ 310

.05

18

20.9

"86

.05

L'

"

24.6

...

14.8

26.2

l.3Mo, 2.lTi •. 2V

CllT)lCnter 2OCb3

.03

0.34

19.35

Carpenter Techn.ology

.05

lA9

23.86

34.0 44.(;

2.2 Mo, 3.2Cu.. 7Cb

RA33S

.S> 1 30

2.9Mo, 3.20.. 3.1W

Roll"" Alloys Inc.

lN 718

.05

... .w

52.2

3.0Mo, 5.ICb, lTi, 20Pe

lNCO

...

,.,

18.2

SO·20

19.6

74.9

...

... ...

...

100.0

30.0

...

4.5W,63(:o

CllbotCorp.

Typ "" Typ 316

Reines Nickel

SteUit 6

... 1.02

...

I'

2.2Mo

Bei der Paarung mit der Kobaltlegierung Stellit 6 waren nur die Legierungen mit niedrigem Nickelgehah hoch belastbar (Tabelle 9.5.2). Durch Verwendung eines Gegenkörpers aus Nitronic 60 (0,07 % C; 8 % Mn; 4 % Si; 17 % Cr; 8 % Ni; 0, 13 % N; Rest Eisen) sank zwar die Belastbarkeit der Legierungen mit niedrigem Nickelgehalt, die höher nickelhaItigen Legierungen waren aber höher belastbar. Reines Nickel versagte mit beiden Gegenkörpenverkstoffen bei niedrigen Belastungen. Gleitverschleißuntersuchungen, die mit einem Prüfsystem gekreuzter Zylinder aus gleichen Werkstoffen auf einem Taber-Abraser-Prüfgerät bei einer Normalkraft von 71 N und einer Gleitgeschwindigkeit von 7 cm/s durchgeftihrt wurden, ergaben bei der Legierung mit 75 % Nickel und bei reinem Nickel einen besonders hohen Verschleiß (Tabelle 9.5.2). Mit der Legierung Inconel 718 wurden in unterschiedl ichen Aushärtungszuständen Gleitverschleißuntersuchungen mit dem Stift-Scheibe-System im Vakuum durchgefiihrt (Zum Gahr, Grewe, Brezina, Broszeit, Habig, lbe, 1989), so dass die Adhäsion als Versch leißmechanismus domin ierte. Bei der Paarung Inconel 718/1nconel 718 hatten Werkstoffe im lösungsgeglühten Zustand den höchsten Verschleiß, während d ie Werkstoffe mit unteralterten, normal ausgehärteten und überalterten Zuständen sich im Verschleiß kaum unterschieden. Wurden Scheiben aus lnconel 7 18 durch Stifte aus Schnellarbeitsstahl S6-5-2 beansprucht, so hatte die normal ausgehärtete Legierung den niedrigsten Verschleiß. Stifte aus der normal ausgehärteten Legie-

9.5 Nickel- und Kobaltlegierungen

313

rung riefen auf Scheiben aus vergütetem Stahl C45 den höchsten Verschleiß hervor. Die Reibungszahlcn der Paarungcn Inconcl 71811nconcl 718 und S6-5-2Jlnconel 718 lagcn unabhängig vom Aushärtungszustand im Vakuum bei f = 1,9, während die Paarung Inconel 7 18/Stahl C45 mit Werten zwischen f = 0,6 und 0.7 deutlich niedrigere Reibungszahlen hatte. Tab. 9.5.2

Fresslasten und Verschleiß von Glcilpaarungen mit Niekellegierungen (Sehumaeher. 1983) Fressbelastung in MPa bei Paarung mit

Legierung NITRONIC 32 T304 T316

T010 A286 20Cb3 RA 333 IN 718

80-20 Reines Nickel

1)

Ni-Gehalt Gew.-%

Stellit 6

NITRONIC 60

1.5 9 12 21

3301)

255 207

26 34 44 52 75 100

14

3301)

55 14 14 14 14 14 14

Gleitverschleiß ar~lcichcr Paarungen m 1000 Umdrehungen

7.4 12.8

145 90 62

12.5

90 103 76

16.5

110 14

44.9

10.4 17.1

--9.4 209.7

kein Fressen

Über Schwingungsverschleißuntersuchungen an Inconel 625 (61 ,5 % Ni ; 20,9 % Cr; 9,05 % Mo; 3,58 % Fe ; 0.29 % Si ; 0,26 % Mn ; 0,23 % Ti: 0, 19 % Al ; 0,05 % Co; 3,5 % andere), d ie im Vakuum bci hohen Temperaturen durchgefuhrt wurden, berichtet Iwabuchi (1985): Die Rcibungszahl steigl mit sinkendem Gasdruck slark an, während dic Temperatur nur bei höheren Gasdrucken einen geringen Einfluss haI , Bild 9.5.1. Der Verschleiß durchläuft mit sinkendem Druck bei Raumlemperalur ein Maximum , ßild 9.5.2. Bei 500 °C kommt es im mittleren Druckbereich zu einem starken Materiallibertrag von der unIeren auf die obere Probe. Der Gesamlverschleiß beider Proben hängt dabei nur wenig vom Druck ab, ßild 9.5.3. Das Reibungs- und Verschleißverhalten wird entscheidend von der Bildung von oxid ischen Reaktionsschichten bestimmt. Unterhalb eines Gasdrucks von 10 Pa wird die Oxidation stark eingeschränkt, so dass hohe Reibungszahlen und schwerer adhäsiver Verschleiß auftreten. Kompakte glasartige Oxidschichten werden bei Temperaturen oberhalb 300 °C bei 105 Pa und bei Druckcn oberhalb 103 Pa bei 500 °C beobachtet, wodurch Reibung und Verschleiß vermindert werden.

314

9 Tribotechnische Werkstoffe

FN - 14 N,

l[ -

(l1~lO)

rn.

T-Jl"c \I. 11,6 s

-1

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SOO' C

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10

Gasdruckp _

Bild 9.5. 1

10

Pa 10'

RcibullgszahllconcI625/1concI625 bei SchwingullgSycrschlciß

Gasdruck p _ Bild 9.5.2

Schwingungsverschleiß der Paarung kond 625/ 1concl 625 in Abhängigkeit vom Gasdruck des Umgebungs. mediums bei 20 oe

Bild 9.5.3

Schwingungsycrschlciß der Paarung kone! 625/ 1concl 625 in Abhängig-

T:500"<:

I,. >

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-, 10'

Sume

10'

10

Gasdruck p _

keit vom Gasdruck des Umgebungs-

I11cdillnlS bei 5000

Blau und DeVore (1989) berichten über Reibungs- und Verschleißuntersuchungen an Nickel und Nickel-Aluminid (Ni3A1) bei Paarung mit Aluminiumoxid. Die Eigenschaften der verwendeten Werkstoffe sind in Tabelle 9.5.3 zusammengestellt. Die Reibungszahl du rchläuft nach einer Einlaufperiode mehrere Beharrungsl.ustände. Während bei Raumtemperatur die anfangliche Reibungszahl niedriger als die des Beharrungsl.ustandes mit der maxima len Reibungszahl ist, ergibt sich bei 650 oe ein umgekehrtes Verhalten (Tabelle 9.5.4). Auch fLir den Versch leißkoeffil.ienten wurden bei 650 oe niedrigere Werte als bei Raurnternperatur gemessen (Tabelle 9.5.5). Für das günstigere tribologische Verhalten bei der höheren Temperatur

9.5 Nickel- und Kobaltlegierungen

315

dürften die erhöhte Festigkeit des Nickel-Aluminids und die Bildung oxidischer Reaktionsschichten verantwortlich sein. Tab. 9.5.3

Eigenschaften von Nickd-Aluminium-LegicTungen zu den Tabel len 9.5.4 und 9.5.5

IC·74

IC·218

IC·221

-Aluminium

12,4

8,5

8,5

- Ho,

0,06

0,02

0,02

-----

7,8

7,8

0,8

1,7

Rest

Rest

,"",

Zusammensetzung (Gew ..%)

-Chrom - Zirkonium . Nickel Probekörper

Bleche, 2 mm dick, Scheiben aus großen Gussstücken herausgearbeitet, geglüht bei geglüht bei 900 °C 24 h, Ofenabkühlung 635°C 1 h

Gefüge

einphasige Körner 25-40 v.m

grobe dendritische Struktur, mehrphasig

Mikrohärte in GPa (Knoop, 0,98 N Belastung) - polierte Scheiben

2,37±0,3

2,92±0,5

2,81±O,2

- Oberfläche nach 650°CJ5,5 h

2,59±0,1

2,87±0,15

2,68±0,05

(Eindrücke auf den Dendritenarmen) 3,61±O,3

I

a,18±0,3

(zwischen den Dendriten) Streckgrenze [MPal (angenähert) - Raumtemperatur

260 .)

290 b )

550 b)

. 650°C

520

750

560 b )

0)

b)

Untersuchungen des adhäsiven Verschleißes von Nickel-Beryllium-Legierungen in unterschiedlichen Aushärtungszuständen zeigten bei Paarungen mit sich se lbst und mit 56-5-2 e inen ni edrigen Verschleiß des maximal ausgehärteten oder unterhärtetcn Zustandes im Vergleich zum weichen oder überhärteten Zustand. Vergüteter Stahl C45 erlitt bei Beanspruchung durch Nickel-Bery llium etwas überraschend den höchsten Verschl eiß, wenn die Legierungen weich oder überhärtet waren. Die Re ibungs7..ah len der Paarungen Nicke l-Bery lliumlN ickel-Beryllium lagen unabhängig vom Aushärtungszustand bei f = 2,0. Bei der Paarung mit 5chnellarbeitsstahl 56-5-2 oder C45 wurden nur geringfLi g ig niedrigere Reibungszahl en gemessen (Zum Gahr. Grewe, Brezina, Broszeit, Habig, Ibe, 1989).

316

9 Tribotechnische Werkstoffe

Tab.9.5.4

Reibungszahlen von Paarungen N ickel-Aluminium/Aluminiumoxid (Blau und DcVorc.

1989) IC-221

IC·218

Anfangliehe Reibungszahl

22°C

650°C

22°C

650 0

0.27

0.62

0.29

0.57

0.56

0.43

0.70

0.40

0.18

0.07

0.20

0.05

138.00

300.00

278.00

368.00

Max. Reibungszahl im Beharrungzustand

Differenz zwischen max. und min.

Reibungszahl im Beharrungszustand Einlaufperiode (Umdr.)

FN = 10 N; v = 0,1 mJs; Laborluft

Tab. 9.5.5

Vcrschleißkocmzicnt k in rnm 3/N" m von Nid:cl.Aluminium-Lcgicnrngcn (Blau und DeVore. 1989)

Legierung

FNN

k (22 Oe)

k (650 oe)

mms/N. m

mm3JN . m

IC·74

0.98

10",'

10-7,4

IC-218

9,81

10- 3.6

10-4.\

IC·221

9,81

1(}-4,1

10-4,3

Kobalt erfahrt bei ca. 420 Q e eine martensitische Umwand lung von der hexagonalen in die kubisch-flächenzentrierte Phase. Unter Beanspruchungsbedingungen, bei denen die Adhäsion dominiert, steigen dadurch Reibungszahl und Verschleißbetrag stark an, siehe Bild 9.5.4. Durch Zu legieren von Molybdän (25 %) wird die Phasentransfonnation zu höheren Temperaturen hin verschoben, so dass der Anstieg der Rei bungszah l unterbleibt. An Luft hat die Reibungszahl der Paarung Kobalt/Kobalt nahez u den gleichen Wert wie im Vakuum, so lange die hexagonale Gitterstruktur erhalten bleibt. Mit der Umwandlung in die kubisch-flächenzentrierte Struktur ste igt die Reibungszah l auff - 0,6 an. Dass sie keine höheren Werte erreicht, dürfte an der oberflächlichen, dünnen Oxidschicht liegen. Bei längeren Gleitwegen , bei denen sich dickere Kobaltoxidschichten bilden, werden Reibungszahlen von f - 0,8 erreicht.

9.5 Nickel- und Koballiegierungen

6

,

'

~'b'

317

u IS.C h f1 a~ henzen ,"rle.rt • _ auf kubisch fLachenzentriert

I

-g

1

"

0,8 -

"

,•

~

~

~

WVls =3,78)( 10- 11

I

N

0,4

nach Abkühlung der Probe auf 25°C

I\,..,-

o

~

f!

I

V

,ölli,. I Verschweißun

WVls =

35)(10-9cm~ '

(m

~. hexagonal 100

200

,

auf hexagonal l 300 400

Umgebungs temperatur T --~.~

500

0

C

600

Bild 9.5.4 Reibung der Paarung Kobal tl Koball im Ultr.thochvakuum in Abht\ngigkeil von der Tcmperalur (Bu!;kley. 1968)

In Abhängigkeit von der Temperatur durchgefuhrte SRV-Schwingungsverschleißuntersuchungen an Dispersionsschichten mit einer Kobaltmatrix und eingelagerten Chroilloxidpartikein zeigten oberhalb 300 °C einen sehr niedrigen Versch leiß, siehe Bild 9.5.5. Der niedrige Verschleiß wurde nicht nur be i artgleichen Co-CQOJ-Paarungen, sondern auch bei Paarungen mit einer Reihe von anderen Werkstoffen beobachtet (Thoma, 1985). Er wird auf die tribochemische Bildung von fest haftenden Schichten COJ04-Spinellen zurückgefiihrt. in qualitativer Übereinst immung mit SchwinDiese Beobachtungen stehen gungsversch leißuntersuchungen an artgleichen Stellit-Paarungen, die nach Durchlaufen eines Verschleißmaximums bei einer etwas höheren Temperatur von 400 °C ebenfalls eine sehr niedrige Verschleißrate erreichten, wenn die Probekörper einer thennischen Vorbehandlung ausgesetzt waren (Dunckley, Quinn u. Salier, 1976). Das außergewöhnlich gute Verschleißverhalten von kubisch-flächen-zentrierten CoCrMoGuss- und Schmied legierungen mit bis zu 0,4 % C, 29 % Cr und 6 % Mo im angleichen Kontakt unter trockener Reibung und unter Grenz- und Mischreibung kann auf den grad ierten Aufbau der Randzone unterhalb der Verschleißfläche zurückgefiihrt werden. Die oberste Randzone ist tiber tribochemische Reaktionen verändert und aufgrund der hohen Scherraten zu Nallokristallen rekristallisiert. Diese Schicht, die auch Tribomaterial genannt wird und im Kontakt wie ein dritter Körper wirkt, wird durch eine darunterliegende ultrafeinkristalline und stark verfestigte Zone ausreichend gestützt, so dass nur nanoskopische Verschleißpartikel aus überwiegend dehnungsindiziert in die hexagonale Phase umgewandelten Körnern entstehen. Diese wirken im Kontakt aufgrund ihrer kleinen Abmessungen unterhalb 100 nm wie ein Festschmierstoff und fUhren ausschließlich zu Oberflächenzerrüttung. Durch diese Kombination von tribochemi schen Reaktionen und Oberflächenzerrlittung werden sogar im artg leichen trockenen Gleitkontakt sehr kleine Verschleißraten unterhalb von I nmlh erreicht (Fischer 2009).

9 Tribotechnische Werkstoffe

318

1

1 Ti 685 2 Ti 6AlW

3 Jethete

4 Hoyoes 25 5 Illeo 718 6 NimonicC263

1 Waspoloy B ti imonic 90

9 (o.(riOl 11) Nimonit;·80A

l' lneon!!! 100

Temperatur T _ 0.) Vtrschlf:iß der Gegenkörperwerksloffe

'" I'- -A - - -- - -- - - --;:::======;l

mm1

I

1 '."' '.45

'"OJ'

",D;' I

1 Ti 6ßS 2 Jeth ete

3 Ti6AI4V 4 Nimonic BOA

0,25

5 Hoynes 25 6 Inco 718

7 Waspoloy

e Nimonic (263

0.15

9 Ineo nel 100 10 Nimonic 90 11 (o . (r~03

0,10

'.OS

' +'C,~'----C,00C-----C,:"::===

lO'

Temperatur T _

4"

500

600

-C

' 00

b) Verschleiß yon Co-CrZOJ

Bild 9.5.5

Schwingu ngs"crsch!ciß (Thoma. 1985)

VOll

Co-Cr203 mi t ve rschiedenen Gcgcnkörpcrwcrksto tlcn

9.6 Kupferlegierungen

319

9.6 Ku pfe rlegierun gen Kupferlegierungen werden in der Tribotechnik vor allem a ls Materia lien ftlr ölgeschm ierte Gle itlager eingesetzt (siehe Kapite l 11. 1) und für Ventilflihrungen oder ftlr Synchronringe (z. 8.: CuZnJ7MnJA I2S iPb (CW713R), CuZn4QA I2 (2.0550)). Die wichtigsten Legierungselemente von Kupferlegierungen sind Zink, Zi nn, Alumin ium, Blei, Nickel, Bery llium, Mangan, Sili cium und Phosphor (Wieland, 1999). Die Eigenschaften und das tribologische Verhalten von Kupferlegierungen hängen stark von der Gefligeausbildung ab, die wiederum vom Fert igungsverfahren (Gusslegierungen, Knet legierungen) beeinflusst wird. Nachfo lgend werden Ergebnisse von Gleitreibungs- und G le itverschleißuntersuchungen ohne und mit ÖIschm ierung vorgestellt. Gleit reib ung u nd G leitversc hlciß o hne Sch mierung Insgesamt sind wenig Ergebnisse zum tribo logischen Verhalten von Kupferlegierungen unter Festkörpergle itreibung öffent lich gemacht worden. Re id und Schey (1985) berichten über Reibllngsllntersllchllngen an Gleitpaarungen aus unterschiedlichen Kupferlegierungen (chemische Zusammensetzung in T abelle 9.6. 1) mit Stah l oder einer Kupfer-Eisen-A luminiumLegierung (Cu-16Al-6Fe) als Gegenkörper. Tab. 9.6. 1

\VcrkstoO"c zu den 13ildcrn 9.6.1 - 9.6.3 Material

Cu

Cu

Al

Sn

Zn

Ni

F,

20.2

0.6

C

Oe

Mn

Co

1.5

12.0

1.0

1.0

V

99,9

Cu-4Al

4

Cu·6.5Al

6.5

Cu-8Al

8

Cu-5Sn

,

Cu-9Sn

9

Cu- 13Sn

13

Cu-30Zn

69.12

30.53

Cu-20Ni

78.7

0.25

Stahl D2 CU-16Al-6Fe 79.25 16.0

'.86

"""

1.1

'-'

Die Untersuchungen wurden in einer Presse bei hohen Belastungen (FN = 20 bis 40 kN) durchgeftlhrt, so dass die Oberflächenbere iche des weicheren Gle itpartners plast isch verformt wurden . Die Gleitgeschw indigkeit betrug 1 cm/s_ Die Ergebn isse der Reibungsrnessungen sind in Bild 9.6. 1, 9.6.2, 9.6.3 und in Tabel le 9.6.2 wiedergegeben. Auffallend sind die relativ

320

9 Tribotechnische Werkstoffe

niedrigen Reibungszahlen der Paarungen von Cu-8AI/Stahl, Cu-8AI/Cu-16AI-6Fe und CU/Stahl. Die Kupfer-Zinn-Legierungen haben bei Paarung mit Stahl deutlich niedrigere Rei-

bungszahlen als bei der Paarung mit der Kupferlegierung. Dabei bleibt ein sichtbarer Kupferübertrag auf dem Stahlpanner aus. Die Reibungszahl und die Obernächcnschädigung der Kupferlegierungen nehmen mit steigender Härte, Zugfestigkeit, Streckgrenze und Stapelfehlerenergie ab, wenn der Gleitpartner aus der Kupferlegierung besteht. Bei Verwendung des Stahlgleitpartners ist diese Tendenz nicht zu erkennen. Tab. 9.6.2

Vcrsch1cißcrschcinungsforrncll zu den in den Bildern 9.6.1 - 9.6.3 dargestellten Ergebn issen Materialübertrag (auf Stahl oder Cu-16Al-6Fe)

OberflächenPaarung schädigung (Kupferlegierungen)

dick, akkumuliert

schwer (severe)

Cu-Ni(H)/Stahl o) Cu-Ni(H)/Cu-I6Al-6Fe 25 Cu-Ni/Stahl Cu-NilCu-I6Al-6Fe Cu(H)/Cu-16Al-6Fe Cu/Cu-16A!-6Fe

dick, akkumuliert, aber nicht kontinuierlich

schwer

Cu(H)lStahi

dick, akkumuliert, abcr nicht kontinuierlich

mäßig

CU/Stahl

akkumuliert, aber begrenz~

mäßig

Cu-Zn(H)fStahi Cu-Zn/Stahl Cu-Zn/Cu-16Al-6Fe Cu-6,5Al1Stahl Cu -6,5Al1Cu-16Al-6l<'e Cu-4Al1Cu-16Al-6Fe

dünne, glatte Übertragsschicht

mäßig

Cu-5SnlCu-16Al-6Fe Cu-9SnlCu-16Al-6Fe Cu-13SnlCu-16Al-6Fe CU-4Al1Stahl

kein sichtbarer Übertrag

glatte Oberfläche

.cu-5SnlStahl Cu-9SnlStahl Cu-13SnfStahl

akkumuliert, begrenzt, kleine Oberflächenbereiche

glatte Oberfläche

Cu-8Al/Stahl Cu-8AlfCu-16Al-6Fe

H: a):

verfestigt größerer Übertrag auf Cu-I6AI-6Fe als auf Stahl

0)

321

9.6 Kupfer legierungen

Pnlbt A

Probe B

'.'

"'•

Cu·16.ll-

Cu- SSn Cu-9Sn

0

6 Z

C~-I3Sn

1" ", "

,..

• '.'

'.' •

. Gl,;t",~g$

Probe 6

•

1

Bild 9.6. 1 Fötkörpcrrcibung von KupfcrZinn - Legierungen (Reid und Sehe)'. 1985)

Cu - 4A l (u-6.5A I Cu - BAI

,

_

Probf A

Cu·I6A.1_1\Ft 0

!

e--

•,

.,

.• I

.}

~

y

~

Bild 9.6.2

• •

Gleit"'fgs _ Probe B

Probf A

Cu-16.ll_6r.

,

02

•

<0

Cu - 30Zn Cu_2QNi

·'---1.,---"---c,~.---"----."--~m;m---l",---' Gltil"~9'

Fcslkörpcrreibung von Kupfer. Alul11 inium-Legierungen (Reid und Sehe)'. 1985)

_

Bild 9.6.3 Feslkörperreibung von Kupfer-. Ku pfcr-Zink- und Kupfer-NiekclLegierungen lReid und Scher. 1985)

322

9 Tribotechnische Werkstoffe

Bei Verschleißuntersuchungen an Gleitpaarungen aus Kupfer-Aluminium-Legierungen und Al uminiumox id beobachteten Wert, S ioan und Cook (1987) eine Abnahme des Versch leißes mit zunehmender Stapelfehlerenergie der Kupferlegierungen . Nach Untersuchungen von Taga, lsogai und Nakayama (1977) nimmt der Verschleiß von Kupfer-Aluminium-Legierungen bei Paarung mit Stahl mit steigendem Alumi niumgehalt zu und erreicht ein Maximum bei einem Aluminiumgehah, welcher der y-Phase entspricht. Di e Reibungszahl zeigt eine gegenläufige Tendenz. Bei Kupfer-Zinn-Legierungen nehmen Reibung und Versch leiß mit steigendem Z inngehalt zu und erreichen ein Maximum bei der Zusammensetzung der E-Phase. Der Verschleißkoeffizient von Kupfer-Zinn-Blei-Legierungen hängt vom Bleigehalt ab, siehe Bild 9.6.4. In der doppelt-logarithmischen Darstellung sinkt der Verschleißkoeffizient linear mit steigendem Bleigehalt. Mit zunehmendem Bleigehah soll auch der Verschleiß des Stahlgleitpartners vermindert werden. Bei Bleigehalten oberhalb 3 % soll sich durch Extrusion und Verschmierung des Bleis ein Film bilden, wodurch Reibungszahlen zwischen f = 0, 15 und 0,20 erreicht werden. 10-7mm 3/Nm 10'---~B~--------------------'

B

r

6

6

• nach de Gee, Vaessen, Begelinger (Pressung P• • 2 MPa, Glcilgeschwindiykcit 11" 51 m/s) o nach Dric, /I;in, Koleurikova, Belousov (Pressung P • • 1 bis 1,25 MPa, Gleitgeschwindigkeit 1111 - 0,4 rn/s)

.5

4

Werkstolltypen;

4

1

.3

1

1 CuSn5Pb25 2 CuSn7Pb15

3 CuSnPb15 4 CuSn6Pbl0

5 6 7 8

CuSn6Pb5 CuSn8Pb4 CuSn6Pb3Zn6 CuSnlOPb2Ni3

10 1 L-__~__~-L-L~~L-~~~~ 1 2 3 4 6 10 % 20 30 81e:igeholt Bild 9.6.4

Versc hleiß

VOll

Kupfcr- Zinn-ßlei-Lcgierungcn bei Festkörperreibung (Kohl. 1987)

Untersuchungen des adhäsiven Verschleißes von unterschiedlich ausgehärteten Kupfer-Beryllium-Legierungen (1 ,92 % Be) bei der Paarung mit sich selbst, Schnellarbeitsstahl (S6-5-2) und Vergütungsstahl fLihrten zu folgenden Ergebnissen (Zum Gahr. Grewe, Brezina. Broszeit. Habig, [be, 1989): Bei artgleichen Paarungen weisen die nicht ausgehärteten Legierungen den höchsten Verschleiß auf. Paarungen von Schnellarbeitsstah l (stationärer Probekörper) mit Kupfer-Bery lliumLegierungen (rotierender Probekörper) haben einen niedrigeren Verschleiß als artgleiche Paarungen. Etwas überraschend zeichnet sich der weichgeglühte Z ustand durch einen besonders niedrigen Verschleiß aus.

323

9.6 Kupferlegierungen

Bei Paarungen von Kupfer-Bel)'lIium-Legierungen (stationärer Probekörper) mit vergütetem Stahl C45 (380-420 HV) ist kein signifikanter Einfluss der Aushärtung auf das Verschleißverhalten erkennbar. Die Reibungszahlen von artgleichen Kupfer-Bel)'l1ium-Gleitpaarungen liegen zwischen f = 1,9 und 2,0; die Gleitpaarungen Schnellarbeitsstah l/ Kupfer-Bel)'l1iulll haben Reibungszahlen um f = 1,0. Die Reibungszahlen der Paarungen KupferBel)'llium/Stahl C45 liegen mit f = 0,5 deutlich niedriger. Ein Einfluss des Aushärtungszustandes ist nicht erkennbar. Ergänzend sei erwähnt, dass auch bei Furchungsbeanspruchungen der Verschleiß von KupferBery llium-Legierungen nicht vom Aushärtungszustand abhängt (Wellinger, Uetz, Gürley ik,

1968). Nach Lancaster (1963) ist an Luft das Verschleißverhalten (siehe Bild 9.6.5) einer stationären Probe aus Cu60ln38Pb2 (cutting-free brass, UNS C36000) über drei lehnerpotenzen gegen einem rotierenden Ring aus Wannarbeitsstahl (18 % W, 4,5 % Cr, 1,5 % V und 0,7 % C) sehr abhängig von der Gleitgeschwindigkeit (0.0 I cm/s bis 1.000 cm/s) und der Umgebungstemperatur bis 400 oe. Tribooxidation sowoh l des Stahls als auch des Messings bestimmt dieses Verhalten über die Bildung von WO) , CU20, und lnO. 10-'

A20'\:

E ;r. ,er' S

C

•

2cxlc

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-•

Q

·8

:a ~

~

E 4OQoC

"r'

0<>'

'0

100

1000

Geschwindigkeit (cmls1 Last 3 kg in Luft _._ ._._ ._._._.- in Sauerstoff Bild 9.6.5

Vers!;hkißrate (!;m ' /cm x 0.3 = mm'lN m) als Funktion der Gkitgöchwindigkeit bei vers!;hiedellen Umgebungsto::mperaturen der Kupferlcgierung Cu60Zn38Pb2 unter Festkürpergkitreibung (Lancasto::r. 1963)

324

9 Tribotechnische Werkstoffe

GIl'itreibung und ·verschleiß mit Sc hmil'r ung

Über Untersuchungen an ölgcschmicrtcn Gleitpaarungen berichten Kohl und Willkommen (1986). Die Ergebnisse sind in Tabelle 9.6.3 und in Bild 9.6.6 wiedergegeben.

/ /

5

I

"

0

Y - ' -'-

G-[uSn1Pb6Zn4

. _ ._.

t=----~.-.- . -

G-CuSnl0 (u$n8 (u$n6

G-CuPb20Sn7

00

20

40

MPa

60

Nominelle Pressung p _ _ _ K lölZchen- Ring-SYStem

Klötzchen: Kupferlegierungen, Ring: Stah l 20MoCr5.

einsalzgehärtet, 58 HRC, geläppt, A, - 1 ,..m Nominelle Kontaktfläeha A. - 250 mm 2 Überdeckungsgrad: 10 Schmierstofl: Hydrauliköl E 36 F N - 500 - 1500 N, 11 - 3 rn/s, \ - 10 min pro LanSlufe

Bild 9.6.6

VCTS<:hlciß

VOll

Kupfcr1cgicrungcn (Kohl und Willkommen. 1986)

Danach verhalten s ich die Kupfer-Zinn- und die Kupfe r-Bl ei-Z inn-Legierungen günstiger als die Kupfer-A luminium- und Kupfer-Zink-Legieru ngen, die zum Fressen neigen. Bei KupferZinn-Legierungen hat der Phosphorgehal( einen Eintluss auf die Belastbarkeit unter Mischreibungsbedingungen. Bei niedrigen Phosphorgehalten « 0,004 %) wird eine höhere Belastbarkeit als bei Phosphorgehalten von 0,02 bis 0,07 % erreicht (de Gee, Vaessen, Begelinger, 1969). Von den in die Untersuchungen einbezogenen Aluminiumlegierungen zeigt die Legierung AISn6 das beste Verhalten. Besonders hohe Belastungen sollen Kupfer-BerylliumLegierungen aushalten (Koeppen, 1973; Glaeser, 1983 ).

326

9 Tribotechnische Werkstoffe

Versch leiß der Kupferlegierungen bis zu einer Härte von ca. 150 HV 10 stark abfallt und dann bis zu Härtewertcn von 230 H V 10 be i gewissen Strcuungen nahezu konstant bleibt. Für den Stah lgegenkörper wird dagegen bei Härtewerten der Kupferlegierungen um [50 HV ein Minimum des Verschleißes erreicht. Steigen man d ie Stahlhärte. so nimmt der Versch le iß der Kupfer legierungen ebenfalls mit ihrer Härte ab. Der Verschleiß des Stahlkörpers steigt erst bei größeren Härtewerten der Ku pferlegierungen an, siehe Bild 9.6.8 .

00

..

• ••

Iribosystem.

(DvE'I'schiedt'Oe

~

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h·OOmm

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0

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Hört. dn _ Kupftr(tgitnJ"!I

2

~HV 10

130

®

5

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Bild 9.6.7

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P

@ : "S"-Stahl gegen ~B"- Bronze,

Probe-Nr.2

Verschleiß von Paarungen aus Kupfer-Legierungen lind Stah l (Krallse lind Hammel. 19R3)

Bei vergleichenden Versch le ißuntersuchungen in Minera löl und Po lyglycol mit Stahlgegenkörpern hatten Kupfer-Zinn-Leg ierungen in Polyglycol einen niedrigeren Verschleiß als in

9 Tribotechnische Werkstoffe

328

PI

-,

Ci> 34CrNil'oc6IS-$lahi) Hörte. 300HV 10

B

1 ""

TritIJsysl~m

G)variabfl

Q) CLP '44(q~100ml.l h) p.20Nfmm l n. 60 min -I h. 80 mm

1\

, "., ,

$.3200",

~F '"

,

"

1SO

200 MV 10

Hörte der Kupferlegierur.::l -

, B

J Bild 9.6.8

•

~ \,

Verschleiß von Paarungen aus Kupfcrlcgierungcn und Stahl höherer llflrtc (Krause und lIamm<:!. 1(83)

9.7 Aluminiumlegierun gen Alurniniumlegierungen werden in der Tribotechnik vor allem in geschmierten Gleitlagern (siehe Kapitel 11.1.) verwendet. Ein wichtiges Einsutzgcbiel sind die Zylinderlaufbahncn in Verbrennungsmotoren. Die Anwendung von Aluminium und Magnesium fLir Versleilmecha-

nismen und Gleitftihrungen in Automobilen und Flugzeugen fUhrt in den mechanischen Fügepunkten wegen de r Erschütterungen durch die Fahrzeugbewegung und die zyklische Wärmedehnung unweigerlich zu ständigen Mikrogleitbewegungen mit Amplituden von 5 bis 50 flnl . Eine hydrodynamische Schmierung oder Fettschmierung dieser Tribosysteme ist oft nicht möglich. Wegen ih rer Neigung zum adhäsiv bedingten Fressen können Aluminiumlegierungen bei Gleitbeanspruchungen in der Regel aber nicht ohne Schmierung e ingesetzt werden. Bei abrasiven Beanspruchungen besitzen Aluminiumlegierungen wegen ihrer relativ niedrigen Härte nur e inen geringen Verschleißwiderstand. Aus all diesen G ründen kommt der Beschichtung von Bauteilen aus Aluminiumlegierungen zur Erflillung von tribologischen Funktionen eine große Bedeutung zu. Nachfolgend soll über das tribolog ische Verhalten von Aluminiumlegierungen bei folgenden Beanspruchungen und Techno logien berichtet werden:

9.7 Alum iniumlegierungen

-

329

Gleitbeanspruchungen Schw ingungsbeanspruchungen Furchungsbeanspruchungen Beschichtungstechnologien

G leit rei bun g un d G leitverschleiß Der unedle Charakter von AI und Mg hat eine unmi ttelbare Bedeutung fiir das tribologische Verhalten und bestimmt seit Anwendungsbeg inn den Stellenwert der Oberflächenbehand lung. Tabe lle 9.7. 1 fasst die rur d ie Tribologie re levanten Werkstoffeigenschafien zusammen. Die triboox idativ gebildeten Reaktionsschichten aus AI203 und MgO schützen wen ig vor Adhäsion, wei l sie zu dünn sind und keine Tragfahigkeit besitzen (Reddy, 1995). Die hohe Plastizität beider Werkstoffe und der niedrige E-Modul begünstigen d ie Adhäsion. Ebenso ist d ie starke Abnahme der Härte mit ansteigender Temperatur tribo logisch ungünst ig. Mit einer I·Hirte von ca. 80 HV und dem niedrigen E- Modul von ca. 45 GPa zählt Magnesium zu den besonders weichen metall ischen Werkstoffen und es muss mit einer hohen Neigung zum adhäsivem Versagen und abrasivem Verschleiß gerechnet werden . Selbst bei " mildem Verschleiß" unter ungeschmierten Bedingungen sind d ie Versch leißkoeflizienten kv von unbeschichtetem AZ91 gegen 100Cr6H größer als > 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,lnllll<:nslcllung rckvuntcr Wakstoffcigellsch
H:trte [MPaJ E- Modul [GPa] walr~~eleilfllhig keil W/mKJ Rel.Mi krokontaklflache

AI

A1203

AIN

2.0003.000 5080 120-170

'" 30.000

'" 12.000

Mg (AZ9IHP) '" 1.700

350-400 30-40

280-310 130-190

",0,3

.. 0,4

.,

MgO

100 Cr 6

'.000

.. 6.500

-"70

- 240

210 30

.7

- I

7.500 36

I

Kuro ishi, Odani und Takeda (1985) fanden bei Gleitgeschwindigkeiten von 0,5 rn/s ebenfalls kaum einen Einfluss des S il iciumgehaltes von pulvermetal lurgisch hergestellten AI-Si- Legieru ngen auf den Verschleiß. Be i höheren Gleitgeschwindigkeiten von 2,0 m/s und weniger ausgeprägt bei 3,6 m/s nahm der Versch leiß dagegcn mit stcigendem Siliciumgehalt zwischen 15 und 30 % Si ab. Abweichend davon beobachteten Jasim und Dwarakadasa ( 1987) sowie Sakar und Clarke ( 1982) flir eutektische oder naheutektische Legierungen das glinstigste Versch leißverhalten.

9.7 Aluminiumlegierungen

331

Andrews, Seneviratne, Zier und Jall (1985) stellten fUr AI-Si/Stahl- Paarungen mit steigender Belastung einen Übergang von einer Verschleißtief1age in eine Verschleißhochlage fest. Die Übergangsbelaslung nimmt mit steigendem Siliciumgehalt und sinkender Gleitgeschwindigkeit zu, siehe Bild 9.7.1. SI iH- Schei be-Syste m Stift:.AI-Si- Legierung Scheibe: Stahl AIS! M"IS6-S-21,60HR(

y:3.2m/s

,"

y: 4,Omfs

~

I •

50

,

,~

10

12

14 Vol.-% 16

Anteil von primärem Silkium -

"

Bild 9.7. 1 Einfluss des Anteils von primarcm Silicium auf die Übergangsbelaslung von AI umin ium-Si Iic iumLegierungen zur Verschleißhoc hlage (Andrews. Scneviralnc. l ier. lau. 1985)

Nach Untersuchungen von Blau und Whitenton (1982) hängt das Reibungs- und Verschleißverhalten von Al-Si-Cu/Stahlgleitpaarungell erhebl ich von der Oberf1ächenbehand lung der Aluminiurnlegierungen ab. Untersucht wurde eine Legierung mit 17,3 Gew.- % Si und 4,5 Gew.- % Cu. Bei poliel1en Oberflächen sind Aluminiumkristalle von Anfang an mit dem Stahlgegenkörper in Berührung, wodurch ein Aluminiu1l1übertrag begünstigt wird. Durch den Aluminiu1l1übertrag wird vor allem bei höheren Belastungen die Reibungszahl erhöht, siehe Bild 9.7.2. Die höhere Reibung fUhrt zu einer stärkeren plastischen Verformung der überflächenbereiche, wobei die Siliciumkristalle zerbrochen werden, bevor sie in der Kontaktf1äche erscheinen. Werden die überflächenbereiche der AI-Si-Cu-Legierung vor der tribologischen BeansplUchung geätzt, so bleiben Siliciumkristalle stehen und treten mit dem weicheren Stahlgegenkörper in Kontakt. Die Siliciumkristalle werden dabei zerbrochen und bilden abrasiv wirkende Partikel, die feinere Partikel der Matrix herausschneiden und sich dann zwischen den ursprünglichen Siliciumkristallen anlagern. Dadurch wird eine Verschleißminderung erreicht. Antoniou und Subramanian (1988) stellten in Anlehnung an U m und Ashby (siehe Kapitel (8.7.4) einen " Verschleißatlas" auf, indem sie in Abhängigkeit von Pressung und Geschwindigkeit Gebiete unterschiedlicher Verschleißmechanismen voneinander abgrenzten, siehe Bild 9.7.3. (a) (b) (e) (d) (e)

Bildung feiner, äquiaxialer Verschlei ßpartikel Delamination von kompakten, äquiaxialen Partikeln Delamination plastisch verformter überflä chenbereiche starker Materialübertrag Schmelzverschleiß

332

9 Tribotechnische Werkstoffe

1 . 0 , - - - - - - - - -- - - -- - - ,

0,8

!

0,4

a ooliert

0,2

o geö.tzt

o

2

4

Normalkraft FN -

Bild 9.7.2

• •

8

10

Kugel-Scheibe-System Kugel: Stahl 100 Cr6H Scheibe: AI-Si-Cu-Leg. V " 0,005 mfs

Reibungszuhl von Paarungen S(ahl/Al - Si -Cu -Lcgierung~n in Abhängigkeit von der Belastung (Blau und \Vhit~nton. 1982)

S ie vemachlässigen di e Tribooxidation, d ie nach Untersuchungen von Razav izadeh und Eyre (1982, 1983) ebenfalls wirksam werden kann. Dabei soll die Stabilität des tribochem isch gebi ldeten Oxids durch d ie Eindiffusion von Eisen aus dem Gegenkörpemerkstoff erhöht werden. Über Unters uchungen des re in adhäsiven Verschleißes von unterschiedlich ausgehärtetem AIMgSi I und G-AIS i 12CuNiMg wird von Zum Gahr, Grewe, Brezina, Brosze il, Habig und Ibe ( 1989) berichtet. Bei der Paarung AIMgSi l/A IMgSil hatte der überhärtete Zustand den niedrigsten Verschleiß, be i der Paarung G-AISi 12CuN iMg/G-AISi 12CuNiMg verh ielt sich dagegen der wannausgehärtete Zustand am günst igsten. Bestand der Gegenkörper der Aluminiumlegierungen aus Sehnel larbe itsstahl S6-5-2 oder aus Stah l C45, so war kaum e in Einfl uss der Aushärtungsbehandlung festzustellen. Die Re ibungszahl der Paarungen AISiMgl /AIMgSil und S6-5-2/AIMgSil lag unabhäng ig vom Aushlh1ungszustand bei f =: 0,8, während die Reibungszahl der Paarung AIMgSi I/C45 f 0,5 betrug. Die Paarungen G-AISi 12CuNi Mg/G-AISi 12CuNiMg, S6-5-2/G-AISi 12CuNiMg und G-AISi 12CuN iMglC45 hatten nahezu übere inst immend eine Reibungszah l von f =: 0,5. Untersuchungen des Adhäsionswiderstandes von Gleitlagem mit Lagerscha len aus unterschiedlichen Aluminium- Legierungen wurden von Tiwari, Pathak und Malhotra ( 1985) vorgestellt. Aus den in Tabelle 9.7.2 dargestellten Ergebnissen geht hervor. dass die Leg ierungen mi l25 % Blei di e höchste Fresslast erreichen.

333

9.7 Aluminiumlegierungen Tab. 9.7.3

Eigenschaften und Ycrsch lcißbclrag WI von Aluminiurnlcgicrlm gcn bei Furchungsvcrs!:hlciß (110m und Z icglcr. 1981)

Materi.l· gruppo reines Aluminium

N"

M.terial DIN

I

AI99,99 AI99,5

2

.

RpO,2 Nlmm 2

A"

A,

65· 95 110·145 130·170 130·170

20· 55 90-145 110.:165 110-165

50·35 15· 4 12- 3 18- 4

60·40 20· 6 17· 4 23· 6

30-80

50-30

60·35

W

SO·115 140,160 90·150

130-140 35. 85

35·20

45·25

F21 F2' Fa2

205·280 275·330 3 15·380

110-180 200-260 255-330

26·15 24·12 18- 8

32·18 30·14 23.10

3

W7 FlI

5

F13 G13

, 6 7

.ushärtbare Legierungen

Nlmm 2

ZU/:Itand DlN

,,

Al98,7 AlMgSil

10 11 12

13

W'

"

,- ,

"

14

15 16 17

"

Extr. nicbt .ushärtbare Legierungen

19 20 21 22 23

"25

26 27 28 29 30 3l

32 33 34 35 36 37 38 39

"

AIMgO.4Si1 ,2

128·133 54- 55 315·323 286·297 230·250 130·150 300·310 250·270 A1ZD4,5Mg 1 320-360 220·300 350·410 275·350 "5 AIZnMItCu1,5 F46 530-630 450·590 AlM ,7Mn, b0$Cbkbtet mit Stab! X4OCrl3 W9 90·140 35· 90 AlM" WH 140-180 120· 170 W, AIMn plattiert 90·140 35· 90 mit A!SiI2 F19 >185 AlMnO,5MgO,5 110·150 40·100 180-200 170·190 AlMg l WIO 105·140 35· 90 27()'300 270·290 AlMg2MnO,3 W16 155·200 60·130 270·300 260-280 AIMg3 WI9 190·230 80·160 320·340 300-310 AIMg4 240·280 110· 180 -

>1"

AIMg2MnO,8

-

WI9 F24

A1Mg2.7Mn

F2'

F22

41

" "

AIMg4,5Mn

43 45 46

W28

26·28 15-20 20·10 17_ 8

40·25 15- 4 40_25

,- 2 40·22

28 10-11 31 .33 20-24 26·12 23-10 20· 8 50·28 20·5 50·28 12· 3 50·25

3- 5

2-3

35.22

45.27

',5

..,

38·20

30·17

38.20

5- 6

>290

>250

'-2

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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•

" •

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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

" 0

B

0 0

••

" 0 0

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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VCTS<:hlcillatlas von Aluminiutnkgicrungcn (Anionioll und Submmanian. 1988)

'0'

9.7 Aluminiumlegierungen

335

Zur Erhöhung der Festigkeit von Aluminium legierungen werden Phasen höherer Festigkeit , wie Fasem und Partikel, in die Matrix eingelagert. Bei einem pulvermetallurgisch hergestellten Composi t-Werkstoff mit Graphit- Partikeln in einer Aluminiumlegierung (1 ,0 Gew.- % Mg; 0,6 Gew.- % Si, 0,25 Gew.- % Cu: 0, 1% Cr) lag die Verschleißrate des Composit-WerkstoITes bei Paarung mit einem Stahlgegenkörper unter Festkörperreibung fast durchweg über dem der Aluminiumlegierung. Sie nahm mit steigendem Graphitgehah zu. Der erhöhte Verschleiß der graphithaItigen Legierung wird auf die vergrößerte Porosität zurückgefUhrt ( Iha, Prarad und Upadhyaya, 1989). Da die Werkstoffeigenschaften Festigkeit und Härte stark von der Temperatur abhängen, beeinflusst diese auch den Verschleißbetrag von Aluminium- Legierungen. Bei Versuchen ohne Schmierung und bei 0,8 mJs gegen einen gehärteten Stahl En 24 (59 HRc) stieg der VerschIeißbetrag verschiedenster AI-Legierungen bei ca. 200 °C an. Der Anstieg ist um so kleiner, je größer der Si li ziumgehalt ist (Reddy, A. S., 1995). Diesen Übergang von einer relativen Verschleißtieflage in eine Verschleißhoch lage kann durch Legierungslechnik zu höheren Temperaturen verschoben werden. Für ungeschmierte Gleitpaarungen mit Flächenpressungen von 0.35 MPa und 0, 1 mJs aus 100Cr6H und Aluminiumwerkstoffen findet der Übergang im Falle unverstärkter Werkstoffe bei 175- 190 °c flir AI 6061 bzw. bei 225-230 °C fiir A356 statL Durch Zugabe von 20 Vol.-% AI203 verschiebt er sich auf 300 °C und durch 20 Vol.-% sogar auf 400 °C (Wilson, 1996). Sehwing ungsversc h leiß Die zuvor geschilderte Neigung zum adhäsiven und abrasiven Verschleiß kommt insbesondere beim Schwingungsverschleiß unangenehm zum Tragen. Wird Magnesium (ASM 4439, 94 % Mg, 4,25 % Zn, 1,25 % Ce, 0,5 % Zr) tribologisch ungeschmiert gegen einen Stahl SAE 9310 tribologisch beansprucht (Schwingungs frequenz 100 Hz, Schwingungsweite 0,2 mm und FN= 228 N), so können bereits nach 1000 Zyklen klassische adhäsive und abrasive Verschleißerscheinungsform en beobachtet werden, wobei die abrasiven überwiegen. Eine MoS2Beschichtung verbessert die erreichbare Zyk lenzahl bis zum Schichtdurchbruch immerhin auf bis zu 200.000 und eine Co-Mo-Cr-Plasmaspritzbeschichtung ergab im Rahmen der Untersuchungen sogar einen verschleißlosen Zustand (Shemwn et al., 1983). Über Schwingungsverschleißuntersuchungen an einer ausgehärteten AI-Zn-Mg-Legierung berichteten Goto, Ashida und Endo (1987). Die Untersuchungen wurden in feuchter Luft, trockener Luft und trockenem Argon mit Schwingungsamplituden zwischen 20 und 260 11m durchgeflihrt. Die Reibungszahl war in trockener Luft deutlich höher als in feuchte r Luft oder Argon. Besonders hoher Verschleiß trat in feuchter Luft auf. Während in trockener Luft die Verschleißpanikel auf den Reibflächen hafteten und damit einen unmittelbaren Kontakt der Reibpanner verhinderten, wurden die Verschleißpartikel in feuchter Luft aus der Kontaktfläche entfemt, so dass verstärkt metallische Kontakte gebildet wurden. Außerdem wurde in feuchter Luft eine Härteabnahme der tribologisch beanspruchten Oberflächenbereiche beobachtet, die durch eine Überalterung der Al-Zn-Mg-Legierung hervorgerufen wurde. Ein weiteres Tribosystem unter Schwingungsverschleiß sind Nietverbindungen aus Aluminium in Fluggeräten ( Iyer et al., 1996). Die Schwingungsamplitude beträgt zwischen der Niet und dem Blech etwa 3 ).Im bis 100 ).Im , wobei sich Kontaktpressungen bis zu 120 MPa und Zugspannungen im Nietloch von bis zu 700 MPa ergeben können.

336

9 Tribotechnische Werkstoffe

Die jüngst in der Automobilindustrie eingesetzten neuen Techniken zum f ügen und Verbinden vorzugsweise unterschiedlicher Werkstoffe, wie Durchsetzfugen, C linchen, Stanzn ieten oder Einstanzmuttem müssen unter diesem Gesichtspunkt aufmerksam betrachtet werden. Fu rchun gs\'crse hlciß Da die Härte des MgO mit der von Stählen vergleichbar und die des Ab03 weit größer als die von Stählen ist, sollte fijr die Aluminium- und Magnesiumwerkstoffe ein natürlicher Schutz vor Abrasion vorhanden sein. In einem Tribosystem können jedoch abgeplatzte Schichtpartikel die Abrasion fördern. Weiterhin ist der abrasive Verschleiß sehr ausgeprägt bei der Verwendung von polymeren Reibpartnern. Zum einen bellen Polymere sehr leicht die kaltverformten Mg- und Al- bzw. die MgO- und Al203-Partikel ein, die dann ihrerseits Mg oder AL abrasiv beanspruchen und zum anderen beanspruchen auch füllstoffe, Glas- und Kohlenstoff-Fasern oder eingebettete Fremdpartikel das Mg oder das AI abmsiv. Die Ergebnisse von Furchungsverschleißuntersuchungen an einer größeren Anzahl von Aluminiumlegierungen (Ta be lle 9.7.2) stellten Horn und Ziegler (1981) vor. Die Untersuchungen wurden mit einem Erichson-Prüfgerät durchgeftlhrt, bei dem Probckörper durch die Mantelfläche einer Scheibe beansprucht wurden, die mit Siliciumcarbidschleifpapier unterschiedlicher Körnungen beklebt war. Die Bewegung der Probekörper erfolgte in Richtung der Achse der Scheibe, die nach jedem Doppelhub der Probe um 3° gedreht wurde, so dass immer neue Bereiche des Schleifpapiers zum Eingriffkamen. Die Prlitbedingungen waren: Durchmesser der Scheibe mit Schleifpapier: Breite der Scheibe: Schleifpapier:

4,8 cm 1,2 ein Siliciumcarbid der Kömungen

500, 1000, 2000,5000 Hublänge: Hubgeschwindigkeit: Anzahl der Hübe:

3,Ocln I Doppelhub/Sekunde

4 x 5000

Die Probekörper wurden nacheinander mit Schleifpapier der 4 Kömungen beansprucht. Anschließend wurde der Gesamtverschleißbetrag WI ermittelt. Da die Abrasivkörner aus Si liciumcarbid wesentlich härter als sämtliche Gefligebestandteile der Aluminiumlegierungen sind, befand sich der Verschleiß in der Hochlage. Die Ergebnisse der tribologischen Untersuchungen sind in der Tabelle 9.7.3 und in Bild 9.7.4 zusammengestellt. Aus Bild 9.7.4 geht hervor, dass der Verschleiß stark von der Konzentration der Legierungselemente abhängt. Durch eine Kaltverfestigung wird der Verschleiß nur geringfugig beeinflusst. Eine Aushärtung der Legierung A1MgSi I fuhrt zu einer 30 %- igen Verschleißminderung, durch eine Überalterung wird der Verschleiß wieder erhöht.

9.7 Aluminiumlegierungen

337

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0' Zunahme von VI( durch Überaltern

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100 120

Härte HB--..

Bild 9.7.4

Abrasi"cr Verschleiß "on Aluminiumlcgicrungen (1·lom und Zicg1cr. 1981)

Zusammenfassend muss aber festgestellt werden, dass Aluminiumlegierungen wegen ihrer geringen Härte einen relativ niedrigen Verschlei ßwiderstand bei Furchungsbeanspruchungen haben. So hat 1.. B. der in die Untersuchungen einbezogene Stahl X40Cr13 mit einer Härte von 500 HV ei nen wesentlich niedrigeren Verschleißbetrag als alle Aluminiumlegierungen (Tabelle 9.7.3). Über eine Erhöhung des abrasiven Verschleißwiderstandes durch eine Verstärkung von Aluminium legierungen mit Bauxitpartikeln berichten Yang und Chung (1989).

338

9 Tribotechnische Werkstoffe

Besc h ich t u ngstech nologie n •

C hemische und e lektrochemisc he Verfahren

Mit dem Galvanisieren und dem Anodisieren können sowohl die tribologischen Eigenschaften als auch das Korrosionsverhalten von Mg und Al verbessert werden. Zu den weit verbreiteten chemi schen Beschichtungsverfahren zäh len das Hartanod isieren, die strom lose Nickelabscheidung, die Hartverchromung und die Abscheidung von Di spersionsschichten sowie Kombinationen daraus (Paatseh, 1997). Bei Aluminium-Werkstoffen zählt das Anodisieren oder Eloxieren und das Hartanodisieren mit Schichtdicken des AI203 zwischen 30 ... 00 ~m zu den gängigsten Verfahren zum Aufbringen einer allodischen Konversionsschicht. Di e strom los abscheidbaren Nicke l-Phosphorschichten, insbesondere in Form von Dispersionsschichten mit SiC- oder PTFE-Partikeln, zählen zum Stand der Technik. Im Motorenbau wird die Nickel-SiC- Di spersionsschicht mit typischerweise 3- 5 Gew.-% Sie Partikel der Körnung 2-5 ~m flir Zylinderlaufbahnen von thermischen Spritzschichten und MMCs zunehmend verdrängt . Die Venvendung von Nickeldispersionsschichten mit PTFE-Ein lagerungen fuhrt im Trockenlaufbei niedrigen Pressungen und relativ geringen Gleitgeschwindigkeiten zu einem guten tribologischen Verhalten. Auf Aluminium können auch Hartchromschichten direkt oder mit Kupfer- bzw. NickelZwischenschichten abgeschieden werden. Die tribologischen Eigenschaften von Hartchrom lassen sich weiter durch eine Nachbehandlung mittels Plasma-Nitrieren verbessern, die zu einer CrN/CrzN-Oberfiäche fUhrt. Hartchrom- und Chromschichten auf Hubschrauber- und Flugzeugkomponenten aus Mg, Alu und Titan werden, u. a. auch aus ökologischen Anforderungen heraus, durch thermisch gespritzte Schichten aus WC-Co oder WC-Cr ersetzt, wobei auch Spritzschichten aus 70Ni30AI diskutiert werden. Obwohl sich Hartchrom und die strom losen Nickel-Schichten im Rahmen vieler Anwendungen bewährt haben, muss dennoch die Besonderheiten bezüglich des Reibungsverhaltens beachtet werden. Damit soll nicht ausgedrückt werden, dass diese Schichten in der Summe ihrer funktionalen Eigenschaften den Anforderungsprofilen nicht gellügen und Korrosions- und Versch leißprobleme lösen könnten. •

Nitrieren \'on Aluminium

Das Wachstum einer Schicht aus AIN auf AI wäre tribologisch vorteilhaft (siehe Tabelle 9.7.1.), weil A1N über eine kovalente Bindung (Schutz vor Adhäsion), eine größere Härte als Stah l (Schutz vor Abrasion) und eine mit AI verg leichbare Wänncleitflihigkeit besi tzt (größere pv-Werte fijr Polymergegenkörper). Im Gegensatz zu Stahl oder Titan ist das Nitrieren von Aluminium mit Gas- oder Sa lzbadnitrieren nicht möglich. Die Möglichkeit, AI im Plasma bei etwa 410--480 °C allseitig zu nitrieren ist se it liingerem bekannt und stellt eine Alternative zum Hartanodisieren dar (Strazzi, 1993; Ebisawa, 1996; Reinhold, 1997; de Silva, 1997) Weiterhin wird in motorischen Anwendungen neben dem Plasmanitrieren auch das Lasernitrieren von Zylinderlaufbahnen aus A1Si9Cu (Bergmann et a1. 1996) erprobt. Di chte Sch ichtdicken zwischen 3--4 ~m und mit Aufwand bis zu 20 ~m sind technisch möglich , die bereits einen größeren Verschleißwiderstand als hartanodische Sch ichten aufweisen.

9.7 Aluminiumlegierungen

339

Mittels Reaktionssintern von zuvor aufgebrachten Schichten aus Aluminium- Pulver mit einer Komgröße zwischen 5 I-Im und 100 I-Im können bei - 540 °C in Stickstoff-Atmosphiire bis zu I mm dicke AINx-Schichten erzeugt werden. Diese Schichten sollen vorzugsweise fiir gleitbeanspruchte ßauteile aus Al angewandt werden (Yamada et al., 1999).

•

Thermisc hes S pritze n

Die Prozesse zum thermischen Spritzen bilden heute eine Gruppe etablierter Verfahren mit vielfaltigen Anwendungen in der Reparatur und Fertigung. In der Automobilindustrie setzen sich vorzugsweise die Verfahrens varianten " Plasmaspritzen" und " Hochgeschwi ndigkeitsflammspritzerr' (HVOF) durch. Vorab kann schon festgehalten werden , dass die Schichten fur tribotechnische Anwendungen stets nachgearbeitet werden müssen, weil sie zu rau sind und Aufmaß CUr die Einhaltung der Toleranzen vorgesehen werden muss. Weiterhin sind noch Fragen zur zerstörungsfreien Pr[ifung und Haftung, insbesondere bei Innenbohrungen, intensiv zu bearbeiten. Mit dem thenn ischen Spritzen lassen sich alle Gruppen keramischer und metallischer Werkstoffe beliebig miteinander kombinieren und als Schicht auf Aluminium-Legierungen aufbringen. Für die Anwendung als Zylinderlaufbahnen werden Stoffsysteme auf Basis von Mo-Fe, CT203-Ah03, AI203-Ti02, CT203-C8C2, Cr3C2-NiCr. TiC-Mo. WC-MoCoCr, WC-Co sowie Magneli-Phasen des Ti02 oder Til1 -2CQ02n-1 und Al-Si-Legierungen, Grauguss oder Metall + Festschm ierstoffe sowie intermetallische 75Fe25AI-Schichten oder teilkristalline A16567Cu21-23Fe 12-Schichten diskutiert und erprobt. Das thenllische Spritzen stellt zusätzlich eine wirtschaftliche Beschichtungstechnik fUr Zylinderlaufbahnen dar, da die Beschichtungskosten trotz notwendiger chemischer und mechanischer Vorbereitung der Zylinderoberflächen je nach Schichtzusammensetzung günstiger sind als die von früher eingesetzten Nickel- Dispersionsschichten, die aufgrund der NiO-Partikel im Abgas nicht mehr venvendet werden. Weitere Alternativen sind eingegossene Graugussbuchsen (ßarbezal, 2001) oder Si- Partikel- bzw. Si- Partikel/AI203- Faser-Liner. Die porenbehafteten Sprilzschichten fUhren beim Honen zum teilweisen Ausbrechen von kleinen Spitztei1chen und damit neben den Honriefen zur Frei legung weiterer Vertiefungen als zusätzliche Ölreservoirs. Darllber hinaus ergibt sich durch moderne atmosphärische Plasmaspritzverfahren die Möglichkeit zur Reparatur von verschlissenen Zylinderinnenwänden und damit zur Aufarbeitung alter Motorblöcke. Die thermischen Spritzschichten sind nicht nur rur die Gleitbeanspruchung geeignet, sondern bestimmte Stoffsysleme in Verbindung mit geeigneter ßeschichtungstechnik sind sogar bis 2000 MPa überrollfest. •

La serbeschich t ung

Die Einlagerung grobkörniger Hartstoffpartikel (SiC, TiC, TiB2) oder von Legierungselementen (z. B. Si lizium) in oberflächennahe Bereiche ist ein Weg, den Verschleißwidersland zu erhöhen (Fischer, 1997 und Lensch, 2000). Bild 9.7.5 vergleicht die Abrasionsbestiindigkeit, die mit der Methode der laserunterstülzten Herstellung von Hartstoffdispersionsschichten um 1... 2 Zehnerpotenzen verbessert werden kann . Die Hartstoffe können auch vor dem ,.Lasern"' millels Siebdruck aufgebracht werden.

340

9 Tribotechnische Werkstoffe

Das Laserlegieren oder das Herstellen von Laser-Dispersionsschichten stellt damit eine Methode zur gezielten, punktuellen Verschleißsenkung dar.

1,0

s:

Schleifpapiertest Stift - Scheibe - F'rOfung Abrasivkorn Sie, gebunden, feucht Versehteißweg: 48 m t::3 15 ~m v-O,5 mls ISS:! 40 ~ m P-O,04 MPa W,=t:r.V prooe/6.VA1S110Mg

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0,11·

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0.110,20

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Bild 9.7.5

TIC In AIS9,9

Relative Vcrschlcißlx:lr'Jgc

TiB 2 in AI99,a

abmsi\'bcan~pnlchICr

TiC In

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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

I

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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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Bitd 9.8.2

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Rcibungsl..1hl vun TiA 16V 4-P
Untersuchungen des abrasiven Verschleißes von Titan und TiAl6V4 zeigen einen starken Einfluss des Umgebungsmed iums, siehe Bild 9.8.3. In Inertgasen wie Stickstoff und Argon tritt eine Periode eines erhöhten Einlaufverschleißes auf, während in Sauerstoff und Luft von Anfang an e ine konstante Verschleißrate erreicht wird. Möglicherweise fUhrt die Beanspruchung in den Inertgasatmosphären zu einer Veränderung der Legierungszusarnmensetzung der Oberflächen bereiche, indem Sauerstoff und in Argon auch Stickstoff entfernt werden, wodurch die Duktilität ansteigt. Metallische Verschleißpartikel haften bei Abwesenheit von schützenden Oxidfilrnen an der Oberfläche und agg lomerieren zu stark verformten Partikeln, wodurch die Verschleißrate reduziert wird.

t

till zu Beginn lI!i! ,."",."""zustand Bi ld 9.8.3 Abrasiver Verschleiß vo n TiAI6V4 in ve rschiedenen Gasen (Merccr und Hutchings.1983)

9.9 Hartmeta lle

343

Zur Verschleißminderung von Titanlegierungen können thermochemische Verfahren wie Nitrieren oder Borieren angewendet werden. Dabei entstehen in den Oberf1ächenbereichen TiN bzw. Ti B2. Bergmann ( 1985) berichtet über d ie Modifizierung der Oberf1ächenbereiche von Titan und Titanlegierungen durch Laserumschmelzen und Gaslegieren . Werden Titan legierungen für Endoprothesen verwendet, so kann der Verschleißwiderstand durch Ionenimplantation erhöht werden (William und Buchanan, 1985). Mittels arlOd ischer Oxydat ion ( Pouilleau, 1997) oder Sauerstoff-Diffusion (Gaucher, 1979) lassen sich auf Titan-Legierungen Schichten auf Basis von Rutil (Ti02) und Magneli-Phase mit einer Dicke von bis zu 55 11m aufwachsen, we lche sowohl den Korrosionswiderstand al s auch die Verschleißbeständigkeit verbessern. Mittels Sputtern können auf Ti6AI4V haft- und überrollfeste Cr2N-Sch ichten abgeschieden werden (S uchentrunk 1991 und 1993).

9.9 Hartmetalle Mit del11 Namen Haltmetall beschreibt man heute Hartverbundwerkstoffe, die aufpulvenlleta llurgischen Wege aus metall-keramischen Hartstoffen (in erster Linie Carbiden, wie WC, TiC, TaC, NbC usw.) und aus zähen metallischen Bindern der Eisengruppe, hergeste llt werden (Kolaska, 1993). Bei Feinst- und Ultrafeinstkornmetallen handelt es sich um WolfrarncarbidCobaltlegierungen mit durchschnittlichen WC-Korndurchmessern von 0,5-0,8 ~Im bzw. 0,2-0,5 11 111 . Diese Hartmetalle erzielen bei Cobalt-Geha lten über 5 Gew.-% Drei-PunktBiegebruch-festigkeiten von größer 3.000 MPa, Druckfest igkeiten größer 6.000 MPa, Elasti zitäts-Moduli > 500 GPa, Bruchzähigkeiten (nach Pa lmquist) zwischen 7-12 MPa-Jm verbunden mit Härten über 16.000 MPa. Ebenfalls ultrafeine Gefüge entstehen bei der spinodalen Zersetzung im Stoffsystem (Ti,Mo)(C,N), welches a ls TM 10 «Ti,Mo)(C,N) + 10% Ni + 2 % Mo) nur eine Dichte von 6,5 glcm) besitzt. [n Tabelle 9.9.1 sind die standardisierten Hartmetallsorten mit ihren wichtigsten Eigenschaften und in Tabelle 9.9.2 ein ige Hartmetallsorten mit ihren Hauptanwendungsgebieten zusammengestellt. Danach werden Hartmetalle in hohem Maße für Zerspanungs- und Umform werkzeuge eingesetzt (siehe Kapitel 15. 1 und 15.2). Es wird aber auch eine Reihe von tribolog isch hoch beanspruchten Bauteilen aus Hartmetallen hergestellt wie Dichtrillge, Lager- und Führungsbuchsen, Zylinder und Kolben sowie Kipphebel in Hochdruckpumpen, Ventilkörper u. a. Dabei wird neben dem hohen Versch leißwiderstand der Hartmetalle a uch ihre Korrosionsbeständigkeit ausgenutzt (Chavanes, 2002). Außer den Hartmetallen auf Wolfrarncarbid/Kobalt-Basis werden zum Verschleißschutz auch andere Hartmetalle wie z. B. TitancarbidlEisen oder Titancarbid/Nickel eingesetzt. So wurden z. B. beim Wankelmotor die Dichtleisten aus einem TitancarbidiEisen- Hartmetall hergestel lt. Im Folgenden sollen Ergebnisse von Verschleißul1lersuchungcn bei Gleit-, Furchungs- und Strahl beanspruchungen vorgestellt werden.

9.9 Hartmetal le

347

G leitversc hle iß

Be i Gleitbeanspruchungen ne igen Hartmetalle wegen des hohen Anteils der nichtmetal lischen Hartstoffphase wen iger zum adhäsiven Versch le iß a ls rein meta llische Werkstoffe (Budi nski, 1980). Durch die Zugabe von TiC wird der Widerstand gegenüber adhäsiv bed ingtem Fressen erhöht (Echtenkamp, 1979). Überlagern sich Gleitverschleiß- und Korrosionsbeanspruchungen, so ist es vorteilhaft, den Kobaltanteil niedrig zu halten oder statt des Kobalt-Binders Binder aus Koba lt-Chrom oder Nickel zu verwenden. Bei Hochtemperaturbeanspruchungen sollen sich Titancarbid- Hartmetalle mit einem Nickel-Molybdän- Bi nder bewähren. Artgleiche Paarungen aus (Ti,Mo)(C,N) zeigen unter Festkörpergleitreibung in einem Gleitgeschwind igkeitsbereich von 0,03 m/s bis 6 m/s und. Temperaturen bis 800 °C Versch leißkoeffizienten kleiner als 1 10-6 mm 3IN m (vgl. Bild 9.9.11). (Ti ,Mo)(C,N) stellt eine neue Klasse von versch leißbeständigen Hochtemperaturwerkstoffen dar (Woydt, 1999), welche der gleichen Verschleißbeständigkeil zugeordnet werden kön nen, wie WC-6Ni oder bestimmte Keramiken (Woydt, 200). Fu rchu ngsversch leiß In Bild 9.9.1 sind Druckfest igkeit, Härte und Versch leiß von WC-Co- Hartmetallen über dem

Kobaltgehalt aufgetragen (Amman und Hinnüber, 1951). Danach entspricht der Minimalwe11 des Versch leißes bei 6 % Kobalt nicht dem Höchstwert der Härte, sondern dem Höchstwert der Druckfestigkeit.

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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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"m!-Co

"

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.

t

15

W(·6 wt% (o

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15

10

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I 0.2

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Iktschlein wider stand

2

l

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5

Mittlere Wolframcarbidkorngröne _

Bild 9.9.3 Furchungsverschleiß und mechanische Eigenschaficn Ion Wolframcarbid mit 6 % Co in Abhtlngigkeit Ion der Wo lframcarb idkorngröße (ß aldoni. Waync und Buljan. 1986)

350

9 Tribotechnische Werkstoffe

Ball (1986) berichtet über Untersuchungen des Furchungsverschleißes an Hartmetallen in Abhängigkeit vom Wolframcarbidgehalt und der Korngröße des Wol framcarbids, wobei als Abrasivstoff Aluminiumoxid (Komgröße 80) verwendet wurde. Der Verschleißwidersland nimmt mit ste igendem Wolframcarbidgehah und abnehmender Korngröße des Wolframcarbids zu, s iehe Bild 9.9.4. Bezüglich der Komgrößenabhängigkeit des Verschleißwiderstandes werden damit die Ergebnisse von Ba ldon i cl al. ( 1986) bestätigt. Damit in Übereinstimmung stehen auch Untersuchungen von Feld (1978), die mit einem Schleifradverfahren in einem Alumin iumoxid-Wasser-G emisch durchgefiihrt wurden. Auch Budinski (1980) kommt zu einem ähn lichen Ergebnis. Der Erhöhung des Verschleißwiderstandes durch eine Erhöhung des Carbidgehaltes und dementsprechend e ine Verringerung des Bindergehaltes sind Grenzen gesetzt, da mit abnehmendem Bindergehalt die Zähigkeit stark sinkt, so dass keine Stoßbeanspruchungen ertragen werden können. Daher geht man in der Regel nicht unter einen Koba ltgehalt von

6 %.

I

200 r--,----,---cc----cC""C--------,1 600 Ver~h\lein Härte 0 . .., o ==~o0 32~m ~m 0 · · .. 0 • ·~Ilm ..... · .. · ..... " ' /

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\oIolfrnmcarbidgehalt

_

Bild 9.9.4 Furehungs versch \ci ßwiderstand lmd Hii ne von Hanrnetallen in Abhiingigkeil von Wolframear· bidgclmlt t1ir verschiedene W01 framearbidkorngrößen (Ball. 1986)

Beim Drei- Körper-Furchungsverschleiß (three-body abrasion) beobachtete Larsen-Basse (1987) e inen Zusammenhang zwischen der Verschleißrate von Hartmetal len und dem Verhältnis der Härte des Abrasivstoffes zur Härte des Hartmetalles, siehe ß ild 9.9.5. Die ftlr unterschiedliche Kobaltgehalte und Wolframcarbidkorngrößen gemessenen Werte liegen auf drei getrennten Geraden. Trägt man den auf die Wolframcarbidkorngröße D nomlierten Anstieg der Geraden S über der kritischen Pressu ng I\ril, bei der Mikrorissbildung ei nsetzt, bzw. über dem Reziprokwert der Bruch z.äh igkeit KIC auf, so ergeben sich Geraden. siehe ßild 9.9.6, während das Auftragen des Anstieges S über der Bruchzähigkeit nicht zu einer linearen Korrelation fUhrt. Das Verschl eißverhalten wird stark von Bruchvorgä ngen in den Wolframcarbidkörnern geprägt, wobei man annehmen kann, dass der Bruehwiderstand nach der Hall·PetchBeziehung dem Ausdruck IA.{D proportional ist.

9.9 Hartmetalle

35 1

0 ·8,[ " ·Si[

mm3/h

o ·AL 20 3

4

1

o L-~-L

____~______~~ 1

,

Bild 9.9.5 Versch1cißrate bei Drei-KörperFurchungsvcrschleiß in Abhängigkeit VOIll Verhä lt nis der Abrasivstotlhiirte wr Werkstotlhärte ( Lar~en- ß asse.

1987)

_._.r·

40r-----,-----,------,-----, . ---"

Svs.11Klc

/

Ic ......

-

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10

Pc,il. N

2

1O~----~----~~---L----~

O.OS

0.07

Vm/HPa

0.09

Bild 9.9.6 Anstieg S der Geraden aus Bild 9.9.5 bzw. SID lD = Wolframcarbidkorngröße) über dem Re l.iprokwert der Ri sszä hig,keit KIC ode r der kritischen Pressung Pk nl beim Einsetzen der Mikrorissbildung (Larse n-ßassc. 1987)

St ra hlve rsc hleiß Bei Strahlversch le ißunlersuchungen treten Verschleiß11Iaxi11la bei ca. 10 % Kobalt und Verschleiß11Iinima bei ca. 20 % Kobalt auf, siehe Bild 9.9.7, wobei die Versc hleißbeträge fiir größere Wolfra11lcarbidkörner höher liegen (Ball , 1986). Da bei diesen Beanspruchungen neben

352

9 Tribotechnische Werkstoffe

der Abrasion auch die Oberflächenzerrüuung wirksam ist, gewinnt die Zähigkeit der beanspruchten Werkstoffe an Bedeutung. Sie 1001lm, Y: 40mfs.Winket 45°

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2.0 10"9/9

1.6 / '

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o 211m WC-Co

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10

15

20

25 Gtw.-%2i: 30

Kobatl- oder Nickl!tgehalt _

Bild 9.9.7

Slrahlllcrschlciß lIon 1-lanrnClallcn (l3al1. 1986)

Bei Strahlverschleißbeanspruchungen mit einer sehr hohen Parlikelgeschwindigkeil von 340 m/s mit Aschepartikeln aus Si02 und A120) wurden die in Tabelle 9.9.5 wiedergegebenen Versch leißwiderstände gemessen (Ball , 1986). Ein Hartmetall mit sehr feinem Korn des Wolframcarbids (111m) und 5,7 % Co hat von den WC-Co-Hanmetallen den höchsten Verschleißwiderstand. Mit steigender Korngröße nimmt der Verschleißwiderstand tendenziell ab. Bei gleicher Komgröße steigt der Verschleißwiderstand mit abnehmendem Co-Gehalt an. Ninham und Levy (1989) berichten über Strahlverschleißuntersuchungen an einer Reihe unterschiedlicher Werkstoffe, siehe Tabe lle 9.9.6. Die bei einem Anstrahlwinkel von 60 0 gewonnenen Ergebnisse gibt Bild 9,9.8 wieder. Danach können durch die Messpunkte 3 Kurven gelegt werden, denen s ich folgende Werkstoffgruppen zuordnen lassen: Eisen, Stähle Legierungen mit niedrigem Carbidgehalt Legierungen mit hohem Carbidgehalt (Hartmetalle) Bei niedrigen Carbidgehalten « 25 %) steigt der Verschleiß mit ste igendem Carbidgehalt an. Hierfiir werden die Abnahmc der Zähigkeit und inhomogenc plastische Verformungen verantwortlich gemacht. Bei hohen Carbidgehalten bestimmen die Carbide mehr und mehr das Verschieißverhalten, wobei die Carbide Kom fiir Korn abgetragen werden.

9.9 Hartmetalle

353

Anand und Con rad (1989) berichten über Strahlversch le ißuntersuchungen an WolframcarbidKobalt-Legierungen (6 bis 20 Gew.- % Co, 0,42 bis 3.25 !-Im Carbidkomgröße). Als Strahlmittel dienten Al203-Partikel (0 63 bis 405 !-Im), die mit Geschwindigkeiten zw ischen 35 und 93 m/s bei Anstrahlwinkeln zwischen 20 0 und 90 0 auf die Hartmetallobernäche auftrafen. Je nach Größe der durch die Stoßprozesse geschädigten Zone herrschten duktile oder spröde Bruchvorgänge vor. Rissbildung in den Wolframcarbidkörnern wurde beobachtet, wenn die Schädigungszone weniger als 25 Wolframcarbidkömer umfasste. Enthielt die Schädigungszone mehr als 100 Wolframcarbidkömer, traten plastische Verformungen entlang der Kobaltphase auf, wobei die Wolframcarb idkörner nur wenig oder gar nicht rissen. Die Verschleißrate war bei m duktilen Verhalten niedriger als bei sprödem Verhalten. Sie hängt fiir duktiles und sprödes Verhalten in unterschiedlicher Weise vom GefUge ab. Tab. 9.9.5

Strahlvcrschlciß von Har1l1lc\
Reihenfolge Material

1

Kyon 2000*

2

WC·5.7Co

3 4

Syalon** WC·6CO

5

Korngröße Relativer ()lm) Erosionswiderstand

1

Härte

HV30

9999

2026

6296

1971

3253

1448

1.26

1661

2081

WC·9.5Co

2.5

1525

1434

6 7

WC·6CO

L88

1373

1591

WC·7CO

1.86

1123

1493

8

WC·5CO

1.87

1120

l608

9 10

WC·0.5Co·6Ni

1.98

1026

1634

WC-7.8CO

2.75

1023

1463

II

WC-lOCo

1.87

999

1557

l2

WC-lOCo

2.82

609

1363

l3

WC-6CO

2.87

596

1429

l4

WC-8CO

3.20

550

1391

l5

WC·lOCo

3.10

1333

l6

WC·12CO

2.98

5ll 473

l7

WC·15CO

3.14

42l

1192

l8

WC-9.5CO

5.7

259

1149

19

WC-5.7CO

5,57

230

1304

20

WC·12.2CO

1.94

225

1324

1251

354 Ta b. 9.9.6

9 Tribotechnische Werkstoffe Werkstoffe zu Bild 9.9.8

Legierung

Nominelle Zusammensetzung (Gew .-

Vol-% Carbid

%) Reines Eisen

Ingot Eisen

Weicbgeglühter Stahl 1020

Fe-0.2C

3.1

Weicbgeglühter StabllOSO

Fe-O.8C

12.0

Stellit Nr. 6

Co-30Cr-4W-1.1C

10.4

Haynes 6B

Co-30Cr-4W-l.IC

10.4

Tristelle TS-l

Fe-30Cr-lONi-12Co-5Si-lC

8.3

Tristelle TS-2

Fe-35Cr-lONi-12Co-5Si-2C

16.8

Tristelle TS·3

Fe-35Cr-l0Ni- 12Co-5Si-3C

21.4

Cr-Mo Weißes Gusseisen

Fe·20Cr-2.5Mo·2.6C

23.1

K90

WC·25CO

63.1

K3520

WC·20CO

69.5

K3055

WC·lOCo

83.7

K701

WC· I0Co·4Cr

76.2

KB01

WC ·5.7Ni-O.4Co

89.9

K162B

TiC·6NbC·2WC·25Ni·7Mo

78.5

K165

TiC·7WC·2.5NbC·9Ni·9Mo

88.8

0

Bei duktilem Verhalten nimm t die Verschleißrate mit der Quadratwurzel der freien Weglänge Ades Kobaltbildners zu, siehe Bild 9.9.9, während be i sprödem Verhalten die Verschleißrate ein Maximum oder ein Plateau als Funktion der Carbidkorngröße au fweist , siehe Bild 9.9.10. Bei duktilem Verhalten kommt es zu e iner plastischen Verformung innerha lb der Kobaltbinderphase. wodurch die Wolframcarbidkörner aus dem Verbund herausgedrängt werden. Die Wolframcarbidkörner sp ie len daher beim Verschleißprozess nur e ine sekundäre Rolle. Bei sprödem Verhalten konzentrieren sich dagegen die Verschleißprozesse auf die Wolframcarbidkörner, die brechen. Wegen der die Körner umgebenden Kobaltphase werden aber keine lateralen Risse beobachtet.

9.9 Hartmetalle

355 Quortz 75- 200

~m. 'Winkel

'5,-----~~--------------------_.

/TS-' TS-2

I 15

No6 oCr-Mo-Gußeisen

. 66 TS-l

.~O Kl510 \ ' "

~'080 F, 5

\:::5 K701

~ K901

°o~-----C,"oC------'COC-----~'Oc---CC~80OCVoCI-_~~C.~,oo (orbid!leholt - - - -

Bild 9.9.8

Strahlverschleiß verse hiedcner WerkstoITe (Ninham und Levy. 1989)

Al1 0 3 270 ~m, v= 50 m/s

'O,---~--------------,--, WS!I'g

1

30

DuktilE'f BE'reith

10

y =- 33,4 707.140,1959x R=0.99

10

c

A.

"

112

_

Bild 9.9.9 Slrahlvcrschleiß in Abhängigkeit vo n der mittleren freien Weglänge dcs Kobalt\"erbindcrs (Anand und Conmd. 1989)

356

9 Tribotechnische Werkstoffe SO

AIZO] 270!J,m, v= 50mfs ,--'-'----.C--'----"'--'-_ __ _ _----,

I

(-81

Spröder Berl!ich

30

Bi ld 9.9. 10 Slrahh'<.:fschkiß in Abhiingigkcit \'on der Fläche der Wolfrarncarbidkömcr (Arwnd und Connld. 1989) Mittlere WolfrQmcClrbid-Kornftäch e _

Bei Erosionsutllcrsuchungen in einem Quarzpartikel enthaltenden Wasserstrom verh ielten s ich Hartmetalle mit einem Nickelbinder deutlich besser als Hartmetalle mit einem Kobaltbinder, siehe Bild 9.9.11. Bei SIALON stellt sich starker Verschleiß erst nach einer Inkubat ionsperiode ein. Auch be i Kavilalionsbeanspruchungcn hallen Hartmeta lle mit Nickelbinder einen niedrigeren Verschleiß als Hartmetalle mit Kobaltbindem. Für d ie Wolframcarbid-Kobalt- I-I artmetalle trat e in Verschleißminimum bei 15 % Kobalt auf.

1.',-- - - - - ---,--c:---:c::c---, • W(-SNi 0 W(-9Ni .,. W(- 10(0

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SYAlON

/

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0,4

2

g

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j

0,2

o

!.Cl

120

180

240

Beonspruchungsdauer

300

t-

360 420

480 min

Bi l d 9.9. 11 Erosion vo n Werkstoffen in einem Quarzpart ik<.::l enthaltenden Wasserstrom (Ball. 1986)

9.10 Ingenieurkeramische Werkstoffe

357

Zusammenfassend kann aus den vorangehend geschilderten Versuchsergebnissen gefolgert werden, dass bei überwiegend vorherrschender Abrasion Wolframcarbid-Kobalt-Hartmetalle mit 6 % Kobalt und möglichst feinem Wolframcarbidkorn einen hohen Verschleißwiderstand bewirken . Treten zusätzlich Oberflächenzerrüllung bewirkende Beanspruchungen auf, wie beim Strahlvcrschleiß mit höheren Anstrahlwinkeln oder bei der Kavitation, so sind höhere Kobaltgehalte günstiger, weil die Zähigkeit an Bedeutung gewinnt. Bei sich überlagernden Verschleiß- und Korrosionsbeanspruchungen bringt ein Nickelbinder Vorteile.

9.10 Ingenieurkeramische Werkstoffe Unter ingenieurkeramischen Werkstoffen werden hier in erster Linie keramische Werkstoffe mit Matrizes aus Aluminiumoxid, Zirkondiox id, Siliciumcarbid und Siliciumnitrid verstanden werden . Ebenso zählen auch Verbundwerkstoffe aus Alz03-Zr02, SiC-TiC, Si3N4-TiN oder mit Zr02 verstärktes A1203. Diese Werkstoffe besitzen ein großes Anwendungspotential als monolithische Werkstoffe fLir tribologisch hoch beanspruchte Werkzeuge und Bauteile, aber auch als Schichten . Dafik sind vor allem folgende Eigenschaften verantwortlich: -

kovalente oder ionische Bindung; dadurch hoher Widerstand gegenüber adhäsiv bed ingtem Versagen (.Fressen·') hohe Härte, die mit steigender Temperatur nur allmählich abnimmt; dadurch hoher Abrasionswiderstand in Allgemeinen hohe Korrosionsbeständigkeit; dadurch hoher Widerstand gegenüber tribochemischem Verschleiß geringe Dichte; dadurch niedrige Massenkräfte und niedrige Spannungen in den tribologisch beanspruchten Oberflächenbereichen.

Es dürfen natürlich einige nachteilige Eigenschaften keramischer Werkstoffe, wie z. B. die geringe Zäh igkeit, nicht vergessen werden. Der Weibul1-Modul (Streuung der Festigkeitseigenschaften) konnte dagegen in den neunziger Jahren derart gesteigert werden, dass die Streuungen der Festigkeitseigenschaften heute keine nachteilige Eigenschaft mehr darstellt. Die Hauptanwendungen ingenieurkeramischer Werkstoffe liegen heute beim Verschleißschutz von Tribosyslemen mit offenen Systemstrukturen (siehe Kapitel 2.3.3), bei denen Werkzeuge oder Bauteile durch sttindig neu zugefUhrten Gegenkörperwerkstoff tribologisch beansprucht werden, wie z. B.: Drehmeißel/Werkstück Sch lei fsehei be/ Werkst ück Pressmat rize/Strangpressgut StranggusskonusJSchmelze Plast ifi zieru ngssch necke und -gehäuse/K unststoffschme Ize D[isen und Siebe/flüssige und gasförmige Medien, teilweise mit Fremdpartikeln FadenfLihrer/Faden Papiermasehinenbeläge/Papier. Für ,.geschlossene" Tribosysteme, bei denen Grund- und Gegenkörper ständig oder periodisch beansprucht werden, sind vor allem folgende Anwendungen zu nennen (Woydt, 200 I) :

358

9 Tribotechnische Werkstoffe Gleitringdichtungen Dichtscheiben von Einhandmischem Gleitlager Wälzlager Hir hohe Drehzahlen H ü ftge lenkprothesen

Für Verbrennungsmotoren ist eine Reihe von Versuchen bekannt geworden, tribologisch beanspruchte Bauteile aus keramischen Werkstoffen herzustellen, wie z. B.:

Yen! i IfU hrungIV ent j lscha ft NockenlNockenfolger KolbenringlZylinderiaufbahn PleuellagerIBolzen Kolben (aus Fcinkornkohlensloff) u. a. Im Folgenden wird über die Ergebnisse der Modeliverschleißprüfung bei Raumtemperatur berichtet werden, die unter unterschiedlichen Bedingungen gewonnen wurden und einen quali-

tativen Überblick über das typische tribologische Verhalten von keramischen Werkstoffen geben. Für die Hochtemperaturcigensehaften sei auf das Kapitel 18 hingewiesen. Die Untersuchungen wurden bei folgenden Beanspruchungen durchgefLlhrt: G le itbeanspruchungen Schwingungsbeanspruchllngen Furchungsbeanspruchungen Wälzbeanspruchungen

Gleitrcibung und -l'crschleiß Hier soll zunächst über Festkörperreibungsuntersuc hungen berichtet werden, die bei Gleitgeschwindigkeiten zwischen 0,03 und 3 m/s durchgeflihrt wurden (Habig und Woydt, 1989). Die Eigenschaften der untersuchten kommerziellen Keramiken sind in Tabelle 9.10.1 wiedergegeben. Die an der Paarung Aluminiumoxid/Aluminiumoxid (99,7 %, Korngröße 2-8 ).Im) gewonnenen Ergebnisse enthä lt Bild 9.10.1. Die nach 1000 m Gleitweg gemessene Reibungszahl nimmt bei Raumtemperatur mit steigender Gleitgeschwindigkeit von f = 0,4 auf f = 0,6 zu. Ergänzend ist zu erwähnen, dass bei einem kürzeren Gleitweg von 10 m bei niedrigen Gleitgeschwind igkeiten eine Reibungszahl von f - 0,2 gemessen wurde. Die polare Al20j-Obernäche adsorbiert H20-Moleküle, die eine anf
9.10 Ingenieurkeramische Werkstoffe

359

Tab. 9. tO.1 Eigenschaften von kcram ischen WerkSlotTen filr Reibungs· Lind Vcrschlcißuntcrsuchungen (siche Bild 9. t 0.1. 9.10.3. 9.10.5 und 9. 10.6) Moterial ('~K)

E-Modl.ll

CPS-Si~.·TiN

(EDM) ESK Gmbll CPS-SiC-TiC BAM·VAI (Ti,Mo)(C,N+ 100Ni

(TMIO) CerMeP SA

c~

""

,

.. .

a RT·1OOO"C ppmIK

UV O.2

"P,

Scheibe Scheibe

'.1

18.600

0,033·

n.b.

'.1

22.400

0,09"

C, MPa"mbei Wf(m·K) Jf(g-K) 2~C bei 22"C 100 D.b.

"P.

"P.

300

100

.44

• 00

'.5

'SO

>1.000

...

'.3

.,

D.b.

1.8

15.000

0,015"

8.0

93

0.66

'.0

28.000

0, 122'

"

n.b.

pm

pm

SiC-I2%TiBa Carborundl.lm

421

IlIr·Si~N.·20%BN

n.b.

n.b.

5.'

o.b.

n.b.

o.b.

2.000

0,040·

MgO.Zrll, (psz, ZN40) Cerasiv AC

210

520

8.1

2.1

0.4

9.8

11.080

0.028

0.58

a . Al~, (Al999.7) Cerasiv AG

...

.50

3.8·5.6

26

0.8

1

15.800

0.057

0.96

150

6.0

30

0.8

3.4

14.740

0.036

0.33


3.2

110

l.l

24.220

0.024

0.23

IITM AG

380

SSi.,N. (ND200) Ceruiv AG SSiC (EkaSiC.D) ESKCmb R

mm'

410

...

s:1000m

Nm

1O.S

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12°(

0

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. ."

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Bild 9. 10. 10 Reibungszahl artgleicher Glcilpaarungcn aus Aluminiumoxid und Zirkondioxid in wässrigen Lösungen

9.10 Ingenieurkeramische Werkstoffe

369

Die Verschleißkoeffizienten einiger KeramikiKeramik- und Metall/ Keramik-Gleitpaarungen unter Ölschmierung können Bild 9.10.9 entnommen werden (Zum Gahr, 1989). Ein besonders niedriger Verschleiß wurde fiir die Paarung von Zr02 mit 10%-iger offener Porosität gegen gehärteten Stahl C60 gemessen. Paarungen von Zr02 und SiSiC mit Stahl hatten einen niedrigeren Verschleiß als artgleiche Aluminiumoxidpaarungen oder Aluminiumoxid-Stahlpaarungen. Kimura, Okada, Enomoto und Tomizawa (1989) beobachteten, dass die Reibungszahl und der Verschleißbetrag von Siliciumnitrid-Gleitpaarungen bei Schmierung mit Polyalkylenglycol stark mit zunehmendem Wassergehalt im Schmierstoffzunimmt. Das Gleitreibungs- und Gleitverschleißverhalten kommerziellen stoffpaarungen lässt sich qualitativ folgendennaßen zusammenfassen:

keramischer

Werk-

Gleitpaarungen aus keramischen Werkstoffen neigen nicht zum Festfressen. Bei reiner Festkörperreibung weisen sie aber im allgemeinen hohe Reibungszahlen und Verschleißkoeffizienten über 10-6 mm 3fN m auf. Reibung und Verschleiß nehmen ab, wenn sich auf den lribologisch beanspruchten Oberflächen Reaktions- und/oder Adsorptionsschichten ausbilden. Auf oxidischen Werkstoffen wie A1203, Zr02, Ti02 fuhrt die Adsorption von WassemlOlekülen oder anderen polaren Molekü len zu einer Erniedrigung der Reibung, während fLir den Verschleiß keine eindeutigen Aussagen gemacht werden können. In Reaktionsschichten enthaltene Wasserrnoleküle reduzieren offenbar den Verschleiß, andererseits können Wassennoleküle das Risswachstum beschleunigen und dadurch die Abtrennung von Versch leißpartikeln beschleunigen. Bei ungeschmierten Gleitpaarungen aus Siliciumcarbid werden durch dünne Reaktionsschichten aus Si02 bzw. Si-C-O Reibung und Verschleiß erniedrigt, während sich dickere Schichten nachteilig auswirken. Bei Siliciumnitrid-G leitpaarungen wird vor allem der Verschleiß durch die Bi ldung von Reaktionsschichten aus Si0 2, (Si02)n XH20 und Si2N20 bzw. SiO.~N y, beeinflusst. In der Regel kann bei der Anwendung von Gleitpaarungen aus keramischen Werkstoffen auf eine Schmierung zur Reibungsminderung nicht verzichtet werden, wobei auch Wasser oder Säuren und Laugen als Schmierstoffe gelten können. Bei der Schmierung mit additivierten Ölen ist darauf zu achten, dass die Adsorbierbarkeit und Reaktionsfahigkeit der Additive auf dem Bindungscharakter der keramischen Werkstoffe (ionisch , kovalent) angepasst werden und sich im Allgemeinen von metallischen Werkstoffen unterscheiden. Nach dem die vorherrschenden Uraschen fLir die an kommerziellen keramischen Werkstoffen beobachteten Verschleißmechanismen aufgek lärt waren, wurden diese Erkenntn isse in eine tribologisch orientierte WerkSlOffentwicklung in günstigere Reibungs- und Verschleißeigenschaften umgesetzt (Woydt 1997). Der Schwerpunkt lagen in den Stoffsystemen Si3N4-TiN, SiC-TiC und (Ti,Mo)(C,N). erodierbare Werkstoffe, und SiJN4-hex.BN. Die mechanischen Eigenschaften gibt die Tabelle 9.1 0.1 auf Seite 359 wieder. Diese keramischen Verbundwerkstoffe werden gegenüber allen "klassischen" Tribowerkstoffen , d ie unter Misch-/Grenzreibung beansprucht werden, bevorzugt, sobald sie unter ungeschmierten Bedingungen ein mit Misch-/Grenzreibung vergleichbares tribologisches Eigenschaftsprofil besitzen. Als Kriterien sind zu nennen:

9 Tribotechnische Werkstoffe

370

a) Reibungszah len

b) Verschleißkoeffizienten

< 0,2 < 10-6 mm 2IN m > 10 W/mm 2 und

c) p v-Werte d) Reibungszahlcn und VerschleißkoefTizienten sind unabhängig vo n der Gleitgeschw ind igke it Bild 9.10.11 fasst die Verläufe der Versch leißkoe ffi zicnlen als Funktion der Gleitgeschw indigkeit bis 6 m/s ve rgl eichend zu kommerziellen Sie- und Si3N4-Werkstoffen zusammen.

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Rild9.1O.11 Vcrsch1cißkocffi;dcnlcn verschiedener keramischer \Vcrkstoik als Funktion der Glcitgcschwindigkcil und

UlllgcbungslCtnpenllur im Trockenlaufnach D1 N 50324

Di e Vorgaben werden am umfassendsten vo n dem Hartmetall (Ti, Mo)(C,N) [TM 10] erflillt, da der Verschleißkoeffizient unter allen Prüfbedingungen kleiner als 10-6 rnrn 3fNrn ist und z. T. auch 10-8 rnrn 3fN rn erreicht, jedoch sind die Reibungszahl en stets größer als 0,4. Auch das S i3N4-TiN erzielt Verschleißkoeffizienten im Bereich um 10-6 rnrn 3fN m darunter, soba ld man den Ein laufverschleißbetrag abzieht (Skopp el al. , 1995). Bei Raumtemperatur zeichnet sich auch SiJN4-20 % hex.BN durch e in von der G leitgeschwind igkeil unabhängiges Verschleißverhalten aus (Skopp et al. , 1995). Hinsichtlich des pv-Wertes und der Reibungszahl < 0,2 ist be i Raumlemperatur S i3N4-hex.ß N ein attraktiver Tribowerkstofr. Das günstige Verschleißverhalten von (Ti ,Mo)(C,N) und S i3N4-TiN ist auf die tribooxidative Bildung von unte rstöch iometrischen Ti n0 2n_l, mit 4 $; n $; 10, sog. MaglH!li-Phase, zurück zuH.ihren (Woydl el al.. 1999 und Woydt, 2000). Die niedrigsten Reibungszahlen, welche vo n der Gleitgeschwindigkeit unabhängig sind, erzielen die artgleichen Paarungen SiC· TiC und Si3N4-hex .BN mil 10 % oder 20 % hex.ßN, weiche in Bild 9.10.12 dargestel lt s ind.

9.10 Ingenieurkerami sche Werkstoffe

37 1

FestkOrpergleltrelbung T - 22°C ;Ael . Luftfeuchte 30-40 1.0 •

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Furchu ngsvc rsch leiB In Bild 9.10.13 sind die Ergebn isse von Furchungsversch le ißunlersuchungen an ein igen keramischen Werkstoffen und Stählen wiedergegeben (Zum Gahr, 1988). Die Beanspruchung erfolgte durch Schlei fpapiere aus Flint. Korund und Si liciumcarbid mit den Körnungen 220 und 80. Vor allem bei der Beanspruchung durch Flintkörner haben die keramischen Werkstoffe e inen deutlich niedrigeren Verschleiß als die Stähle, wobei die Überlegenheit der keramischen Werkstoffe bei feiner Körnung (220) des Schle ifpapiers besonders groß ist. Mit zunehmender Abrasivkomhärte wi rd der Unterschied zwischen den keramischen Werkstoffen und den Stäh len geringer. Beim Angriff durch harte Si liciumcarbidkörner können die keram ischen Werkstoffe sogar einem höheren Versch leiß unterliegen, weil hier die Zähigkeitseigenschaften an Bedeutung gew innen . Während bei metallischen Werkstoffen Mikropflügen mit stärkerer plast ischer Verfonnung das Furchungsverschleißverhalten bestim men, domin ieren bei keramischen Werkstoffen Mikrospanen oder Mikrobrechen. Rissbildung und Ri sswachstum erfolgen ohne größere plastische Verformungen (Zum Gahr, 1986).

9 Tribotechnische Werkstoffe

372

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Bild 9.10. 13 Furchungsverschkiß von keramischen Werk stolTen und SWhlen (Zum Gahr. 1989)

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9.10 Ingenieurkeramische Werkstoffe

373

Unter der Annahme des Wachstums von lateralen Rissen in linear-elastischen Bereich (Mikrobrechen), die in einer plastischen Zone unterhalb der Oberfläche gebildet werden, entwickelten Evans und Marshall (1980) folgende Versch leißgleichung: 9/ 8 FN 4/ Wv=o.KcI / 2.H5 / 8{E / H) '·s W,,: Verschleißvolumen Material unabhängige Konstante FN: Normalkraft Kc : Bruchzähigkeit H: Härte E: Elastizitätsmodul s: G leitweg

0.:

In früheren Untersuchungen halten Evans und Wilshaw (1976) folgende Abhängigkeit des Verschleißvolumens von Risszähigkeit und Häne rur kleine Gleitgeschwindigkeiten beobachtet: Wv ""

K, 3/ 4. H II 2

Mit dieser Beziehung ließen sich die Ergebnisse von VerschleißuntersuchungeIl korrelieren, die beim Sägen von verschiedenen keram ischen Werkstoffen mit einer Diamantsäge gewonnen wurden. Für die Praxis bedeutet dies, dass ein Zr(h mit hoher Risszähigkeit verschleißbeständiger sein kann , als ein Sie oder Si3N4 mit höherer I-Hine (vgl. Bilder 5.4.6 und 5.4.7 sowie Tabelle 9.10.1)_ Nach Überlegungen von Hombogen (1975) soll folgende Beziehung gültig sein: Wv ""

1 2

Kc . H

3/ 2

Zum Gahr (1987) leitete folgende Beziehung ab: H

I/ 2

Wv " " - -

K,2

Unter der Annahme des Wachstums von lateralen Rissen in linear-elastischen Bereich (Mikrobrechen), die in einer plastischen Zone unterhalb der Oberfläche gebildet werden, korreliel1 rur kleine Gleitgeschwindigkeiten die nachfolgende Gleichung das Verschleißvolumen rur Furchungsverschleiß mit WerkSlOffdaten (K1cWen und Hiirte) sowie Beanspruchungsparametern, wie Last, Weg und Schärfe des Abrasivkorns, (Woydt und Habig, 1987) . 2F5 / 4ssin5 /49 KIC3 / 4HI/ 2 W~: Verschleißvolumen, F: Nomlalkraft, 9: halber Öffnungswinkel des Abrasivkorns, Kc: Bruchzähigkeit, H: Härte, s: Gleitweg

374

9 Tribotechnische Werkstoffe

Die Unterschiede in der Verschleißbeziehung beruhen auf unterschiedliche Modellvorstellungen über die Rissbildung und Rissausbreilung, in die neben den Werkstoffeigenschaften auch die Beanspruchungsbedingungen eingehen. Eine experimentelle Bestätigung der aufgeführten Beziehungen steht noch weitgehend aus. Alle Beziehungen deuten aher darauf hin , dass der Steigerung der Zähigkeit eine größere Bedeutung als der Steigerung der Härte zukommt. Wiilzverschleiß

Über vergleichende Wälzverschleißuntersuchungen an keramischen Werkstoffen berichten Kim, Kalo, Hokkirigawa und Abc (1986). Die Untersuchungen wurden mit dem in Bild 9. 10. 14 dargestellten Prüfsystcm durchgefuhrt. Die Verschleißraten ließen sich über ciner Kenngröße Sc auftragen, die durch folgende Beziehung gegeben ist: S,

-_

pm: RnHl~:

KIC:

Pm.JR:;:;;;

K,e mittlere Hertzsehe Pressung Mittelwert der maximalen Rauhtiefe, die quer zur Laufrichtung gemessen wird Bruchziihigkeit

Bild 9. 10. 14 I'rüfsystcm für Wälz"crschlcißuntcrsucllllngcn (Kim. Kalo. Hokkrigawa und Abc. 1986)

Die maximale Rauhtiefe soll in erster Näherung ein Maß flir die Länge vertikaler Risse darstellen. Die Bruchzähigkcit KI C wurdc mit Vickcrs-Härtecindrücken bestimmt:

Hl (E

1/ 2

Klc=O,OI3·

E: H: F:

·F·CR 3/ -'

Elastizitätsmodul Vickershärte Eindringkraft eR: Länge der radialen Risse, die durch den Vickershärteeindruck erzeugt wurden

9.10 Ingenieurkerami sche Werkstoffe

375

Nach Bild 9.10. 15 liegen die fijr die kerami schen Werkstoffe gewonnenen Messpunkte auf e iner Geraden. Der Cermet und der Wälz lagerstahl SUJ2 fall en vermutlich wegen ihrer größeren Zähigkeit aus dem Rahmen. S il iciumnitrid verhält sich unter Wälzbeanspruchungen am günstigsten. so dass heute vor all em Siliciumnitrid ftir Wälzlager unter spezie llen Betriebsbedingungen eingesetzt wird. Nach Untersuchungen von Piispanen (1987) soll sich der Unterschied zw ischen den verschiedenen keramischen Werkstoffen bei Wäl zbeanspruchungen verringern. OFNd92N

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Bild 9. 10.1 5 Walz\'crschlciß keramischer Werkstoffe (Kim. K'llo. Ilokhigawa und Abc. 1986)

In einer umfangre ichen Versuchsrei he mit sechs Keram iken. unadditiviertem Paraffinöl und Wasser sowie vier Endbearbeitungsverfahren in je zwei unterschied lichen Spezifikationen ste llte Woydt und Effner ( 1997, 2000) e inen experimentellen Zusammenhang zwischen Endbearbeitung, Medium und Wälzverschleiß her. Die Versuche wurden in einem ZweischeibenTribometer (A msler) mit zy lindrischen und balligen Scheiben bei einer anfanglichen Pressung po von 3 GPa durchgeftihrt. Bild 9.10.16 fasst die Versuchsergebnisse zusammen. Dort wird das Zeitspan volumen (Abtrag während der Endbearbe itung) gegen den Verschleißkoeffizient (Abtrag während der tribologischen Beanspruchung) aufgetragen. Techni sch von großem Interesse sind Werkstoffe, die bei möglichst großem Zeitspanvoluillen kleine Versch leißkoeffizienten erzielen, weil große Zeitspanvolumina ku rzen Bearbeitungsze iten und damit geringen Bearbeitungskosten entsprechen. Die Ergebnisse ze igten. dass zum Erreichen von Wälzverschleißkoeffizienten unterhalb von 10-9 mm 3/Nm nicht nur Polieren mit Zeitspan volumina Qw kl eine r als 0,001 mm 3/s in Frage kommt, sondern auch Honen und Läppen sowie "U ltrafei n-Schleifen" mit Qw um 0,01 mml/s. Ebenso wurde erstmals geze igt, dass erwartungsgemäß bei 3 GPa in Paraffinöl neben Si 3N4

9 Tribotechnische Werkstoffe

376

auch Zr02 (HI P-AI203-Zr02), Si3N4-TiN und sogar unterhalb von 1,5 GPa auch zwei Si liciumcarbide überro llfest erscheinen. Auch nach 20 Millionen Überrollungen konnte am Zr02 (HIP-AI203-Zr02) mittels AFM-Profilometrie kein Verschleißbetrag festgestellt werden. Allerdings erhöht Wasser bei allen Keramiken den Verschleißbetrag um mehrere Zehnerpotenzen, so dass ggfs. nur noch Si3N4 im Wasser wälzbeansprucht werden kann. T=22"C, Po=3 GPa, 386 Upm, 0=2*106, 10% Schlupf

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Bild 9.10.1 6 watzrcibung artgleicher keramischer Paarungen in uIl34.5 mm'/s) S chwing un gsw rschlciß

Systematische Untersuchungen des Schwingungsverschleißes wurden von Klaffke ( 1989) durchgefiihrt. Als Prüfsystem diente ein Kugel/ Ebene-System. bei dem eine Kugel mit einer konstanten Normalkraft gegen die Ebene eines oszillierenden Probekörpers gedrückt wird. Als Versuchsvariable wurde die Luftfeuchtigkeit gewählt. Bild 9.10.7 zeigt die Abhängigkeit des Versch leißkoeffizienten k und der Reibungszahl dcr Paarungen I OOCr6/ 1OOCr6, SiC/SiC und Si3N4/'Si3N4 von der Luftfeuchte. Auffallend ist der starke Abfal l des Verschleißkoeflizienten von SiC/SiC mit steigender relativer Luftfeuchte. Die Reibungszah l dieser Paarung erreicht mit zunehmender Luftfeuchte nach Durchlaufen eines Maximums ab 60 % Reibungszahlen um 0, I. Femer wurden Paarungen Stahl 100Cr6/Stahl I00Cr6 (- 800 HV), Stahl 100Cr6/ Keramik und Keramik/Keramik untersucht. Die gemessenen Reibungszahlen sind in Tabelle 9.10.2 zusammengestellt. Vor allem die Paarungen 100Cr6/SiC, SiC/SiC und A1203/A1203 haben deutliche niedrigere Reibungszahlen als die Stahlpaarung. Besonders hervorzuhcben ist die niedrige Reibungszahl f = 0,15 der Paarung Sie/SiC bei 95 % relativer Leuchtfeuchtigkeit, die durch die tribochemische Bildung von Silici umhydroxid verursacht sein dürfte. Die Verschleißkocffizicnten cnthält T abelle 9.10.2. Die mcistcn Paarungen Stahl/ Keramik und Keramik/Keramik haben niedrigere Versch leißkoeffizienten als die Stahlpaarung. Dabei fallt die Paarung IOOCr6/AI203 bei 5 und 50 % relativer Luftfeuchte mit einem hohen Verschleißkoeffizienten aus dem Rahmen. Den kleinsten Verschleiß hat die Paarung AI203/AI203.

377

9.10 Ingenieurkeramische Werkstoffe 1000

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Bild 9.10. 17 Typi sche Verläufe der Reibungszahl und des Vcrsehleißkocfli zienten bei Festkörperreibung als Funktion der relati ven Luftfeuehte (Schwingwe ite: 200 11m: Frequenz: 20 Hz: Normalkraft: 10 N: Zy klenzahl: 10000/ 1000000: Temperatur: 17 oe . 27 oe; relative Feuchte: 3%. 100%

Bei dieser Paarung fallt die Tribooxidation a ls Verschleißmechanisl11us aus, da das Aluminium schon in der höchsten Oxidationsstufe vorliegt. Das gleiche gilt auch fiir die Paarung

9 Tribotechnische Werkstoffe

378

Zr02/Zr02, die be i 50 und 95 % Luftfeuchte recht günstig abschneidet, wobei aber mög licherweise eine Reaktion mit den Wassennolekülen stattfindet. Für d en niedrigen Verschleiß der

Paarung Sie/Sie dürften - wie schon erwähnt - Hydrooxidsch ichten verantwortlich se in. Tab.9.10.2 Rcibungsl.ahlcn und Vcrsch1cißkod'fizicntcn von Paarun gen mit keramischen WerkstotTcn Ix:i Schwingungs\'crschkiß (KI
Paarung Kugel Rel.

Reibungszahl f bei den relativen Feuchten 5%

50%

95%

0,85

0,7

0,6

Verschleißkoeffizient k 10-5 mm 3/N·m bei den relativen Feuchten 5%

50%

95%

Feuchte Ebene

looerS

------

lOOer6

lOoerS

----Sie

100CrG

-----

0,10 0,15

0,06 0,06 0,12

0,60

0,35

0,15

k, Kugel k, Ebene E k

0,53 0,54 1,07

0,03 0,03 0,06

0,01 0,01 0,02

0,80

0,80

0,85

k, Kugel k, E bene E k

2,34 0,06 2,40

1,16 0,69 1,85

0,97 0,61 1,58

0,55

0,65

0,75

k, Kugel k, Ebene E k

0,42 0,71 1,13

0,90 0,50 1,40

1,26 0,29 1,55

0,70

0,50

0,40

k, Kugel k , Ebene E k

2,80 0,03 2,83

0,17 0,04 0,21

0,54 0,04 0,58

0,85

0,85

0,85

k, Kugel k, Ebene E k

(},59 (},45 1,04

0,0 1 0,05 0,06

0,02 0,02 0,04

0,75

0,75

0,70

k, Kugel k, Ebene E k

1(},10 0,03 10,13

2,58 0,06 2,64

0,07 1,51

0,55

0,45

0,40

k, Kugel k, Ebene E k

0,001 0,001 0,002

0,001 0,001 0,002

0,001 0,001 0,002

Zrll,

100Cr6

------

Al 20S Al 203

-----

Al 203

1,99

0,05

Zrll

------

1,80

0,10 0,13 0,23

100Cr6

Zrll,

4,83

1,90

k, Kugel k, Ebene E k

SisN.

-----

0,09

0,30

Si3N 4

SiaN4

1,26 0,54

0,40

SiC

------

4,07 0,76

0,60

SiC

----

k, Kugel k, Ebene E k

rur. = 0,2 mrn, FN = 20 N, f = 20 Hz, T = 22 C, N = 1,2. 106 Q

1,44

9.11 Oberflächenschutzschichten

379

9.11 Oberflächenschutzschichten Da tribologische Beanspruchungen primär in den Oberflächenbereichen von Werkstoffen wirksam sind, kommt der Anwendung von Oberflächenschutzschichten, durch die Verschlei ß und Reibung vennindert werden, eine wichtige Bedeutung zu. Zu ihrer Erzeugung steht eine große Anzahl verschiedenartiger Verfahren zur VerfLigung (Kunst et.al , 1982; Simon und Thoma, 1985; Bunshaw, 1982; Pursche, 1990; Lugscheider, 2002): a) b) c) d) e) I) g) h) i) j) k) 1) m) n) 0) p)

Mechanische Oberflächenverfestigung Randschichthärten Randschichtumschmelzen Randschichtumschmelzlegieren Ionen implantieren Thermochemische Behandlung Chemische Abscheidung aus der Gasphase (CVD) Physikalische Abscheidung aus der Gasphase (PVD) Galvanische Abscheidung Schmelztauchen Aufgießen Aufsintem Thermisches Spritzen Auftragschweißen Plattieren Reibauftragschweißen

Mit den Verfahren a, bund c werden nur die gefLigemäßigen Eigenschaften der Oberflächenbereiche verändert. Durch die Verfahren d, e, f werden Oberflächenschutzschichten gebildet, die aus Bestandteilen des Behandlungsmediums und des Grundwerkstoffes zusammengesetzt sind, während mit den Verfahren g bis p artfremde Schichten gebildet werden, wobei in der Grenzfläche zwischen Schicht und Grundwerkstoffbei höheren Verfahrenstemperaturen in der Schmelze Vermischungs- bzw. im festen Zustand Diffusionsprozesse ablaufen können. Je nach Verfahren und Behandlungsmedium können die Oberflächenschutzschichten aus Metalloiden, Metallen, Legierungen, intermetallischen Verbindungen, nichtmetallischen Verbindungen und deren Mischungen bestehen. Prozessdetai ls von PVD- und CVD-Technologien (wie sie besonders in der Produktionstechnik zur Beschichtung von Werkzeugen angewendet werden) und Hartstoffschichten rur Zerspanwerkzeuge sind in Kapitel 14.4.2 beschrieben. Für das funktionelle Verhalten von Oberflächenschutzschichten ist eine Reihe von Eigenscha ften wichtig: [. [I. 111. [V.

Chemische Zusammensetzung Phasenzusammensetzung GefLige Struktur

380

9 Tribotechnische Werkstoffe V. Textur VI. Elastizitätsmodul, Querkontraktionszahl VII. Wänneleitfahigkeit VIII. Wärmeausdehnungskoeflizient IX. Eigenspannungen X. Duktil ität XI. Haftung XII. Dicke XliI. Härte XIV. Rauheit

Häufig sind auch Sonderanfordemngen, wie z. B. optischer Glanz, hohe oder niedrige e lektrische Leitfahigkeit, zu erfü llen Im Fol genden soll die Bedeutung e iniger Eigenschaften näher erläutelt werden. Di e chemische Z usammensetzung, die Phasenzusammensetzung und der geftigemäßige Aufhau von beschichteten Werkstoffen mit Hilfe von Bild 9.11.1 veranschaulicht werden (vgl. Bild 3.1.1). Adsorptions- und Reaktionsschicht bilden die äußere Grenzschicht, daran schl ießt sich die Obernächenschutzschicht an. Es folgt ein Bereich, der durch die Beschichtung beeinflusst ist. Dieser Bereich kann besonders ausgedehnt se in, wenn die Beschichtung bei höheren Temperaturen und längeren Behandlungsdauern erfolgte, so dass Diffusionsprozesse zwischen Obernächenschutzschicht und GrundwerkstofT ablaufen.

0.3

O.5nm . lOnm

O.1~m .

lnm

lern

lern

Bild 9.11.1

Aufbau eines beschichteten Werkstotlcs (schematisch)

Der Einnuss der äußeren Adsorptions- und Reaktionsschichten kann durch den Vergleich von Reibungs- und Verschleißuntersuchungen an Gleitpaarungen aus Stahl mit einer Titancarbidschicht deutlich gemacht werden, die einmal in Luft und zum anderen im Vakuum tribologisch beansprucht wurde, siehe Bild 9.11.2 . Die Reibungszahl ist in Luft deutlich niedriger als im Vakuum; ftir den Verschleißbetrag gilt das Gegenteil. In Luft. bilden sich durch tribochemische

9.11 Oberflächenschutzschichten

381

Reaktionen offenbar oxidische Reaktionsschichten mit geringer Scherfestigkeit, welche die Reibung emiedrigcn, gleichzeitig aber die Bildung von Verschleißpartikeln begünstigen, während im Vakuum verstärkt Adhäsionsprozesse wirksam werden können, welche die Scherung der Mikrokontaktbereichc der Gleitpartner und die Bildung von Vcrschleißpartikein erschweren .

Ti( lIie l CVO I auf XZOS iJwro.ov 111

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Bild 9. 1 1.2

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Reibung und Verschleiß ( Habig.1989)

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TiCr riC-Gleilpaarungcll il1 Luft und im VakUUl11

Auf anderen Oberflächenschutzschichten wie z. B. auf Eisenborid- oder Vanadincarbidschichten bilden sich dagegen in Normalatmosphäre fest haftende Reaktionsschichten, welche die Reibung nur wenig beeinflussen und den Verschleiß vemlindem (Habig, Chatterjee-Fischer und Hofmann, 1978). Hinsichtlich der Phasenzusammensetzung und des Gefiiges kann man folgende Schichtarten unterscheiden: Monoschichten z. B. ChrOITl- und Nickelschichten Mehrlagenschichten z. B. Titancarbidffitannitrid/Aluminiumoxidschichten Schichten mit eingelagerten HartstofTpartikeln z. B. Nickel-Siliciumcarbid-Schichten oder Hartlegierungen mit Carbiden Hartstoffschichten mit Binder z. B. Wolframcarbid-Kobah-Schichten Die kristallographische Struktur und die Textur können eincn großen Einfluss auf das tribologische Verhalten ausüben. So neigen hexagonale Kobahschichten oder hexagonale Eisennitridschichten (e-Fe., N) mit idealem Achsenverhähnis (c/a == 1,633) selbst im Hochvakuum bei Abwesenheit von äußeren Reaktionsschichten nicht zum Verschweißen (Buckley, 1968; Habig, Chatterjee- Fischer und Hofmann, 1978). Bei hexagonalem Graphit und Molybdänsulfid nimmt die Reibungszahl niedrige Werte an, wenn die Basisflächen annähernd parallel zur Gleitfläche angeordnet sind. Bei Oberflächenschutzschichten, die durch PVD und CVD erzeugt wurden, hängt die Textur von den Verfahrensbedingullgen und teilweise auch vom GrundwerkslOfT ab, siehe Tabelle 9.11.1.

382

9 Tribotechnische Werkstoffe

Tab. 9. 11 . t Textur von I'YD-Sehiehten auf unterschiedlichen Stählen (Röscr. 1985) Verschleiß·

Verfahren

Grundwerkstoff

TiCtI'i(C,r..,)

CVD

42CrM04

SchUtZ8Chicht

C45

X155CrVMo121 S 6·5-2 Ti(C,N)

PVD

42CrM04

C45

X155CrVMo121 S 6-5·2 CVD

TiN

C45

PVD

)

TiC: <100> Ti(C,N): <311>

)

fast tcxturlos, <111>

<311>; <3 11> + <111> <311> + <100>

42CrMo4

S 6·5·2 XlOCrNiTi189 TIN

Textur

XlOCrNiTi189 lOOC<6

)

<311>; <311> + <111> <111> + <100>

Tab. 9. 1 1.2 ElaSlizillitsmoduli von Stahl und polykristallinen HanstotTeIl (Broszeil CI al.. 1997)

Stoff

E·Modul

IMPal Stahl FaB Fa,Jj C,",

Vickers-Härte bei RT lMPal

210

W2 C

600 300 210 370 350 420 470 720 430

TiN

250-500

-20.000

400

20.000

"'"'C, CryC3 VC TiC WC

Al2 03

15.500 25.000 20.000 21.500 -27.000 31.000 19.500 -20.000

Der Elastizität sm odul ist fur die Abschätzung der Werkstoffanstrengung bei Hertzsehen Kontakten wichtig (siehe Kapitel 3.2 .3). In der Regel ist davon auszugehen, dass die Elast izitätsmodul i der Oberfiächenschutzschicht und des Grundwerkstoffes unterschiedlich s ind. Hal1e Oberllächenschutzschichten weisen in der Regel einen höheren Elastizitätsmodul auf als der

9.11 Oberflächenschutzschichten

383

GrundwerkstofT wie z. B. Stahl, wodurch die Werkstoffanstrengung erhöht wird (Broszeit et al., 1997), siehe Tabelle 9. 11.2. Durch die EindifTusion von Stickstoff in die Oberfl ächenbereiche von Stahl können dagegen Elastizitätsmodul und WerkstotTanstrengung erniedrigt werden (Stecher und Spengler, 1979). In Bild 9.11.3 ist die Erhöhung der maximalen Hertzschen Pressung in Abhängigkeit vom Verhältnis der Elastizitätsmodul i von Oberflächenschutzsch icht und Grundwerkstoff fiir unterschiedliche Schichtdicken dargestellt, die auf den Radius der Hertzschen Kontaktfläche bezogen wurden (Zwaag und Field, 1982). Man erkennt, dass die Pressung mit steigender Dicke und steigendem Elastizitätsmodul der Oberflächenschutzschicht ansteigt. . Y " 0.20

1.1 4 1.12

. y.0,25

oy· 0,30

,d:w

d:O.l a

I

1 1.10

d:0.05a

tOB d:Q025 a 1.04 1.02 1.00·

d:O

2 3

4 5 6 7 8

9 10

E,/E,-

Bild 9. 11.3 Veränderung der Hcnzsc hcn Pressung durch Beschichtungen (van der Zwaag und Field. 1982)

Die Ableitung der Reibungswärme kann durch Oberflächenschutzschichten mit hoher Wärmeleitfahigkeit begünstigt werden. Weichen Wänneausdehnungskoeffizient von Oberfl ächenschutzschicht und Grundwerkstoff stark voneinander ab, so kann bei thermischen Wechselbeanspruchungen die Haftung beeinträchtigt werden. Durch die Beschichtung wird der Eigenspannungszustand der Oberflächenbereiche von Werkstoffen verändert. Die thermochemischen Verfahren wie Aufkohlen und Nitrieren fiihren zum Aufbau von Druckeigenspannungen in den Oberflächenbereichen, während mit galvan ischen Verfahren vielfach Zugeigenspannungen erzeugt werden. Durch Zugeigenspannungen kann die Entstehung von Rissen und damit die Bildung von Verschleißpartikeln besch leunigt werden. Die Dukti lität von Oberflächenschutzschichten ist vor allem dann von Bedeutung, wenn beschichtete Werkstoffe infolge mechanischer Beanspruchungen größeren Dehnungen ausgesetzt

9 Tribotechnische Werkstoffe

384

sind. Sie kann z. B. im Drei- Punkt-Biegeversuch emlillelt werden, wobei die beginnende Rissbi ldung mit der Schallemissionsanalyse festgestellt wird (KehreT, Ziese, Hofmann, 1982). Die Haflung von unter 30 11m dünnen Oberflächenschutzschichten wird heUle vielfach mit Hilfe des sogenannten scratch-tests charakterisiert (Hintemlunn und Laeng, 1982), bei dem eine Diamantspitze mit einem bestimmen Spitzenradius über die beschichtete Oberfläche tangential bewegt wird. Die Belastung wird solange erhöht, bis die Schicht durch Ausbrechen oder Ablösungen geschädigt wird. In das Ergebnis des scratch-test gehen neben der Haftung auch d ie Schichtdicke, die Schichthärte, die I-Hirte des Grundwerkstoffes u. a. ein, so dass die Deutung der Ergebnisse besondere Erfahrungen voraussetzt.

Die Dicke von Oberflächenschutzschichten reicht von 0,0 I ~lm beim Ionenimplantieren bis in den Zentimeterbereich bei Auftragschweißen oder Plattieren, siehe Bild 9.11.4. Die notwendige Schichtdicke hängt neben dem Beschichtungsverfahren von den Einsatzbedingungen und dem zulässigen Verschleiß ab. Während in der Feinwerktechnik nur ein Verschleißbetrag von wenigen Mikrometern zugelassen werden kann, ist in Anlagen zur Gewinnung und zum Transport von mineralischen Stoffen ein Verschleißbetrag im Zentirneterbereich zulässig, so dass sehr dicke Oberflächenschutzschichten angewendet werden können, die nach ihrem Abtrag erneuert werden. Reibauft ragschweißen l"oo l"8iBI

PI.tt'''''''''

Schmel,auflrag· SChweil\en leinl3gig) Aufsintem

Th .. miKh ... Spljllen GalvanIsche leinl" gig l Verf.hren CVD, PVD Umschme-l, en Ei n ~ t,Mrt e<1

R.ndsch jchhlirten

lonenimpl. nli eren

l E.Q2

lE.Q l

l E+O l D ic ~ e

lE+0 2

der Randschicht b, w. BeschichtunB in

l E+05

Bild 9. 11.4 Dickc von Obcrlllichcnschutzschichten bzw. der beeinflussten Randbereiche

~m

Die Härte wird häufig als eine wichtige Größe zur Beschreibung der Eigenschaften von Oberflächenschutzschichten angesehen, obwohl zwischen Werkstoffllärte und Verschleißwiderstand kein allgemeingültiger Zusammenhang besteht (Habig, 1980). Die Härtemessung ist mit einer Reihe von Schwierigkeiten verbunden (Kopacz und Jehn, 1987). Bei dünnen und harten Schichten d[irfen nur sehr kleine Prüfkräfte angewendet werden, damit die Härte des Grundwerkstoffes nicht in das Ergebnis eingeht. Im Mikrohärtebereich ist die Vickers- oder Knoophärte aber stark prüfkraftabhängig, so dass bei unterschiedlichen Prüfkräften gemessene Härtewerte nicht miteinander vergleichbar sind. Wegen der Kleinheit der Härteeindrücke wirken sich kleine Messfehler beim Ausmessen des Härteeindruckes schon stark auf das Ergebnis aus. Daher überrascht es nicht, dass fiir harte und dünne Schichten in der Literatur sehr unterschiedliche Härtewerte angegeben werden wie z. ß. rur Titann itrid (PYD) zwischen 1500 und 3000 HY oder fiir Tilancarbid zwischen 2000 und 4500 HY. Zu-

9.11 Oberflächenschutzschichten

385

sätzlich sei angemerkt, dass in das Ergebn is auch Abweichungen von der Stöchiometrie der Verbindungen und durch die Abscheidung bedingte Eigenspannungen eingehen. Bei Oberflächenschutzschichten, die aus mehreren Phasen bestehen, ist es häufig wichtiger, die Härte der e inze lnen Phasen als eine makroskopische Mischhärte zu messen. Trägt man die Härte von Oberflächenschutzschichten und der angrenzenden Werkstoffbere iche in Abhängigkeit vom Abstand von der Oberfläche auf, so ergeben sich charakteri stische Unterschiede. Durch das Aufkohlen und Nitrieren wird ein Härteverlauf erreicht, bei dem wegen der ausgeprägten Kohlenstoff- oder Stickstoffdiffusion die Härte nur allmählich zum Grundwerkstoff abfallt, siehe Bild 9. 11.5. Ein solcher Härteverlauf ist bei Hertzscher Spannungsverteilung vortei lhaft bei denen ein Spannungsmaxi mum unter der Oberfläche liegt. Bei einem borierten Stahl fallt die hohe Randsch ichthärte unmittelbar hinter der Boridsch icht auf di e Härte des Grundwerkstoffes ab, siehe Bild 9.11.6 . So behandelte Werkstoffe können im Allgemeinen nur begrenzte Hertzsche Spannungen ertragen.

o EE. 16MnCr 5. ou!gekohl!. gehörtet. ongelassen: 165°C Ih (Randoxidotion I

• FV: 16 Mn(r 5. oufgekohll. gehörtet • FW.16MnCr 5. outgekohll. gehörtet. angelassen: 165 ·C 2h • FX: 16MnCr S. oulgekohU. g~h jjrte1. ongetassen: 130°C 2h

..

800

0

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1"10

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Bild 9. 11 .5

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0

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0,' AbstoOd

0,8

von

1.6 mm 1.0

Härtcvcrlauf von aufgckohltcm. gchärtctc m (cinsatzgchärtctcm) und angelasscncm Stahl 16MnCr5E

der Oberfl oche -

Bild 9.11.7 g ibt einen Überblick über die mit verschiedenen Beschichtungsverfahren erzie lbaren Härtewerte von Oberflächenschutzschichten (Pursche und Schm idt, 1989). Das Aufbringen von Oberflächenschutzschichten fiihrt in vielen Fällen zu e iner Veränderung der Oberflächenrauheit. Dies muss vor allem in "gesch lossenen·' Tribosystemen beachtet werden. weil mit zunehmender Rauheit das Erreichen eines hydrodynam ischen Schmierungszustandes erschwert wird und bei Mischreibung die Rauheitshügel des härteren Partners im weicheren abrasiv wirken können.

386

9 Tribotechnische Werkstoffe

1000 1600

_.; m!o.os I

0

; I

: I I I

400

-

\.

100 0o

.

ODS 0.1 0,15 rnm AbSl0nd vom Rand _

Bild 9. 11 .6 I-Ia:nc"crlauf des ooTierten Stahles X2OCrl )

0.15

Oberflöchen -

8rschichfungs- B,hondlungsVerfuhren

lum Vt>fschle,nsrhull

aus dr' Gasphcrsc

HK 0.015

((VO}

• p"ys. Abscheiden

aus der oosphose (P VO/

HK 0,015

.tfterm«fI,m.

8MoM/unq • RaMsch/ch!-

/VSI

umsrhmell(,(1

{-vmschmrfll'g. J • Randschlchl-

• rhrm,(ot/n,nsfram-

hortln

las('sl Aosrhp,defl • 'herm/senrs SpntUfl

-Keramik

-Helalle • eltk fro(rf,srhps AbscheIden

• anod,srhrs OX,d,HtrI

--

500

10001500 lOOOlSOOHVO.OS1500

IHKO,025/ SchuIHcft/rh/hdrt,

Bild 9. 11.7

IlUrtc verschiedenartiger ObcrtHlchenschUI1SChiclllcn

(I'u~hc

und Schlll!d1. 1989)

387

9.11 Oberflächenschutzschichten

Aus Ta belle 9. 11.3 wird ersichtlich, wie die Rauheitswer1c durch verschiedenar1ige Beschichtungen beeinflusst werden können (Habig, 1989). Eine annähemd gleichbleibende Rauheit wird nur bei den galvanisch abgcschiedenen, homogenen Chrom- und Nickel-Phosphorschichten beobachtet. Bei allen anderen Verfahren kommt es zu einer Erhöhung der Rauheitskennwer1e; bei den PVD-Verfahren kann durch eine Optimierung der Verfahrensbedingungen die Rauheitszunahme minimier1 werden. Besonders groß ist die Zunahmc der Rauheit durch das Themlische Spritzen wie z. B. das Plasmaspritzen. Bei diesen Schichten kann in der Regel auf ein Nacharbeiten nicht verzichtet werden. Tab. 9. 11 .3 RauhcilS.'1ndcrungcn durch das Aufbringen von

OberflächenschutUlChicht

Grundwerkstoff (Stahl)

R, ,m

Ra ,m

ohne

42 CrMo4 X155CrVMo121

I,SO ± 0,28 1,36 ± 0,35

0,27 ± 0,01 0,22 ± 0,10

0,97 ± 0,49 1,161:0,47 11,05 ± 1,09 4,481:0,45

0,13±0,10 0,13 ± 0,08 1,73 ± 0, 18 0,691:0,10

42CrM04 X155CrVMo121 42CrMo4 X155CrVMo121 42CrMo4 X155CrVMo121 42CrMo4 X155CrVMo121

3,361:0,16 5,051:1,01 6,11±1,55 4,431:2,01 2,751:0,54 3,041:0,89 3,581:0,54 3,821:0,52

0,451:0,02 0,83±0,19 0,971:0,30 0,71 1: 0,36 0,451:0,10 0,441:0,13 0,49± 0,07 O,M ;t0,08

42CrMo4 X155CrVMo121 42CrMo4 X155CrVMo121 42CrM04 X155CrVMo121

2,51 ± 0,28 5,31 ± 0,46 3,311:0,18 1,571:0,13 1,78:1: 0,24 2,74:1: 0,35

0,351:0,05 0,651:0,09 0,44 ± 0,02 0,18± 0,02 0,23 ± 0,04 0,35:1: 0,05

X155CrVMo121 42CrM04 X155CrVMo121 42CrMo4

1,77:1:0,16 3,48:1: 0,70 3,74:1:1,29 3,04:1: 0,46

0,151:0,01 0,38:1: 0,09 0,41:1: 0,24 0,37:1: 0,07

63,17;t 4,05 35,56:1: 2,10 48,521:3,85 W,23 ± 1,49

10,631:0,90 5,38:1: 0,32 7,62;t 0,67 7,75 ± 0,33

Galvanische Abscheidung

C,

Thermochemische Behandlung

c-Fe.N

Ni-P Ni-SiC Ni-P-Diamant

FezB{FeB) (Cr,Fe),C 3

VC TiC

CVD

Cr,C 3

TiN PVD (Sputtern)

TiC TiN C,N

Plasmaspritzen

Obernäehcnschllll~~chichlcn

Mo Cr 20 3 A1 20 3 WC-CO

42CrM04 42CrMo4 42CrM04 42CrM04

42CrMo4 42CrMo4 42CrMo4 42CrM04

Im Folgenden sollen die Ergebnisse tribologischer Untersuchungen vorgestellt werden, die unter folgenden Beanspruchungen gewonnen wurden: -

Gleitbeanspruchungen Furchungsbcanspruchungen

9 Tribotechnische Werkstoffe

388

GIl'itreibung und ·verschleiß Unter Fcstkörperrcibungsbeanspruchungen werden im Allgemeinen ähnlich hohe Reibungszahlen wie bei metall ischen und keramischen Glcilpaanmgen beobachtet. Für die Paarungen

von e lektrolytisch abgeschiedenen Chrom schichten und fremdstromlos abgeschiedenen Nickel- PhosphoT-Schichten gegen Stahl 100Cr6H erm ittelten Ruff und Lashmore (1982) Reibungszahlen zwischen f = 0,7 und f = 1,0. An artgleichen Paarungen thermochem isch behandelter Stäh le wurden von Habig ( 1988) Feslkörperreibungszahl en von f "" 0,5 gemessen. Eine Besonderheit bilden Titancarbid- und Titannitridschichten , die durch PVD oder CV D abgeschieden werden können. Über die an Luft gemessenen niedrigen Re ibungszah len der Paarung TiCfTiC auf Stah l wurde schon in Bild 9.11.2 berichtet. In Bi ld 9.1 1.8 sind die Ergebnisse von Reibungsuntersuchungen an den Paarungen Stahl IOOCr6 H/ Stah i IOOCr6H , TiN/Stahl 100Cr6 H und TiNrriN wiedergegeben, die in Luft und im Vakuum gewonnen werden. Di e Reibungszah l ist in Luft durchweg niedriger als im Vakuum, wofiir Triboox idationsprozesse verantwortlich sind. Auffallend ist aber, dass die Paarungen TiN/Stahl kaum e in g ünst igeres Reibungsverhalten als die Paarung Stahl/Stahl aufweist. Hierfür dürften Adhäsionsprozesse verantwortlich sein, durch die Stahlpartikel auf die Titannitridschicht übertragen werden, so dass auch bei dieser Paarung mindestens partiell Stahl auf Stahl reibt. Die Paarung Titannitridrritannitrid hat an Luft mit f = 0,2 eine besonders niedrige Re ibungszahl. AugerTiefenprofilanalysen zeigten, dass sich bei der Beanspruchung in Luft eine relati v dicke Oxidschicht ausbi ldete, während im Vakuum nur eine sehr dünne Oxidschicht nachweisbar war (Habig, 1986). Mit Smal l-Spot-ESCA-A nalysen konnte nachgewiesen werden, dass die in Luft tribochemisch gebildete Oxidschicht größtente il s aus Ti02, teilweise auch aus Ti203 bestand (Habig, 1990). Damit übereinstimmend konnte für die Paarung von monolith ischem Ti02 (99,5 %) bei Raumtemperatu r bei kleinen Gleitgeschwindigkeiten eine niedrige Reibungszah l von f - 0,2 bis 0,3 gemessen werden (Woydt, Kadoori, Hausner und Habig, 1990). Nach Überlegungen von Gardos (1988) so ll sich vor allem unterstöchiometrisches TiOl.93-l.98 durch eine niedrige Reibungszahl auszeichnen, we il d ie Scherspannungen vergleichbar mit denen von MOS2 sind .

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Bild 9, [ 1.8 Rcibullgszahl der Paarungen Stahl/Stahl. TiN /Stahl und Ti Nr n N in Luft und im Vakuum (Habig, 1986)

9.11 Oberflächenschutzschichten

389

Amorphe Diamantschichten, mit den Synonymen "amorphous diamond like coatings" (aDLC), "diamond like carbon" (DLC), ..amorphous hydrogenerated carbon" (a-C: H), " ion bombarded carbon" (i-Carbon oder Me-CHx werden allgemein wegen ihres Elastizitätsmoduls zwischen 100 GPa < E < 200 GPa, ihrer Härte (Gangopadhay 1998) zwischen 15 GPa < Hv < 80 GPa und in folge von Eigenspannungen fur Triboelemente mit Hertzsehen Pressungen oberhalb von 1.000 MPa als ungeeignet angesehen, wei l die Beschichtungen durch den sog ... Eierschaieneffekt·· abplatzen, da Substrate aus Stählen nur eine ungenügende Tragftihigkeit aufweisen. Andererseits verm indern sie den Verschleißkoeffizienten im Trockenlauf und me ist auch die Reibungszah l. Härten größer als 15.000 MPa der Schicht schützen vor Abrasivverschleiß durch Fremdpartikel. Bei den metallhahigen Me-C:H-Schichten beeinfl ussen Ti, Si, Ta oder W das tribologische Verhalten. Nach dem Überschreiten der Löslich keitsgrenze sche iden sich Karbide von ca. 5 nm Größe in der amorphen Matrix aus, so dass von Nano-Composites gesprochen wird. Für die Paarung i-carbon/Stahl wurde im Vakuum eine Reibungszahl von f =:: 0,0 I gemessen, während sich an Luft eine Reibungszahl von f - 0, 15 einste llte, wobei die Re ibungszahl stark von der Feuchte des Umgebungsmediums abhängt (Enke, Dim igen und Hübsch, 1980). Durch den Einbau von Metallatomen in die Kohlensloff-Wasserstoff-Schicht lässt sich die Feuchteabhängigkeit der Reibungszahl stark vernlindern, siehe Bild 9.11.9 .

!

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,60 Re la li.e luftleuchle -

Bi ld 9. 11 .9 Reib ungszahl von Kohlen stoffEiscn-S!:hi!:hten (Dimigcn. Enkc. I I(ibs!:h und Seh'la!. 1983)

a-DLC-Schichten stellen ein Gemisch aus sp2_ und spJ-hybridisienc n Kohlenstoff-Atomen dar oder enthalten unterschiedliche Anteile an Wasserstoff. Unter Gleitreibung, dehydrieren (Paulmier el al ,. 1997 und Klaffke et al., 1998) a-DLC-Schichten ab einer bestimmten Gleitgeschwind igkeit bzw. Reibleistungsdichte (p v-Wert) nach Klaffke und Wäsche (1989) von > 20 W /mm 2 oder unter statischen Bedingungen zwischen 350 °C und 450 °C unter Abgabe von Wasserstoff durch die Bildung von sp2-hybridi sienem Koh lenstoff. Die Verschleißkoeffizienten von a-DLC-Schichten liegen im Trockenlauf unter oszillierender Gleitbeanspruchung (Klaffke el a1., 1998) unterhalb von kv < 1 x 10-6 mm 3/Nm bei 22 °C verbunden mit Reibungszahlen f kleiner als < 0,2 , siehe Bild 9_11.10 . Weitere Informationen über das Verhalten von DLC als Werkzeugbeschichtung sind dem Kapitel 15 zu entnehmen.

390

9 Tribotechnische Werkstoffe

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100

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o •

AI,O, I TI."O",-,

./.---~---~---~--~---~-----I

o

0,2

0,4

0,6

0,8

1,2

Reibungszahl f [ I

Bild 9. 11 . IO

Vergleichende Darstellung des Vcrschlcißkocllizicnlcn über der Endrcibungsz.1hl im Trockenlauf ycrschicdcn..:r 1',larungcn unter oszillierender Gkitbc\\'cgung (6x = 200 IJm: T= 22 "C. v = 20 1-11.)

Über vergleichende Gleitrcibungs- und Verschleißuntersuchungen an Gleitpaarungen aus ver-

schiedenartigen Oberflächenschutzschichten und Gleitpartnem aus Stahl X 155CrVMo 121 und AbO) berichten Habig LI. Yan Li (1982) und Habig, Favcry und Ke11ing (1985), wobei als Sch mierstoff ein unlegiertes Mineralöl der Viskositätsk lasse SAE 10 eingesetzt wurde. Die Bedingungen zum Aulbringen der Oberflächenschutzschichten sind in Tabelle 9.1 1.4 wiedergegeben. Tabelle 9.11.5 enthält die Phasenzusammensetzung, die Dicke, die Härte und die Rauheitswerte der Oberf1ächenschutzschichten. Die Reib ungszahlen. die fiir die Paarungen der Verschleißschutzschichten gegen Stahl X I 55CrVMo I 21 gewonnen wurden , sind in Bild 9.11.11 zusammengestellt. Bezüglich des Reibungsverhaltens kann man 3 Gruppen unterscheiden: Gruppe I: Gruppe 11 : Gruppe 111 :

Reibungszahl f = 0, 1 von Beginn an Abnahme einer anfang lich erhöhten Reibungszahl auf f = 0, I Hohe Reibungszahl f > 0,3 während der gesamten Versuchszeit

Paarungen der Gruppe 1 haben einen hohen Widerstand gegenüber adhäsiv bedingtem Fressen, Paarungen der Gruppe III neigen zum Fressen, während die Paarungen der Gruppe II dazwischen liegen. Es Hili! auf, dass alle Paamngen mit den thermochemisch behandelten Stählen zur Gruppe I mit einem hohen Widerstand gegenüber adhäsiv bed ingtem Fressen gehören. Einen besonders hohen Widerstand gegenüber adhäsiv bedingtem Fressen haben artgleiche Paarungen aus nitrocarburienem Stahl (Habig, Chal1erjee-Fischer und Hoffmann , 1978). Schichten aus NickelPhosphor (galvanisch), Titancarbid (CVD) auf Stahl 42CrM04, CqC3 (CV D) und Molybdän neigen bei der Paarung mit Stahl X t55CrVMo 12-1 ebenfalls nicht zum Fressen .

9.11 Oberflächenschutzschichten

391

Ta b.9. 11 .4 Vcrrahrcnsbcdingungcn zum Autbringcn von Obcrf1l1chcnschulzschichlcn

Oberflächen· schutzschicht

Verfllhnmsbcdingungen Medium

Galva· nische Abschei· dung

Chrom

Nickel·Phosphor (fremdstromlos) Nickel·Siliciumearbid

Nickel·Phosphat·Dia· maut {fremdstromlos Thermo· Eisennitrid + Stick· chemische stoffdifTUlIionszone Behand· Eisenborid 1=, Chromcarbid Vandinearbid

CVD

Titancarbid Titannitrid Titanearbidll'itan· earbonitrid Titancarbidfl'itan· nitrid!Aluminiumoxid Chromcarbid Wolframearbid (Ni-P· Zwischenschicht. fremdstroml~

Titancarbid PVD (Sputtern) Titancarbonitrid Titanearbonitridl Titannitrid Titannitrid Chromnitrid PlasmaMolybdän spritzen Cromorid

Bad: 200 gII CrQs; 2,5 gll HzSO., 1=20 Ndm1 Bad: Natriumhypophosphit Sulfat· Bad pH=3,5 l=20Ndm 1 25 gIl SiC·Partikel Abscheidungsrllte: 10 loIm/min 23·28% Drllmat.Partikel Partikel ··ße:~m Salzbad (TFI, Degussa)

Temp. ·C

Dauer min 56

90 Anlassen: 390°C

120

60

Anlali8en: 350°C

'SO

70·120

880 980 1000

180 60 240

1000

240

1000 1000 1010 900 1000

240 240·360 6O·1SO 120

G., G..

1010 400

lSO·300 120·150

G.,

< 500

Pulver (Ekabor 2. ESK) 42CrMo4: X155CrVM:0121: Pulver 60% FeCr, 37% Al20~ 3% NH.Cl Pulver 60% FeV, 37% Al 20s 3% NH.Cl

Go, G., G., G.. G..

Tie: Ti(C,N):

Draht: 99% Mo, Acetylen CrQa, mittlere Korngröße 32 101m Aluminiumoxid A~0/I'i02 97/3%, mittlere Korngröße: 37 101m Wolframcarbid-Kobalt WG/CO 88/12%, mittlere Korngröße 37 m

Unter der Anlasstempo des StahlGrundwerkstoffes

9 Tribotechnische Werkstoffe

394 0Jl

.I"6~

Scheibe

x Xl55CrVmoI2!

"42CrMoio

"S 6-5-2

Schicht

~ Stift XI55CrVMo12! F, • 300M

1"

. o.3m/s Öl SAE 10 ohne Additive, T - 23

V

!

~06"

I 1

I I .

oe

I

I:: . ):, _.. :. 1] L1:

•

o

Bild 9. 11 . 11

Reibungszahl von I)aurungen aus Obcrllächcnschutzschichtcn mit Stahl X I 55CrVMo 121

TiC (CVO) und TiC (PYD) auf Stahl X I 55CrVMo 121 neigen dagegen zum Fressen, wie die hohen Reibungszahlen anzeigen. Bei der Paarung mit TiC (CVD) könnte die hohe Reibungszahl durch die hohe Rauheit bedingt se in, siehe Tabelle 9. 11.5. TiC (PVD) hat eine re lativ niedrige Härte, so dass möglichenveise die stöchiometrische Zusammensetzung nicht erre icht wurde. Die meisten anderen CVO- und PVD-$chichten haben ebenfalls anHinglieh oder permanent hohe Reibungszahlen, wenn Sie mit Stahl Xl55CrVMol21 gepaart werden, während die Plasmaspritzschichten sich trotz ihrer hohen Rauheitswerte günstiger verhalten. Die hohen Rauheitswerte sind bei diesen Schichten vor a llem durch Rauheitstäler in Form von Poren bedingt, d ie ftir das Reibungsverhalten weniger kritisch sind. Um den Einfluss der Rautiefe von harten Oberflächenschulzsch ichten näher zu untersuchen, wurden sie po liert, wodurch ihre Rautiefe vermindert wurde. Die Reibungs· und Versch le ißkurven der Paarung Stahl X l55CrVMo 121 gegen Ti(CN) ffiN(PYO) ohne eine Polierbehandlung enthält Bild 9.11.12. SdH'lbf 1,10 )/ IIN I PVO ) OU! XISSCrVfotol2 I Shit Gehor t~tpf l IS5(rVMoI2 1. 810 IfVIO

t'J .

SAE 10.

n 'c

Bild9. 11 . 12 Reibung lmd Verschleiß der Paarung Ti(C.N)fTi N (R a = 0.2 ~111 ) gegen X 155CrVMo121 8ronspruchuogsdOUl'r 1_

9.11 Oberflächenschutzschichten

395

Die anfanglieh hohe Re ibungszah l sinkt sehr schnell auf f = 0, 1 ab. Während dieser kurzen Periode wurde aber Stahl auf die TiN-Schicht übertragen, siehe Bild 9. 11.13. Ein weiterer Versuch wurde mit einer polierten Ti(CN)/TiN-Sch icht durchgeflihrt. Durch das Polieren nahm der Mittenrauwert Ra von 0,20 11m aufO,06 11111 ab. Infolge der niedrigeren Anfangsrauheit trat keine erhöhte Anfangsreibungszahl mehr auf, siehe ß ild 9.11.14; außerdem wurde der Verschleißanstieg verm indert.

8;ld9. 11.13 REM- und EDX-Aufrmhmen lIon Ti(C.N)mN Oberflächen nach Gleitbeanspruchung gegen Stahl X155CrVMol21

SthelD~

Stift

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II I C.~ I/IIN (PVO I DU! X155CrVMo12I GfllörfeW Xf55CrVMQI11. 81OHVIO SAE 10. n 'c

0.8'--- - - - -- -- --. Scheibe R" . 006 ~m no ch 1000m Gleltwey Sl il! W• • 0.0241mm l SthelDe W• • 0.OOO5mm1

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Bild 9. 11.14 Reibung und Verschleiß der Paarung Ti(C.N)fT·iN (Ra = 0.06 )1111) gegen X155CrVMo121

396

9 Tribotechnische Werkstoffe

Der planimetrische Verschleißbetrag der Paarungen Stahlprobekörper und Oberflächenschutzsch ichten ist in Bild 9. 11.1 5 aufgetragen. Dabei wurden nur die Paarungen berücksicht igt, deren Reibungszahl f = 0, 1 erreichte. Aus den Ergebnissen können die folgenden Schlussfolgeru ngen gezogen werden: Die Oberflächenschutzschichten unterl iegen einem geringeren Versch leiß als die Slahigegenkörper; Ausnahme Ni-P. Eisenborid und die CV D-$chichten auf X 155CrYMo 12 1 haben einen sehr niedrigen Verschleiß, der unter der Messgrenze liegt. Der Verschleiß dieser Oberfiächenschulzschichten auf Stahl 42CrM04 ist deutlich höher. Der Verschleiß der Slah igegenkörper nimmt bei den thermochem isch behandelten Stählen mit ste igender Härte der Oberfl ächenschutzschichten zu .

Grundwerkstoff:

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Schich t :

Bild 9. 11 . 15

VCrscillciß

VOll

ObcrfllichcnschlHzschichtcn und Gcgcnkörpcrn aus X 155CrVMo 121

Da d ie meisten Oberflächenschutzschichten härter als Stahl X 155CrVMo 121 sind, ist es wahrscheinlich, dass sie auf dem Stahlgegenkörper abrasiv wirken. Die Abrasion sollte durch eine Reduzierung der Rautiefe eingeschränkt werden. Daher wurden einige Schichten nachpoliert. Die Ergebn isse ze igen vor allem bei den harten carbidischen Oberflächenschutzschichten mit abnehmender Rautiefe eine starke Verminderung des Verschleißes, siehe Bild 9. 11.16. Bei der Boridschicht ist der Rauheitseinfluss nicht so stark. Bei dem nitrocarburiertem Stahl mit einer relat iv weichen Eisennitridschicht wirkt sich eine Verminderung der Rautiefe überhaupt nicht auf den Verschleiß aus.

9.11 Oberflächenschutzschichten

397

Sill\. X155 CrVI10 121. SlO HV 10. RIo 1.5 ~m Scheibe: Oberlliichenschutzschichlen aul Stahl )l(rNaV 9 Öl SAE 10. 23 oe. f w 300N. v • 0.3m/s. s • 2000 m 0

Cr,C,(CVO)

1

0'

~ 0,3

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TiC ( CVD )

WlICV01- Ni

Bild 9. 11 . 16 Einfluss der Rauheit von Obcrilliehensehlllzsehichtcn aufdcn Verschleiß

Das Borieren leidet durch die hohen Behandlungstemperaturen unter denselben wirtschaftlichen wie ökologischen Problemcn wie das Vanadicrcn, deshalb verdrängten teilweise Keramiken aus SiC und B4C das Borieren. Bei beiden Verfahren werden aber Anstrengungen beobachtet, die Behandlungstemperaturen auf 500-600 °C zu senken, so dass typische Nitriertemperaturen erreicht werden, dic .,verzugsfreie'· Behandlungen zulassen (Hunger, 1997). Weiterhin wurdcn Paarungcn dcr Obcrflächcnschutzschichten mit Ah03 untersucht. Auch hier lassen sich bezüglich der Reibungszahl drei Gruppen unterscheiden: f = O, I; 0,1 < f < 0,3; f > 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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o42C,rHo4

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Schicht

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Öl SAE l Olohne Add1tire , T-23 0C

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Xl55Cr VMo 121

Stift A1 20 3

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Schicht :

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Bild 9. 11 . 17

Reibungszah l \'on Paarungen aus ObcrfHchcnschulzschichtcn mit A120)

Der Verschleiß der Paarungen mit niedriger Reibungszahl ist in Bild 9.11.18 wiedergegeben. Es lassen sich folgende Feststellungen tretTen: Die Gegenkörper aus AI20J unterliegen einem geringeren Verschleiß als d ie Gegenkörperaus Xl55CrVMol21 (vgl. Bi ld 10.9.15). Der Verschleiß der Oberflächenschulzschichten wird d urch die Alz03-Gegenkörper erhöht. Das beste Verschleißverhalten hat d ie Paarung AI20)/E-Fe~N mit sehr niedrigem Versch le iß des E-Fe.~N und einem n ichl messbaren Verschleiß des A120J. Ein unter der Messgrenze liegender Verschleiß des A120) wurde auch fLir die Paarungen mit Ni-SiC, (Cr,Fe)7C3 und CrN beobachtet. Ni-P und Ni-SiC werden durc h AI20J stark verschlissen. Die Paarung AI20Ji' WC-Co fallt durch einen besonders hohen Verschleiß des AhO) aus dem Rahmen.

9.11 Oberflächenschutzschichten

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Grundwerkstoff der Scheibe ' I XISS(rVMolll

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Bild 9.11.18

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399

1 s 6'0 ' 1 '" -- ~NW :E<~;I:

, Plasmaspritzen

Verschleiß von Obcrlla(':henschulzschi(':hten und Gegcnkörpcm
Furchu ngs\'e rsch leiB

An den vorangehend beschriebenen Oberflächenschutzschichten wurden mit dem Schleiftellerverfahren Furchungsversch leißuntersuchungen durchgefLihrt, siehe Bild 9. 11.19. Die Beanspruchung erfolgte durch Schleifpapiere aus Fl int. Korund und S iliciumcarb id und teilweise auch durch Diamantschleifscheiben.

SCheifPO';P~i':'_===~:!!:~

Bild 9. 11.1 9

Bedingungen von FurchungsvaschleißuntersudlUngcn. FN = 17N. p = O.OI9Nmrn- 2. nt = 125 min- 1. n2 = 3min- 1

400

9 Tribotechnische Werkstoffe

Der Verschleiß der galvanisch abgeschiedenen Sch ichten ist in Bild 9.11.20 dargestellt. Bei der Beanspruchung durch Flint-Körner liegt nur der Verschleiß der ausgehärteten NickelPhosphorschichten und der elektrolytisch abgeschiedenen Nickelschichten in der Verschleißhochlage. Hiermit werden Untersuchungen von Wellinger, Uetz und Gürleyik (1968) sowie Wiegand und Heinke (1970) bestätigt, nach denen sich bei Furchungsbeanspruchungen der Versch leiß durch eine Aushärtung nicht vennindern lässt. Die die Aushärtung bewirkenden

harten Phasen sind zu klein, um den Abrasivkömern eine Widerstand entgegenzusetzen.

11

I ""

Schlpilteltpr -Vprlohren : Körn uf'l] 220 ,0-19 kPo: t. Jmin

10

Ni-P. tremdslromlos. ausgehörlet o

Bild 9. 11 .20 Furchungsvcrschlciß galvanisch abgcschiedcncr Schichlcn

Einem ähnlich hohen Verschleiß wie fremdstrom los abgeschiedene Nickel-Phosphorschichten haben auch elekrolytisch abgeschiedene Glanwickelschichten. Chrom- und Nickel-Siliciumcarbid-Schichten zeigen ein vergleichsweise günstigeres Verschleißverhalten: niedrigen Verschleiß bei der Beanspruchung durch Flintk6mer, hohen Verschleiß bei der Beanspruchung durch Korundkörner. Nickel-Phosphor-Diamantschichten zeichnen sich durch einen niedrigen Verschleiß bei allen Abrasivkörnern aus. Der Verschleiß der untersuchten thermochemisch gebildeten Oberflächenschutzschichten ist bei der Beanspruchung durch Flintkörner durchweg niedrig, siehe ßild 9.11.21. Bei der Beanspruchung durch Korundkörner steigt der Verschleiß der nitrocarburierten Stähle mit €-Fe.~N-Schichten in die Hochlage an. Dieser Anstieg lässt sich auch durch die Verwendung von legierten Stählen als Grundwerkstoffe nicht vermeiden, obwohl der Verschleiß mit zunehmendem Gehalt an Nitridbildnern abnim mt (Habig und Van Li; 1982). Der Verschlei ß der (Cr,Fe)7C3-Schicht beginnt bei der Beanspruchung durch Korundkörner in die Hochlage anzusteigen, während Eisenborid- und Vanadincarbidschichten nach wie vor in der Verschleißtiellage bleiben. Erfolgt die Beanspruchung durch noch härtere Siliciumcarbidkörner, so befindet sich nur noch die Vanadincarbidschicht in der Verschleißtiellage. Der Verschleiß der Plasmaspritzschichten ist in Bild 9.11.22 zusammengefasst. Wegen der verfahrensbedingten InllOm ogenitäten dieser Schichten sind die Verschleißbeträge relativ hoch. Am günstigsten verhält sich die WC-Co-Schicht, deren Verschleiß nur wenig mit steigender Abrasivkomhärte zunimmt.

9.11 Oberflächenschutzschichten

401

100,-- - - - - - - - - - -- - - , Sc hleil tell er - Verlohfen Körnung: 220 p.1 9 kPo 1·3min Grun dwerksloff

42 Cr Mo 4

• fl int

Korund

Siliziumcorbid

Hörle des or.greitenden Minerols_

I ~_

Bild 9. 11.21 Furchungsve rsehleiß von thermochemisch behandeltem Stahl 42CrMo4

60,-------------, pm 50

Sc tltel! teller -Ver1otlren Korroog: 120

LO

I. Jmin

p.19kPo

~ JO

-

10

A1uminiumaxid

>

10 Wollromcarbid- Kabo!1 0L-__~~~~~~==L-J

F!inl

KorulMl

Hörte dP5 on!1eifenlk>n Minerols _

Siliziumoorbö

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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Bild 9.11.23

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0

T,C leVOI

~ T,C IPVO}

OiomantKhltifscneibt, 20 101m p: 19kPo, t: 30" bzw. 60 H

A

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f

TIN I(VOI

B

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o

F

Grundwttkstoff,

A,e1.5 6: 1.2et1104 C:l00(t6 O, X15SerVI10121 E:56-S-2 F : Xl0(tNiTi189

TIN tPVO}

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

f = O, 1 f < 0,3HO, 1 f > 0,3 HO.] f < 0.3

++ +

Planimetrischer Verschleißbetrag bei Gleitbeanspruchungen

Wq S Wq = Wq = Wq =

++ +

Furchungsversch leiß

Versch leißt ieflage Anstieg in die Verschleißhochlage Versch leißhoch lage

104 mm 2 10·3 mm 2 10-2 mm 2 10-1 mm 2

o o

+

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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OlJerßlic]lellzenilllll1lg

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· · · · · · · · · · · · · · · · ·

9.12 Polymere Werkstoffe

405

9. 12 Polymere Werkstoffe Polymere Werkstoffe besitzen einige Eigenschaften , die Hir tribologische Beanspruchungen günstig sind:

-

niedrige zwischen molekulare Bindungskräfte (Dispersionskräfte, Dipolwechse1wirkungen, Wasserstoflbrückenbindungen), dadurch niedrige Adhäsions- bzw. Reibungskräfte hohe Korrosionsbeständigkeit, dadurch Einschränkung tribochemischer Reaktionen hohe Schwingungsdämpfung.

Dem stehen einige nachteilige Eigenschaften gegenüber: -

geringe Härte, dadurch niedriger Widerstand gegen Abrasion starke Abnahme der Festigkeitseigenschaften mit steigender Temperatur; dadurch Zunahme des Verschleißes mit steigender Temperatur oder Beanspruchungsgeschwindigkeit geringe thermische Leilfah igkeit, so dass die Reibungswäntle nur wen ig über den polymeren Reibpartner abgeleitet werden kann.

Zur Erhöhung der thermischen Leitfahigkeit und des Verschleißwiderstandes sowie zur Erniedrigung der Reibung werden den Polymeren Füllstoffe zugesetzt, s iehe Tabelle 9.1 2.1 . Ta b. 9. 12. 1 Füllstotlc Hir polymere Werkstotlc zur Verbesserung des Iribologisehen Verhaltens (Laneaster.1973) Erhöhung der thermischen Leitfähigkeit

Erhöhung des Verschteißwiderstandes

~ibung

Erniedrigung der

Cu-Sn·Legierungen

Glas

Graphit

Silber

Graphit

Molybdändisulfid

Graphit

Glimmer

Polytetrafluorethylen

Metalle u. MetaUoxide Keramik Textilfasern (Asbest)* *wegcn der Gesundheitsschädlichkeit nicht mehr zu verwenden

Nachfolgend sollen Gleitreibung und -verschleiß von folgenden Paarungen behandelt werden: Polymer/Polymer Polymer/Stahl gefillhes Polymer/Stah l.

406

9 Tribotechnische Werkstoffe

Dabei stehen die themlOplastischen Kunststoffe im Vordergrund . Ausflihrliehe Darstellungen des Iribo logischcn Verhaltens von Polymeren geben Erhard nd. Strick le (1974, 1978); Uetz und Wiedemeyer (1985); Friedrich (1986); Friedrich, Stoyko lind Zhong ( 1986 und 2005) sowie Sinha und Briscoc (2009).

Polymer/Polymer Die Reibungskraft FI{ wird häufig in eine Adhäsiollskomponente FAd und eine Deformat ionskomponente FDr aufgeteilt (z. B. Briseoe, 1986). Beim Dominieren der adhäsiven Komponente kann die Reibungszahl mit der Adhäsionsarbeit Wab der Gleitpartner verknüpft werden (Erhard, 1980), die durch folgende Beziehung gegeben ist (siehe Abschnitt 3.2.1):

Wab =1'" + Yb -Y,1b Ya, )O: Oberflächenenergien der Gleitpartner Yab: Grcnzflächenenergie der Gleitpal1ner Entsprechend der Wirkung von Dispersionskräften und Dipolwechselwirkungen kann die Oberll ächenenergie in einen dispersen und polaren Anteil aufgespalten werden:

Nach Owens und Wendt (1969) kann dic Adhäsionsarbeit W'1b bci Kcnntnis der po laren und dispersen Oberllächenenergieanteile der Gleitpartner durch folgende Beziehung abgeschätzt werden:

Nach Wu ( 1973) gilt folgende Beziehung: _4 Yad ·Ybd+4 Y/·YbP W"b d < Yad+Yb YaP+Yb P Die polaren und dispersen Oberflächenenergieanteile eines Polymers lassen sich aus Randwinkelmessungen mit mindestens zwei Test tl üssigkeiten bekannter Oberllächenenergieanteile bestimmen, wobei d ie Young'sche Gleichung angewendet wird: YSL =YS-YL·cos8 YSL : Ys: YL : 0:

Grenzflächenenergie fest/fl üssig Oberllächenenergie des Festkörpers Oberflächenenergie der Flüssigkeit Randwinkel

Tabelle 9.1 2.2 enthält eine Zusammenstellung der Oberllächenenergien von Polymeren, die nach dem von Owens und Wendt (1969) angegebenen Verfahren ausgewertet wurden. In Tabe lle 9.12.3 ist eine Zusammenstellung der Oberflächenenergien nach der von Wu (1973) angegebenen Methode enthalten.

408

9 Tribotechnische Werkstoffe

Tab. 9.12.3 Obcrnächcncncrg icn vo n Polymeren (Wu. 1973)

energie -+

T,

Polymerwerkstoff J,

T,

T_ [Nm/rn)

T

35,0

0,7

35,7

T

T_

Potente u. Krüger (1978)

Wu (1973)

Erhard (1980)

Oberflächen-

[Nm/mI

HDPE pp

PQM PA6 PBTP SAN PMMA PVC PS

36,8

11,1

47,9

39,2

15,4

54,6

39,4

.,'

T_ [Nm/rn)

T

25,8

1,3

27,1

25,6

12,7

38,3

27,1

',0

31,1

25,7

14,6

40,3

26,0

11 ,3

37,3

23,3

5,7

29,0

27,3

6,0

33,3

48,8

7,7

47,2

39,6

11,7

51,3

39,0

12,7

51,7

39,5

T,

29,8 33,8

11,6

6,.

41,4

40,7

pe

Hervorzuheben ist die niedrige Oberflächenenergie des Polytetrafluorethylens (PTFE), das keinen pol aren Antei) aufweist. Auch bei Polyethylen (HP PE, LDPE) ist der polare Anteil der Oberflächenenergie sehr niedrig. Di ese Stoffe bezeichnet man auch als unpolar bzw. schwach polar.

Trägt man die dynamische Reibungszahl tiber der aus den Oberllächenenergien ermittelten Adhäsionsarbeit auf, so erhält man Kurven, wie sie in Bild 9.12.1 exemplarisch flir Paarungen von Polyamid (PA6) mit Gegenkörpem aus unterschiedlichen Polymeren dargestellt ist. Danach besteht ein exponentieller Zusammenhang zwischen der Reibungszahl und der Adhäsionsenergie, was durch Untersuchungen von Czichos und Feinle (1982) bestätigt werden konnte. 1A PAS/PA

1.2 ~

<

~

Anpassung: l.l = 0,12" 4,8' 10-6 · eO,13 ' w

•~ 08 ,< 0.6

~

~

• OA ~

..... 8

~

PTfE.1PTFE

0.2 0 30

40

50

60

70

80

90

100

Bild 9. 12. 1 Reibungszahl in Abhängigkeit von der Adhäsionsllrbeit der Glcitpllrlm::r (Erhllrd. 1980)

409

9,12 Polymere Werkstoffe

Bi ld 9, 12,2 zeigt das Reibungs- und Verschleißverhahen der Paarungen POM/PA6 und POMlHDPE (Erhard, 1987), Der Panner mit der größeren Kohäsionsenergie weist einen niedrigeren Versch leiß als der Panner mit der kleineren Kohäsionsenergie auf. Ring-Ring-Syslfm uO,I2f11/s, TRQ Um

1

0, 6

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2

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Bild 9, 12,2

0,1

0,5 Nlmm l 0,7 mitlitte Fliichfl1prt!uul1g ji _ 0,2

0,3

0,4

0, 2 0

o

;:Y

0,1

/

0,2

hOPElS261Z1

','I PjIHZ3(OI 0,1

0,4

0,5 N/mm l 0,1

II\Iltltte Flöchenptnsung

P-

Reibung und Verschleiß der Glei tpaarungen POM/PA6 und I"ÜMII IDPE (Erhard. 1987)

Polymer/Stah l Polymer-Stahl-Paarungen werden vielfach fiir ungeschrniene. wanungsfreie Gleitlager e ingesetzt (siehe Kapitel 11.2.1). Das Reibungs- und Versch leißverhalten hüngt wesentl ich von den Größen des Beanspruchungskollektivs sow ie von der Rauheit des Slahlpanners ab. Eine Übersicht zum Reibungs- lind Verschleißverhalten von KunstofTen gegen Stahl unter trockenem Glcitverschleiß gibt Hachmann (1973), siehe Tabelle 9. 12.4.

410

9 Tribotechnische Werkstoffe

Ta b. 9. 12.4 Rcibungswcnc lmd Vcrschleißratcn von ungeschrnienen Kun ststolli'Stahl Paarungen bei 40 °C (16MnC r5. 5211RC. R1=2 ~m. mittkrc Fllichcnprcssu ng 0.05 MPa. v=0.6 m/s) aus Eyac r. 1-1inh und Elsncr (2008) cntnommcn. Kun ststoff

Glcilrcibwcrl

Glcitvcrsch1ciß

Polyamid 66 PolY'l1nid 6 Polyamid 6 (in situ Polymcr) Polyamid 610 Polyamid 11 Polycthykntcrcphthalat Acctal-Ilomopolymcr Acctal-Copolymcr Polypropylen PE-l ID (hochmolekular) PE-l ID tnicdcmlOkkular) PE-LD Polytctrafluorcthylcn PA 66 + 8 % PE-LD Polyacctal + PTFE PA 66 + 3 % M05 2 PA 66-GF 35 PA 6-GF 35

0.25 ... 0,42 0,45 0.38 0.36 ... 0,43 0.36 ... 0,44 0.32 ... 0.38 0.54 0.34 0.32 0.30 0.29 0.25 0.58 0.22 0.19 0.21 0.32 ... 0.35 0.32 ... 0.36 0.30 ... 0.35

0.09 0.23 0. 10 0.32 0.' 0.5 4.5

...

'9

11.0 1.0 4.6 7.4 21.0 0. 10 0. 16 0.7 0. 16 0.28

Wie die Reibungszahl von der Flächenpressung, der Gleitgeschw ind igke it und der Temperatur beein flusst werden kann, ist in Bild 9.12.3 am Beispiel der Paarung PTFE/Stahl wiedergegeben (vgl. Kapitel 8.2.1). Danach nimmt die Reibungszahl dieser Paarung nur bei niedrigen Gleitgeschwindigkeiten und hohen Flächenpressungen niedrige Werte an . Unter diesen Bedi ngungen bildet sich auf dem Stahlpartner ein relativ gleichmäßiger dünner PTFE-Fi lm . Bei höheren Gleitgeschwindigkeiten, wie sie in vielen tribotechnischell Systemen zu erwarten sind, liegt die Reibungszahl dagegen im a llgemeinen zwischen f = 0,2 und DA. Hierbei können größere PTFE- Partike l adhäsiv auf den Stahlpartner übertragen werden. Die höhere Temperatur ist mit e iner niedrigeren Reibungszahl verknüpft, we il die Scherfestigkeit des PTFE abnimmt.

9.12 Polymere Werkstoffe

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411

PTFE-Ste hI100Cr6 R.-0.03jJ.m Umgebungsmedium: synth. Luft

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To~"Z3°C

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0,2

Bi ld 9. 12.3 Rcibungszahl einer PTFE-Stahl-Gleitpaarung (Minrnann und Czichos. 1975)

Die Abhängigkeit der Reibungszahl etnlger weitere Polymer-Sta hl-Gleitpaarungen von der Flächenpressung ist in Bi ld 9.12.4 wiedergegeben (Erhard und Strickle, 1974). Bei kleineren Pressungen bildet sich auf dem Stahlpartner noch kein Polymerfilm, so dass die Reibung hoch ist. Der Abfall der Re ibungszahl mit zunehmender Pressung ist auf die Bildung eines Po lymerfilmes zurlickzufiihren . Ist dieser Fi lm d iskontinuierlich, so können stick-slip- Prozesse in Ersche inung treten. Mit we iter zunehmender Pressung erhöhen Abrasionsprozesse die Reibung. Geg"",kiirptr, stcM. 5~ -56HfK optimale Rauhe it

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5.0Nlmm 15

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Bi ld 9.12.4 Reibungszahl von Polymcr-StahlG1citpaarungcn in Abhiingigkeit von der Flüchenpress ung (Erhard und Stricklc. 1974)

Der Verschleiß nimmt meistens linear mit steigender Pressung zu, siehe Bild 9.12.5. Beim Überschreiten e iner kritischen Belastung kann der Verschleiß katastrophal ansteigen wie z. B. bei den Paarungen LDPE/Stahl und PMMA/Stah i (Ha lach, 1975).

412

9 Tribotechnische Werkstoffe 100r----,r--,--~~--~~~--_,

Polymer/S tahl

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HO-PE

1000 FliichenpreS$ Ul19 P

-

N/cm 2

1500

Verschleiß von Polymeren in Abhängigkeit VOll der Pressung

(Lancaster.1973)

Der Einfl uss der Geschwindigkeit auf das Reibungs- und Verschleißverhalten ist komplex. Einerseits sind zeitabhängige Einflüsse von Wichtigkeit, andererseits ist die mit steigender Geschwind igkeit stark zunehmende reibbedingte Temperaturerhöhung von Bedeutung. Häufig werden Maxim a der Reibungszahl in Abhängigkeit von der Gleitgeschwindigkeit beobachtet, deren Lage von der Temperatur abhängt (Uetz und Wiedemeyer, 1985). Die thermischen Belastungsgrenzen von Polymeren sind aus Bild 9. 12.6 erkennbar. Danach kann PI bis zu besonders hohen Temperaturen beansprucht werden. Von großem Einfluss auf die Reibung und den Verschleiß von Polymeren ist die Rauhe it des Stah l-Gegenkörpers (Lancaster und G ihrow, 1970; Erhard und Strickle, 1972; Czichos und Fein le 1982). In vielen Fällen wird ein Bereich einer optimalen Rauheit beobachtet, in dem Reibungszahl und Verschleißrate minimale Werte annehmen . Ist die Rauheit niedrig, so dominieren adhäsive Reibungs- und Verschleißprozesse. Bei großer Rauheit herrschen defonllat ive und abrasive Prozesse vor. Dabei hängt die Lage des Reibungs- und Verschleißminimums von den Beanspruchungsbedingungen ab.

9.12 Polymere Werkstoffe Gegen~örpf'r:

p:O.l Nlmm 2

413

Stahl

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Reibungszahl und Versehleißratc \"on Polymercn in Abhängigkeit \'on der TcmpcraluT (Erhard und Strieklc. 1974)

Stifl- 5cheibe- System Sctleibe: Slah l100 (r6H p: 1 Nfmm2, v=O,5 mfs. TRum

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1.6

211

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Gemiltelle Rauhliefe R~ -

Bild 9.12.7 Rcibungsz,lhl und Verschkißratc der Paarung IIDPEJSlahl in Abhlingigkci! von der R,lUlicfe des St,lhl p,lrtners (E rhard. 1987)

414

9 Tribotechnische Werkstoffe

In Bild 9.1 2.7, Bild 9.1 2.8 und Bild 9. 12.9 sind die Reibungszahlen der Paarungen HDPE/· Stahl, rOM/Stahl und PA/Stahl fUr zwei unterschiedliche Flächenpressungen in Abhängigke it von der Rauheit des Stah lpartners wiedergegeben (Erhard, 1987). Bei der Paarung HOPE/Stah l sind wegen des niedrigen polaren Oberflächenenergieantcils von HOPE die adhäsiven Wechselwirkungen mit g latten Stahloberfl ächen nur gering, so dass die Reibungszahl niedrige Werte annimmt. Mit zunehmender Rautiefe wird die Reibungszahl info[gc des größer werdenden DefoTm 3tionsante iis erhöh\. Bei ei ner Pressung von 8 N/mm 2 steigt die Reibungszahl mit zunehmenden Rautiefen weniger als bei einer Press ung von 1 N/mm 2 an. Dafiir dürfte ei n pulvriger Abrieb verantwortlich sein, der unter der hohen Pressung be i Paarung mit rauen Oberflächen in großen Ausmaß anfallt und eine "sc hmierende" Zwischellschicht bildet.

Bei der Paarung POM/Stah l sind die Reibungszahlen bei niedrigen Rauheiten des Stahlpartners höher als bei der Paarung HOPE/Stah l, siehe Bild 9.12.8. rOM besitzt e inen hohen polaren Bindungsanteil, wodurch adhäsive Wechselwirkungen mit dem Stah lpartner begünstigt werden. Mit zunehmender Rauheit werden die adhäsiven Wechselwirkungen eingeschränkt, wodurch die Reibungszahlen em iedrigt werden. Aus der Zunahme der Verschleißrate mit steigender Stahl rauheit kann auf ein Anste igen der defonnativen Komponente geschlossen werden. Stift-Scheibe-Systelll

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Scheibe: Stohl100Cr6H p: 1 Nlmm1, y:O,S m/s. TRGutn

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Gemillelte RouMiefe R, -

2.a

Bild 9. 12 .8 Reibungs/.ilhl und Yerschlcißrate der Pa,lrung l'üM/St
9.12 Polymere Werkstoffe

415

PA66 hat aufgrund seiner Fähigkeit zur Wasserstoffbrlickenbildung einen stark polaren Charakter, so dass die bei Paarung mit glatten Stahloberflächen gemessenen hohen Reibungszahlen verständl ich sind. Bei kleinen Flächenpressungen nimmt der adhäsive Anteil mit zunehmender Rauheit ab, ohne dass der defonnative Anteil wesent lich ansteigt. Bei hohen Flächenpressungen deuten die Zunahme der Verschleißrate und das Durchlaufen eines Minimums der Reibungszahl dagegen ein Ansteigen der deformativen Komponente an.

I

Stift-Scheibe- System Sc hei be: StohllOO(r6 H p: 1N/m m2 lo); p: 8,8N/mm 2 Ib) y: O,S m/s, TRllum

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Gemittelte Rouhtiefe Rr

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Reibungszahl und Verschleißrate der Paarung PA66/Slahl in Abh~ingigkeit von der Rautide des Swhlpartncrs (Erhard, 19M7)

Erhard (1987) konnte weiterhin ze igen, dass die Wirkung einer Fetlschmierung von Po ly merStahl-Gleitpaarungell auf die statische Reibungszahl von der Polarität der Polymere abhängt. Die unpolaren Polymere HOPE und PTFE zeigen bei Paarung mit glatten Stahloberflächen wie schon erwähnt - nur schwache adhäsive Wechselwirkungen, die durch eine Schm ierung nicht mehr verm indert werden. Daher wird die statische Reibungszahl durch die Fettschmierung nur wenig beeinflusst. Mit zunehmender Polarität (POM, PA) nahmen die adhäsiven Wechselwirkungen zu, so dass eine Schmierung zu einer deutlichen Abnahme der Reibungs-

416

9 Tribotechnische Werkstoffe

zahl fiihrt , wenn als Gleitpartner glatte Stahloberflächen verwendet werden. Bei größerer Rauheit des Stahlgegenkörpers übenviegl der defonnative Antei l der Reibung, wodurch vor allem

bei den unpolaren Polymeren die statische Reibungszahl deutlich erhöht wird. Die Schm ierung beeinflusst hierbei die Reibungszahl meistens nur wenig. Bezüglich des Verschleißverhaltens von Polymeren, die durch rauhe Stahloberflächen beansprucht werden, so dass abrasivc bzw. defomlative Prozesse dominieren, konnte von Czichos

und Fein le ( 1982) eine Beziehung entwickelt werden , in der der Verschleißkoeffizient k mit der Reibungszahl f und der Reißfestigkeil Oß der Polymere verknüpft ist:

In Bild 9.12.10 sind die Ergebnisse von Verschleißuntersuchungen wiedergegeben, die sich mit dieser Beziehung recht gut korrelieren lassen. Auffallend sind die unter diesen Bedingungen (Stahloberfläche Rz = 1 ~Im) gemessenen niedrigen Verschleißkocmzienten von Polyimid und d ie hohen Verschleißkoemzienten von PTFE und HOPE.

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Bild 9.12.10 Verschleiß vo n Pol ymeren bei Paarung mit Slahlglcilpartnern (Czichos und Feinlc. 1982)

9.12 Polymere Werkstoffe

417

GefUlIt cs Polymer/Sta hl (und Ke ra mik) Zur Verminderung des Versch leißes ist es in vie len Fäll en notwendig, den Po lymeren Flillstoffe wie Glasfasern oder Graphit zuzusetzen. Daneben werden häufig reibungsmindernde Zusätze ~ vor allem PTFE zugesetzt, siehe Tabelle 9. 12.1. T a belle 9.12 .5 gibt eine Überblick über den Einfluss unterschiedl ieher Füllstoffe auf das Re ibungs- und Verschleißverhalten von Polyamid (PA66). Durch die Füllstoffe werden Reibungszahl und Verschleißkoeffizient deutlich gesenkt und die zuläss ige p. v-Werte angehoben. Die Flillsto ffe sollten e inen gewissen Volumenanteil ~ häufig 20 .. . 30 % ~ nicht überschreiten, da sonst der Verschleiß wieder ansteigt. Durch Glasfasern kann der Versch le iß stärker als du rch Glaskugeln verm indert werden (Friedrich, 1986). Eine unterschiedliche Orientierung der Fasern wirkt sich nach bisherigen Untersuchungen offenbar nur wen ig auf Reibung und Verschlei ß aus (Czichos und Feinle, 1982; Friedrich, 1986).

Ta b.9. 12.5 Eintluss vo n FilII stoffen auf das Reibungs- lind Vcrschlcißverhahen vo n Polyamid-StahlP:l:lrungcn (Fricdrich. 1986) Nr. Ma terilll

R<)ibun~s .

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=0.05 m S·l

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0.105

0.088

0.088

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0.31

1.5 x 1(}6

0.438

0.350

0.263

3

PAS.6 + 30% CF

0.20

4 x 10.7

0.735

0.945

0.280

4

PAS.6 + 18% PTF E + 2% Silicon

0.08

1.2 x 10.7

0.490

1.050

0.420

PA 6.6

0.1 4

1.8 x 10.7

0.595

0.700

0.665

PA 6.6

0.11

1.2 x 1(}7

1.0 15

1.505

0.700

5

6

+ 30% GF + 13% PTFE + 2% Silicon + 30% CF + 13% PTFE + 2% Silicon

Re inicke und Friedrich (Reinicke, 2000) fanden filr kurzglasfaserverstärktes Polyamid-46, dass sich d ie Z ugabe von PT FE noch verbessernd auf Reibung und Verschleiß auswirken und dass die Druckfestigkeit der verstärkten Polymere eine bessere Korrelation zum Verschleißverhalten ergeben als die Bruchdehnung oder Zugfest igkeit. Je nach Füllstoff resul tiert eine mehr oder weniger starke Abhängigkeit von Reibung und Verschleiß von der Rauheit der Stahl scheibe. Anhand der Ergebnisse in Bild 9. 12. 11 und Bild 9.12. 12 kann man sehen, dass nicht filr alle Polymerwerkstoffe ein günstigeres tribologisches Verhalten resultiert, wenn versucht wird den Stahlreibpartner so g latt wie möglich zu machen. Es sche int eine optimale Rauhe it zu geben (Sanlner, 1989). Das Polyamid (A3 R) mit sogenanntem .,antifriction modifier'· als Füll stoff zeigt d iese Tendenz, während fUr das Polyamid mit Kohlenstofffasem (KR4290) die Reibung nahezu unabhängig von der Rauheit der Stahl-

418

9 Tribotechnische Werkstoffe

scheibe ist und der Verschleiß bis zu kleinsten Rauheiten mit abnehmender Rauheit abnimmt. Das Polyimid mit GraphitfUliung ( PJ 508) und das Polyctherctherketol1 (PEEK) ze igen nur geringe Abhängigkeit der Reibung von der Rauheit, jedoch deutliche Abhängigkeit rur den Versch leiß.

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2

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Rauheit Rz [IJm\ der Slahlscheibe Bild 9.12. 11

Reibungszahlen \'on Pol ymcrwcrkstofTcn al s Funktion der Rauhcitcn der Stahlgcgcnkör-

pcr(IOOCr6)

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II-Iml der Stahlscheibe

Nomlierte Yerschleißralen von Poly merwcrkstofkn al s Funktiun der Rauhciten dcr St;lhlgegenkörpcr (I OOCr6)

9.12 Polymere Werkstoffe

419

Die Pressungsabhängigkeit der Reibung von Polymenverkstoffen gegen Stahl kann durch Füllstoffe beeinflusst werden. Die Versuche wurden mit Rauheiten der Stahlscheiben von RI. '" 0,3 ~t m du rchgefiihrt . Die Pressung wurde sowoh l durch Erhöhen der Normalkraft, bei konstantem Stiftdurchmesser, als auch durch Reduktion des Stiftdurchmessers, bei konstanter Normalkraft, variiert. Das mit e inem ..antifriction modifier" gefullte Polyamid zeigt eine deutliche Zunahme der Reibung mit abnehmender Pressung, siehe ßild 9. 12.13. Diese ist bei kleinen Gleitgeschw indigkeiten besonders ausgeprägt und fiihrt dort zum Ruckgleiten. Keine Pressungsabhängigkeit der Reibung fur die gleichen Testbedingungen zeigen Polyamid mit KohlenSlOflTasem ( KR4290) und Polyimid mit Graphit (P I508), wie aus Bild 9.12.14 zu erkennen is1.

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3,5

Kontaktpressung [N /mm1 Bild 9.12 . 13

Reibungszahlen der I'o lyarnidgleitpaarungcn mit Reibminderer (A3R) auf Stahl (1 OOCr6) als Funktion der Koruaklpress ung

Die Hochtemperatur-Polymere PI, PAI und PEEK weisen auch fur relative hohe pv-Werte noch akzeptable Verschleißwerte auf(Lin Ye, 1992; Undenvood, 2002). Auch gegen Ingenieurkeramik (Si3N4) ergaben sich unter ungeschmierter Gleitreibung mil verstärktem Polyam id-66 sehr kleine Versch leißkoeffizie1l1en unler 10-7 mm 3fN m (Bild 9.12.15), die auch über lange Gleitwege (18 km) erhalten blieben (eigene Messungen). Es iSI zu vermuten, dass sich aufgrund der hohen Härte der Keramik die optimale Rauheit während der Reibbeanspruchung nichl verändert lind auch Polymerliberträge im Vergleich zu Paarungen mit Stah l weniger Einfluss auf das tribologische Verhalten haben.

420

9 Tribotechnische Werkstoffe 0,6

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0,5

Kontaktpressung [NJmm

Bild 9.1 2.14

1,O E~3

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--tr-!(KR4290. 20N) v =0,15 mmls

---'-f(KR4290, 20N) v= 0,001 mm/s

.. 0·· !(PI50S. SN) v=0.15mmls

.. • .. f(PI508, SN) v:O,OOlmm/s

··0·· !(PI50S, ION) v=0,15mm/s

.. • .. f(PI508, 10N) v::O.OOlmmls

•. :6. .. f{PI50S, 20N) v::0.15mmls

.. .. .. f{PI50S, 20N) v::O.OOlmmls

Rcibungs7.ahkn tier Glcitpaarungcn PA+ Kohlen stolTfase rn und PI+Graphit auf Stahl IOOCr6 als Funktion der KOlltaktpressung

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0.04 11m

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2

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HIP. 51,N.

51~N.·TIN (EOM)

~, 1.0E-Ol ~

J t.OE~8 I,OE-09 PA 66

Bild 9. 12. 15

~

C-Faser

PA 66 + Graphit

PA66~lFX

PTFE

Nornlierte Vcrscllleißraten von l'ol)' l11erwer\.:stoffell beim Gleiten auf Keramik (Si3N4)

9.12 Polymere Werkstoffe

421

In letzter Zeit werden den Kunststoffen zunehmend oxidische oder kohlenstoflbasierte nanoskopische Füll stoffe zugeselzt, da diese aufg rund ihrer großen spezifischen Oberfläche schon bei geringen Mengen von e ini gen wenigen Vol.-% die mechanischen, (Festigkeit, E-Modul) die chem ischen (Oxidationsbeständigkeit) und insbesondere die thermischen Ei genschaften (Einsatztemperatur) deutlich verbessern. Es w ird also erwartet, dass dies aufgrund der z. T. hohen Kontakttemperaturen die tribologischen Eigenschaften ebenfalls verbessern sollte. Cho und Bahadur (2005) konnten z. ß. zeigen, dass CuO verstärktes PPS e in deutlich besseres Verschleißverhalten zeigt als reines PPS. Dabei wird mit 35 Vo l. -% Mikropartikeln d ie g le iche Verbesserung erzielt , wie mit 2 Vol.-% Nanopartikeln desselben Typs. Das g ilt aber nicht per se flir jede Art von Nanoflillstoffen. ZnO oder Sie Partikel versch lechtern das Verschle ißverhalten von PPS während z. B. ZnO Nanopartike l das von PTFE verbessern. Das Optimum des Gehaltes an Nanopart ikeln scheint dabei im Bereich um I bis 3 Vol.-% zu liegen , siehe Bild 9.12. 16, da höhere Gehalte an CuO oder Ti02 das Verschleißverhalten w ieder verschlechtern (Bahadur und Sunkara 2005).

70

-O-- CuO

E 60

E .S 50

...

~Ti02

. -6 . ZnO

"40 ~~

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30 ~ 20 ~ 10

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Bild 9. 12. 16

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2

4

6

8

Gehalt an Nanoparl ikeln in Vol.· %

10

Vollll11ctrischc Vcrschlcißrntcn von nanopartikcll'crstiirktcm PPS nach 35 km Vcrsch1cißwcg gcgcn Stahl (1= 1 m/s, nominellc Flii· chcnprcssung 0.65 MI)a. Ra~.1 )Im) nach Bahadur und Sunkara (2005)

Die Grfinde fiir den günst igen Einfluss von harten Füllstoffen Verhalten werden noch di sk utiert, so dass man z. Zt. im Wesentlichen von den folgenden Aspekten ausgeht, die auch fLir mikroskalige Füllstoffe z. B. CuS , CuO oder CU F2 in PE EK oder NiS in PPS ge lten (Sinha und Briscoe 2009): (a) Die Füllstoffe übernehmen die Spannungen und die Polymermatrix d ie Dehnungen, so dass die Polymere in der Kontaktfläche weniger geschädigt werden. (b) Die Füll stoffe unterstützen die Bildung eines polymeren Transferfilm s, so dass im stat ionären Bere ich nu r noch Polymer auf Po lymer re ibt. Durch die Partikel werden die Eigenschaften des Transferfilrns so verbessert, dass dieser ebenfall s weniger verschl eißt.

422

10 Schmierstoffe Schmierstoffe dienen zur Reibungs- und Verschleißminderung in tribologischen Systemen. Sie werden in verschiedenen Aggregatzuständen als Schmieröle, Schmierfette oder Festschmierstoffe eingesetzt. Gelegentlich werden auch Wasser, flüssige Metalle oder Gase als Schmierstoffe verwendet. Die Betriebsbedingungen fiir die Anwendung von SchmierstofTe in Tribosystemen sollen möglichst die Bildung eines die Kontaktpartner trennenden, hydrodynam isch bzw. aerodynamisch erzeugten Schmierfilmes gemäß der Stribeck-Kurve ennöglichen (siehe Bild 6. 1). In Bild 10.1 ist eine Übersicht der Einsatzbereiche unterschiedlicher Schmierstoffe wiedergegeben. Dabei können auch Pulver, Gleitlacke und Pasten den FestschmierstofTen zugeordnet werden (Deyber, 1982).

Hydro-

-

Bild 10.1 EinSa\zbcrciche von Schrnierstoffen

Ausfijhrliche Darstellungen über die Eigenschaften und das Betriebsverhalten von Schmierstoffen werden von Klamann (1982), von Möl ler und Boor (1987) sowie von Mang und Dresel (2001) gegeben. Hier können nur die wichtigsten, tribologisch relevanten Eigenschaften von Schmierölen , Schmierfetten und Festschmierstoffen behandelt werden.

10. 1 Schmieröle Schmieröle können nach ihrer Herkunft unterteilt werden in: Mineralöle Tierische und pflanzliche Öle Synthetische Öle Sonstige, z. B. Wasser, flüssige Metalle Mineralöle, die aus Erdöl und teilweise aus Kohle gewonnen werden können, besitzen die größte Bedeutung. Sie bestehen aus Paraffi nen, Naphtenen und Aromaten. Tierische und

4-, "

10.1 Schm ieröle

pflanzliche Öle wie Ri zinusöl, Fischöl, Olivenöl u. a. werden fUr spezielle Anwendungen, z. B. in der Feinwerktechnik, vel"\\lendet. Synthetische Öle gewinnen fUr die Schmierung bei hohen Temperaturen und zur Reibungsminderung in Verbrennungsmotoren an Bedeutung. Hier sind besonders zu nennen: Polyetheröle (Polyalkylenglycole, Perfluorpolyalkylether, Polyphenylether), Carbonsäureester, Esteröle, Phosphorsäureester, S iliconö le und Halogenkohlenwasserstoffe. Damit die Schmieröle ihre komplexen Aufgaben erfUllen können, müssen sie eine Reihe physikalischer und chemischer Eigenscllaften besitzen. Für die Erzielung eines hydrodynamischen oder elastohydrodynamischen Schmierungszustandes ist die Viskosität von entscheidender Bedeutung Sie ist ein Maß für die innere Reibung des Schmieröles. Betrachtet man 1110dellmäßig eine in x- Richtung ausgedehnte, ebene Flüssigkeitsschicht der Dicke dy, so erzeugt eine Schubspannung tx eine Scherung, die durch das Scher- bzw. Geschwindigkeitsgefalle D = d\l.~ /dy gekennzeichnet wird (Bild 10, 1.1 ). Dieser Scherung setzt die Flüssigkeit in fo lge der inneren Reibung einen Widerstand entgegen, der als dynamische Viskosität T] bezeichnet wird. Es gilt die Beziehung: t

11:= D Einheit der dynamischen Viskosität T] : I Pa'

S (=

10 Poise).

Flache A

l

Kraft F Schubspannung

t~ =.f.A

, v

=0

Bild 10.1.1 Scherung eines Flüssigkci\sfill11s Der Quotient aus dynamischer Viskosität 11 und Dichte p wird als kinematische Viskosität v bezeichnet: Einheit der kinematischen Viskosität v: m 2/s (= 104 Stokes). Zur Umrechnung der dynam ischen in die kinematische Viskositiit wird die Dichte benötigt, die temperaturabhängig ist. Die Viskosität ist keine Stoffkonstante, sondem hängt im Allgemeinen von verschiedenen Parametem wie z. B. dem Geschwindigkeits- bzw. Schergefalle D, der Zeit t, der Temperatur T und dem Druck p ab. Besteht keine Abhängigkeit der Viskosität vom Scherget:ille, so spricht man von newtonschen Flüssigkeiten bzw. newtonschen Schmierölen. Hierzu gehören reine Mineralöle sowie synthetische Öle vergle ichbarer Molekularrnassen. Schmieröle, deren Viskosität V0111 Schergefalle abhängt, bezeichnet man als nicht-newtonsche Öle.

424

10 Schmierstoffe

Nimmt d ie Viskosität mit steigendem Schergeralle ab, so handelt es sich um strukturviskose Öle. Der Zusatz von Additiven zu newtonschen Grundölen kann Strukturviskos ität hervorrufen , z. B. der Zusatz von Polymeren zu Motoren- oder Industrieölen zur Verbesserung des sogenannten Viskositätsindexes. Hängt d ie Viskosität von der Zeit ab, so kann man unterscheiden zwischen: Thixotropie: Abnahme der Viskosität infolge andauemder Scherbeanspruchung und Wiederzunahme nach Aufhören der Beanspruchung Rheopexie: Zunahme der Viskositiit infolge andauernder Scherung und Wiederabnahme nach Aufhören der Beanspruchung Die Viskosität von Schmierölen nimmt mit steigender Temperatu r ab, so dass bei jeder Viskositätsmessung die Temperatur angegeben werden muss. Die Tell1peraturabhängigkeit der Viskosität kann durch verschiedene Näherungsformeln beschrieben werden , wie z. B. : ß Tl::o A ·exp--

T +C

wobei A, Bund C Konstanten sind und T d ie absolute Temperatur in K darste llt. Für Schmieröle wird häufig die Transformation nach Ubbelohde-Walter benutzt: 19l9(v+c)::oK-mlg T Hierbei bedeuten v die kinematische Viskosität, C eine Konstante (Hir Mineralöle: 0,6 - 0,9), K eine Konstante, m die Steigung der Geraden bei einer Darstellung in entsprechend skalierten Viskositäts-Temperaturblättern und T die absolute Temperatur in K.

OA

u

f

-.

ou

00 00

~~

:rn :rn ~~

•• o ••

·rl ·rl

0

-"-"

0..-1 •..-1

»

kin . Viskosität bei IOOoe Bild 10. 1.2

Nomogramm zur Ermittllmg des Viskositiitsindex

~

10.1 Schmieröle

425

Zur Kennzeichnung der Temperaturabhängigkeit der Viskosität wird häufig der Viskositätsindex nach DI N ISO 2909 benutzt. Er wurde 1928 mit einer Skala .zw ischen 0 und 100 eingefuhrt , wobei das Öl mit der damals bekannten, stärksten Temperaturabhängigkeit der Viskosität einen Viskositätsindex VI = 0 und das Öl mit der geringsten Viskositäts-Temperaturabhängigkeit den Viskositätsindex VI == 100 hane. Infol ge verbesserter Raffinationsverfahren und der Entwicklung von synthetischen Ölen wird der Viskositätsindex von 100 heute deut lich überschritten. Zur graphi schen Darstellung des Viskositätsindex kann man das Diagramm nach Bild 10.1.2 benutzen (Manning, 1974). Dazu bildet man das Verhältnis der kinematischen Viskositäten bei 100 und 40 VlOO / V4ü und liest bei der entsprechenden Viskosität bei 100 den ungeruh ren Viskositätsindex ab.

oe

oe

oe

In der Norm DIN 51519 hat man in Anlehnung an die Norm ISO 3448 die Industrieschmieröle in 18 Viskositätsklassen unterteilt. In Bild 10. 1.3 sind die Viskositäten von Ölen der Viskos itätsk lassen ISO VG2 - ISO VG 1500 fur den Viskositäts index VI == 100 zusammengestellt.

I, '

' '\

, ',

2\~O=_~J~O=_~20;=_tlO~o~tlO~20~J~O=4tO~50~w~m~80=9~O~lfoo~,d(~I~~140 Temperatur T

Bi ld 10. 1.3

~

Viskosität \'on Schmierölen in Abhängigkcitl'on der TernpcralUr. VI = 100

426

10 Schmierstoffe

Neben der Temperaturabhängigkeit der Viskosität ist besonders flir die elastohydrodynamische Schmierung die Druckabhängigkeit der Viskosität von Bedeutung. Sie wird häufig mit hinreichender Genauigkeit durch die Gleichung von Barus beschrieben: IIp = 110 ·exp(a· p) wobei '10 d ie Viskosität bei I bar, a den sogenannten ViskositätsdruckkoefTizienten und p den Druck darstellen. Die Viskosität nimmt demnach sehr stark (exponentiell) mit steigendem Druck zu, siehe Ta belle 10.1.1 (Klamann, 1982). Ta b. 10. 1.1 Viskositäts-Druck-KocOiziclltcll und druckabhiingigc ViskosiHilsstcigcrungcn

Öltyp

etu.C· 10-2

'12000hoir

'l2000hoir

MPa·1

'l l hoic

'llhoir

bei 25·C

bei 80·C

oa.

"'.

Pa raffinbasische Mineralöle

1,5 - 2,4

15 - 100

10 - 30

Naphthenbasische Mineralöle

2,5 - 3,5

150 - 800

40 - 70

Aromatische Solvent-Extrakte

4 -8

1.000 - 200.000

100 - 1.000

Polyolefine

1,3 - 2,0

10 - 50

8 - 20

Esteröle (Diester , ver zweigt)

1,5 - 2,0

20 - 50

12 - 20

Polyätheroie (aliph.)

1,1 - 1,7

9 - 30

7 - 13

Siliconöle (aliph . Suhst.)

1,2 - 1,4

9 - 16

7-'

Siliconöle (arom. Subst.)

2 - 2,7

300

-

5 - 20.000

-

Phosphatester

-2,3

Polyphenylether

- 5,5

Chlorparaffine (je nach Halogenierungsgrad)

0,7 - 5

Damit Schmieröle über einen längeren Zeitraum unter hohen, komplexen Beanspruchungen ihre Funktion erflillen können, werden ihnen häutig so genannte Additive zugesetzt. Tabelle 10.1.2 g ibt einen Überblick über Additive, welche die Eigenschaften von tribologisch beanspruchten Oberflächen verändern (Meyer, 1985). Dabei können die Additive an den Werkstoffoberflächen adsorbiert werden, mit ihnen chemisch reagieren und Verbindungen bilden, die allS Bestandteilen des Werkstoffes und des Additivs zusammengestellt sind. Daneben gibt es Auftragsschichten, die aus Zersetzungsprodukten von Additiven aufgebaut werden, ohne dass eine chemische Reaktion mit dem Grundwerkstoff stattfindet. Häutig werden Schmierölen verschiedenartige Additive zugesetzt. Dabei ist darauf zu achten, ob sie synergetisch wirken, d. h. sich in ihrer Wirkung unterstützen, oder ob antagonistische Effekte möglich sind, bei denen d ie Wirkung eines Additivs durch ein anderes eingeschränkt wird. Additive, die auf den

427

10.1 Schm ieröle

Werkstoffobernächen Sch utzschichten bi lden, wurden vor allem fiir Eisenwerkstoffe entwickelt. Bei der Schmierung von Nichteisenmetallen oder keram ischen Werkstoffen können solche Additive unter Umständen unwirksam sein. Von chemisch aggressiven Hochdruckzusätzen können NichteisenwerkstofTe wie z. B. e inige Gleitlagerrnetalle angegriffen werden. Auch bei der Schmierung von Kunststoffen ist die Verträglichkei( der Additive mit den speziellen Kunststoffen zu prüfen, damit z. B. Bestandteile der Kunststoffe nicht gelöst werden. Tab. 10.1.2 SchmicrstolTadditive für Iribologiseh beanspruchte OOcrfläehell

1

Hochdruckadditive, z.B. So, P- und halogenhaltige organische Verbindungen chlorierte Paraffine • • geschwefelte Kohlenwasserstoffe (Polybutene) S- und P 4SlO-behandelte Öle • • aliphatische und aromatische Sulfide und Polysulfide R-Sn-R (n.1,2 ..... 5; R-Alkyl, Aryl) • Metall-DialkyICaryl)dithiophosphate und -dithiocarbamate • Alkarylphosphate

2

Anti·Verschleiß·Additive a) neutrale und saure Phosphor. und Thiophosphorsäureester, ihre Salze und Amide, z.8. (RO)aPO R-Kresyl (RO)SPS R-PhenyJ b) Ester der aromatischen und aliphatischen Dicarbonsäuren mit Alkandiolen, polykondensationsfähige Partialester aus Dicarbonsäuren und Glycolen (reibpolymerbildende Additive)

3

Korrosionainhibitoren a) Rostschutzadditive Petroleumsulfonate Fettsäureamide Alkenylbernsteinsäurehalhester

R-SOa Na R-CONR2

R-CH·COOH I CH2-COOR

b)

Buntmetalldesaktivatoren Benzotriazole, Tolyltriazole Zn-Dialkyldithiophosphate

Friction Modifiers (Reibminderer) • gesättigte Fettsäuren • Fettsäureester • Fettsäurealkohole • Fettsäureaminc • Phosphon· und Thioposphonsäureester • Säureamide • MG-Verbindungcn, z.B. Mo-dithiolate, McXMeCsHaS2)a

Weitere Schmi eräl zusätze: • Yiskositätsindexverbesserer • Stockpunkterniedriger • Oxidations inhibitorcn • Detergentien • Dispersants • Demul gatoren · Schaumverhütungsmiuel.

428

10 Schmierstoffe

lnfolge des Betriebes können Schmierstoffe altem. So werden durch Oxidationsprozesse saure Bestandtei le gebildet. Daher werden besonders Motorenölen alkalisch wirkende Z usütze zugegeben, welche die sauren Bestandteile neutralisieren. Die Bestimmung der sogenannten alkalischen Reserve erfolgt mittels der Total Base Number (TBN) nach DI N ISO 3771 oder ASTM 0 664. Die T BN wird als äquivalente Menge Kal iumhydroxid (mg KO H) angegeben, d ie der Säuremenge fiir 1 g Öl entspricht. Ferner kö nnen durch Scherprozesse in den Tribokontaktbereichen langkettige Polymennoleküle, die als Viskositätsindexverbesserer dienen, zerkleinert werden, so dass deren Wirksamkeit abn immt. Z ur Prüfung der Scherstabilität von Schmierölen mit Viskos itätsindexverbesserern stehen ebenfalls genonnte Prüfverfahren zu VerfLigung (z. B. nach DlN 51382). Auch die Wirksamkeit der anderen Additive und ihre zeitliche Veränderung kann in der Regel mit genormten Prüfverfahren kontrolliert werden (siehe DlN-Taschenbücher 20, 32, 57, 58, 192 und 228). Nach ihrer Anwendung können die Schmieröle folgendermaßen unterteilt werden: • Maschinenöle • Zylinderöle • Turbinenöle • Motorellöle • Getriebeöle • Kom pressorenöle • UmlaufoIe • Hydraulikö le • Metallbearbeitungsöle • KühlschrnierstotTe • Texti lmaschi nenöle Die größte Gruppe der Schmieröle stellen die Motorenöle dar, die nach ihrer Viskosität klassifiziert werden. Die Klassifizierung wurde von der Society of Automotive Engineers (SAE) in Zusammenarbeit mit der American Society for Testing and Materia ls (ASTM) erstellt und von der D1N-Norm 5 I5 II übernommen, siehe Tabe lle 10. 1.3. Tab. 10. 1.3 SAE· ViskositlUsklasscn von 1...lotorcnölcn (D1N 51 511)

SAE

Maximale Viskositäts- scheinbare Viskosität I ) in klasse mPas bei Temperatur oe

High-Tcmpefature- Hi gh-Shear viskosittlt JI at 1500 e und 106 S- l

Maximale Grenzpumpviskosität 2) mPas

Kinematische Viskosität 4) bei 100 oe mm 2 /s min. max.

60.000 bei -40

3,8

60.000 bei -35

3,8

60.000 bei -30

4, 1

60.000 bei -25

5,6

OW

6.200 bei -35

5W

6.600 bei -30

10W

7.000 bei -25

15W

7.000 bei -20

-

20W

9.500 bei -15

-

60.000 bei -20

5,6

25W

13.000 bei - 10

-

60.000 bei - 15

9,3

-

20

-

>2,6

-

5,6

unter 9,3

>2,9

-

9,3

unter 12,5

12,5

unter 16,3

16,3

unter 21,9

21,9

unter 26, 1

30 40 50 60

-

>2,9* >3,7 >3,7

1) Prüfung nach ASTM D 5293, 2) Prüfung nach ASTM D 4684. 3) Prüfung nach ASTM D 4683 4) Prüfung nach ASTM D445, • für OW-40, 5W-40 und JOW-40, jedoch >3,7 mPas rur 15W-40, 20W-40 und 25W-40

10.2 Schmierfette

429

Für die SAE- Viskositätsklassen 0 W bis 25 W sind die Viskositätswerte bei kleiner als -10

oe,

+ I 00 °C und die Grenzpumpfahigkeit festgelegt, für die Öle 20 - 60 nur die Viskositätswertc

bei 100 °C neben der HTH S-Viskosität. Gegenüber früheren Festlegungen wurden im Dezember 1999 die Tieftemperaturviskositäten erniedrigt. Durch Kombinat ion der Klassen 5 W bis 20 W mit den Klasscn 10 - 50 könncn sogenannte Mchrbcreichsöle gcbildct werden, die infolge ihres verbesserten Viskositäts-Temperaturverhaltens mehrere Viskositätsk lassen überdecken und damit einen Winter- und Sommerbetrieb ermöglichen. Dic Viskositätsklassen von Getricbeölen mit und ohne Hochdruckzusätzc sind in Tabelle 10.1.4 wicdergegeben . Für weitere Angaben, auch zu den anderen Schmierö len, sei auf die einschläg ige Literatur vCT\\l iesen (z. B. Möller u. Boor, 1987 sowic Klamann, 1982). Tab. 10.1 .4 Vi skosilälSkl,lsscn von GClricbcö1cn

AGMA-Getriebeöl

Viskositätsbereich bei 100 F (37,8 0c) mm2/s *)

ISO-VG

1

41,4 bis 50,6

46

2

61,2 bis 74,8

68

3

90 bis 110

100

4

135 bis 165

150

5

198 bis 242

220

6

288 bis 352

320

7

414 bis 506

460

8

612 bis 748

680

8A

900 bis 1100

1000

Q

*) abgeleitete Einheit; original SUS

10.2 Schmierfette Schmierfette bestehen aus einem Schmierö l ohne oder mit Additiven und einer Se ifc als eindickendem Stoff. Die Seife liegt in der Regel faserförmig als Gerüst VOr, in dem das Schmieröl festgehahen wird. Nach der Art der Seife unterscheidet man zwischen Natriumfetten, Lithiumfetten , Calciumfetten, Aluminiumfctten, Bariumfettcn und Komplexfetten. Bei den Komplexfetten entstehen die Se ifen durch Co-Kristall isation von zwei oder mehreren Verbindungen. Dazu kommen rur Sonderanwendungen Fette mit organischen, aschehaltigen Eindickem (organ ische Bentonite) und aschefreie PolyhamstofTe. In Ta belle 10.2.1 sind die wichtigsten Eigenschaften und Anwendungen von Schmierfel1en zusammengestellt (Mader, 1979). Das Theologische Verhalten von Schmierfetten ist zunächst durch einc Fließgrenze gckennzeichnet, d. h. unterhalb einer bestimmten Schcrspannung trin kein Fließen auf. Die Viskosität der strukturviskosen Schmierfette hängt neben der Temperatur und dem Druck stark von der Vorbehandlung und vom SchergeCilie ab. Im Allgemeinen nimmt die Viskosität von Schmierfetten mit Scherdauer und Schergefalle ab, s iehe Bild 10.2. 1 (Klamann, 1982).

10.3 Feslschmiersloffe

431

1000 mPa s

800 600

1 "

400 ,."

." o

200 ~ >

'0

,.,o

o

80/ 120

o

160 ~.:~Q, 5 200 v-t:;; 2 h 4

Zeil-

<,<0'

•

Bild 10.2. 1 Viskositäls-Schcrgef'J1 k- Schcrzci Iv.:rlwllcn von Schmierfetten

Das Fl ießverhalten von Schm ierfetten wird in der Praxis durch die Konsistenzk lassen charakterisiert. Zu ihrer Bestimmung wird das Schmierfett zunächst unter genormten Bedingungen (D IN ISO 2137) gewa lkt. Dann lässt man unter definierten Bed ingungen einen Standardkonus in das Schm ierfett eindringen und gibt die nach e iner vorgegebenen Eindringdauer gemessene Eindringt iefe an. In Tabelle 10.2.2 sind die vom Nationa l Lubricat ing Grease Institute (NLG I) in der USA festgelegten Konsistenzklassen mit den zugehörigen Eindringtiefen (Penetra tion) sowie d ie HaupIanwendungen wiedergegeben (Möller und Boor, 19 87). In der Schm ierungstechnik erfiillen Schmierfette vor allem folgende Aufgaben: Abgabe einer geeigneten Menge von fl[jssigem Schmierstoff durch langsame Separaton, um Reibung und Verschleiß über weite TemperalUrbereiche (-70 oe bis 350 oe) und lange Zeiträume zu vermindern. Abd ichlung gegen Wasser und Fremdpartikel.

10.3 Festschmierstoffe Festschm ierstoffe werden vielfach zur Schm ieru ng unter extremen Bedingungen. wie z. B. bei sehr hohen oder sehr tiefen Temperaturen, in aggressiven Medien, im Vakuum oder unter Bedingungen e ingesetzt, bei denen aus wartungstechnischen, s icherheitstechnischen, umwelttechnischen oder gesundheitlichen Gründen auf eine Schmierung mit Ölen oder Fetten verzichtet werden muss. Die FestschmierstofTe können in fo lgende Grup pen unterteilt werden (Wäsche LI . Habig, 1989): a) Verbindungen m it Schichtgitterstruktur: Dazu gehören die Dichaicogen ide der Übergangsmetalle wie z. B. Molybdändisulfid, Graphit , Graphitfluorid, hexagonales Bornitrid und eine Reihe von Meta llhalogeniden.

10.3 Festschmierstoffe

433

b) Oxidische und fluoridische Verbindungen der Übergangs- und Erdalkalimetalle: Bleioxid, Molybdänoxid, Wolframoxid, Zinkoxid, Cadmiumoxid, Kupferoxid, Titandioxid u.a. Calciumfluorid, Bariumfluorid, Strontiumfluorid, Ceriumfluorid, Antimontrioxid, Lithiumfluorid, Natriumfluorid c) Weiche Metalle: Blei, Indium , Silber, Zinn d) Polymere: PTFE, Polyimid u. a. Verbindungen mit Sc hichtgitterstruktur In dieser Gruppe kommt Molybdändisulfid und Graphit eine besondere Bedeutung zu. Molybdänd isulfid wird häufig in organische oder anorganische Substanzen eingelagert . Beide Festsch mierstoffe besitzen ein hexagonales Gitter, dessen Basisflächen bei der Relativbewegung aufe inander abgleiten können. Damit die Scherkräfte zwischen den Gleitflächen niedrig s ind, müssen in das GraphitgiHer Wassermoleküle oder Fremdatome interkaliert werden. Werden die Wassermoleküle im Vakuum oder bei hohen Temperaturen desorbiert, so steigt die Reibungszahl im Allgemeinen stark. Daher ist die Reibungszahl von Graphit im Vakuum deutlich höher als an Luft, siehe Bild 10.3.1 (Buckley, 1981). Molybdändisulfid ist dagegen im Vakuum ein besonders guter Festschmierstoff. weil die Bindungshäfte zwischen den hexagonalen G leitflächen auch ohne den Einbau von Fremdatomen niedrig sind. Mit durch Gasphasenabscheidung erzeugten, sauerstoff-freie Molybdänd isulfid-Schichten können unter best immten Bedingungen Reibungszahlen von f = 0,001 erre icht werden (Donnet, Belin, Le Mogne, Martin 1996), was einer Scherspannung im Mikrokontakt von - I MPa entspricht. In Tabelle 10.3.1 sind die Reibungszahlen (Bartz und Holinski, 1986) und in Tabelle 10.3.2 (Banz und Holinsk i, 1986) die Verschleißkoeffizienten einiger Festschmierstoffe auf Graphitund Molybdändisulfidbasis zusammengestellt. Der Verschleiß der Feststoffschmierschichten nimmt in der Regel mit steigender Belastung und Geschwindigkeit zu, so dass die Lebensdauer dementsprechend mit beiden Beanspruchungsgrößen abnimmt. Bei Festschmierstoffen auf Molybdändisulfidbasis hat die Geschwindigkeit e inen stärkeren Einfluss auf die Lebensdauer als die Belastung, siehe Bild 10.3.2 (Bam, 1987).

Bild 10.3. 1

10'

Reibung~zahl \'on Graphit und Mol y bdändisulfid in Abhiingigkeit \'om Gasdruck des Umgebungsmediums

434

10 Schmierstoffe

Tab. 10.3.2 Vcrschlcißkocmzicntcn in ](}7 rnrn 3fN-1Jl rur FcstschmicrstolTc Schmierstoff Graphit

1\108 2

MoS:lGraphit

tlIoSiSb{SbS.)

Drehzahl 500 min-1

8,2

1,0

-

-

Belastung 980 N Drehzahl 500 min-1 Drehzahl 1000 min- 1

-

1,7

-

-

0,9 0,7

-

0,6 1,6

-

Betriebsbedingungen Belastung 245 N

Belastung 1470 N Drehzahl 500 min-1

-

Drehzahl 1000 miw l

Molybdändisulfid kann auf unterschied liche Substratwerkstoffe aufgebracht werden. ßild 10.3.3 ze igt die Abhängigkeit der Reibungszahl von der Substrathärte. Ab einer Substrathärte von 100 HV wird unter den gegebenen Bed ingungen eine ziemlich konstante Reibungszahl von ca. 0,05 erreicht (Peterson u. Kanakia, 1988). Bringt man Molybdändisu lfi d durch Sputtern auf Hartstoffsch ichten auf, so kann die Reibungszahl mit TiB2, BN und B als HartstofTschichten auf Werte von 0,0 I bis 0,02 reduziert werden (Bild 10.3.4). B4C bewirkt a ls HartstofTsch icht dagegen eine sch lechte Haftung des Molybdändisulfids, so dass die Reibungszah l ansteigt (Kuwano u. Nagai, 1986).

...••

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1000

--

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Bild 10.3.2 Lebcnsdauer eines Fcs1schl11iers100lihncs aus M052. Graphi1 und 5b(Sb54) in Abhiingigkci1 von Gkitgc~ehwindigkci1 und ßc!as1ung

435

10.3 Festschmierstoffe

+ Mo5 2 Pellet (Barry u. Binkeiman)

1 2 3 4

-f ~

c

,

0.10

+

• N

, •

~

c

~

, • 'I ' I I • I

."

"I

10

,

.1, _ _ •

I

100

300

B Bronze 9 Stahl (0,2 % C)

Blei Weißmetall Silber Kupfer Silber-Platte 5 6 Messing 7 Aluminium

0.20

10 Molybdän 11 Titan

12 T2M 13 Wolfram 14 gehärteter Stahl

"I

..

~

200

400

500

600

Vkkers-Härte des Grund'Werkstoffes Bild 10.3.3

700

HV

600 doN/mm 2

•

Einfluss der Substrathärte auf die Reibun gszahl von Molybdändisulfidschichtcn

luft, FN =5N

o MoS2 • MoS 2/BI.( • MoS2 /TiB 2 o MoS 2/BN • MoS 2 /B

13

/.-.-.-.-.-.-.-.-.-.

~O.1

il

&

\ / . _0-0-0 - 0-0- 0 - 0 - 0 - 0 ..... . _0_ 0

\

- ,- ,: ~:~:t:t-: :,:;: ;:~-:

o

400 200 Anzahl der Zyklen -

::. 600

Bi ld 10.3.4 Einlluss von Hanstoffseh iehten auf die Reibungszahl von gesputterten Molybdiindisulfidschichten

Oxide Die Anwendung von Oxiden als Festschmierstoffe flir hohe Temperaturen ist Gegenstand z.ahlreicher Untersuchungen (Wäsche und Habig, 1989). Die Oxide bilden keine ausgeprägten Schichtgitter mit schwachen van-der-Waals- Bindungen, sondern fast ausschließlich ionische und teilweise auch kovalente Bindungen. Daher haben die meisten Oxide bei Raumtemperatur Reibungsz.ahlen im Bereich von f > 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

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

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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

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Gleitgesch .... iruligkeit m/,

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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

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FN = 4.9N

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1000

Verschleiß und Reibung eina CaF2IBaF2(38/62)-Bcschi!;htung auf einer N i-Cr-Legierung

ßi ld 10.3.7 zeigt das Reibungs- und Verschleißverhalten einer Beschichtung aus 38 % CaF2 und 62 % BaF2 , die auf eine Ni-Cr-Legierung aufgebracht wurde (Sliney, Strom und Allen, 1965). Im Vergleich zum unbeschichteten Zustand wird eine beträcht liche Verschleiß- und Reibungsminderung erreicht. Die Erhöhung der Gleitgeschwilldigkeit, die zu einer reibbedingtcn Tcmperaturerhöhung führcn dürfte, bewirkt bei Raumtemperatur einc starke Abnah mc dcr Reibungszahl (Sl iney, Strom und Allen, 1965). Durch den Zusatz von Silbcr lässt sich dic Reibungszahl unterhalb des Übergangs zum plastischen Verhalten deutlich reduzieren (Wagner und Slincy. 1986).

438

10 Schmierstoffe

Weiche Metalle Weiche Metalle besitzen neben einer geringen Scherfestigkeit und einer hohen Duktili tät eine hohe therm ische Leitfahigke it, wodurch die Able itung der Reibungswänlle gefordert wird. Das tribologische Verhalten metallischer FestschmierstofTsch ichten hängt entscheidend von der Dicke der Schicht und der Härte des Substratwerkstoffes und des Gegenkörperwerkstoffes ab. Bild 10.3.8 zeigt die Abhängigkeit der Reibungszahl von der Dicke von Blei- und GoldFilmen. Die Kurven sind der Stribeek-Kurve (siehe Kapitel 7) ähnlich. Bei einer optimalen Schichtdicke, die zwischen 0,1 und I ~lIn liegt, nimmt die Reibungszahl ein Mini mum an. Unterhalb der optimalen Filmdicke steigt die Reibungszahl info lge der zunehmenden Substratkontakte an, oberhalb der optimalen Filmdicke wächst der Anteil der plastischen Verfonn ung im Film (Spalv ins und Buzek, 1981)

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Bitd 10.3.8 Reibungs\'crhaltcn d[]nner. weicher ~'letallfill11c

a) Blei b) Gold c) schematischer Ablauf

Bei der FeststofTschmierung mit Metallen kann die Reibungszahl mit steigender Belastung abnehmen, wie es am Beispiel der Schmierung einer Stahlpaarung mit einem 40 11m dicken Ind iumfi lm in Bild 10.3.9 gezeigt wird. Die Reibungszah l wird von der Scherfestigkeit des Indiumfilmes und der Größe der wahren Kontaktfläche bestimm!. Die Größe der wahren Kontaktfl äche hängt von der elastischen Deformat ion des Stahlsuhstrates ab, die degressiv mit steigender Belastung zunimmt (Bowder und Tahor, 1950).

439

10.3 Feslschmiersloffe

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Belastung

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N

Bild 10.3.9 Reibung von Stahlgleitpaarungen 1 ungcsehmiert 2 mi1 Mineralöl 3 mit einem 40 ~( m dicken ln-Film

Abschließend ist in Bild 10.3.10 die Reibungszah l verschiedenartiger Festschmierstolle in Abhäng igke it von der Temperatur dargeste llt, aus denen sich Hinweise ru r A nwend ungen be i unterschied lichen Tem pera ture n entnehmen lasse n (Pelerson und Ka naki a, 1988).

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A, ZnCl~

PbQ u.6 1 O J 6,°3 N iMoO. N iC '-Ca F ,·A~( N ASAI

NiCr·CaF , ·Glas ( NASA) 01 u. Chlo r. Paraffin Graph itfluorid 33NbSeS

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600

100

Temperat ur T_

Bild 10.3.10

Einfluss der Tcmperatur auf die Re ibungszahl "crschied<:nart iger Feslschm ierstofTe

440

11 Tribologie von Konstruktionselementen Die Konstruktionselemente von Maschinen lassen sich durch einen kurzen historischen Rückblick illustrieren. Leonardo da Vinci skizzierte 1492 in dem 1965 wiederentdeckten Codex Madrid I, die wesentlichen Prinzipien der Elementi mocchillali. Franz Reulcaux teilte in seiner Theoretischen Kinematik (1875) die Mechanismen 1'0/1 Maschinen in 22 elementare Klassen ein. Diese Konstruktionselemente bilden die Grundlage rur die Realisierung mechanischer Funktionen in Maschinen ~ bis hin zur heutigen Mikrolechnik, siehe Bild 11 .1.

.teonnrjfo I. 2. 3. 4. 5. 6. 7. 8. 9. 10. 11. 12. 13. 14. 15. 16. 17. 18. 19. 20. 21. 22.

Seile, Riemen, Ketten 4 Reibungsräder • ( ,....0"., . &1j'6· ,-",:"" Zahnräder .. .. rr:'i ~ Schwungräder ,.....~i.~J Kurbeln, Pleuelstangen I·

r ..

•

Y'";?t "

Sperrräder, Getriebe ..

Klinkengesperre .. , Bremswerke .. .. , . Aus- und Einrückungen ...... ' . , Röhren _! .

~

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Pumpenzylinder, Kolben

.'::::=====

Ventile Federn ... Kurbeln, Stangen _ Nocken ..

~

FlaschenZÜg~'~~~______~~~~~r-'~~~~~~=--==

Bild 11.1

Klassische Maschinenekrncnte und Beispiele rnikrornechanischer Zahnrader und Getriebe

11.1 Lager

441

Die in Bi ld 11.1 dargestellten klassischen Maschinenelementen s ind mit der Ausnahme von Seilen, Riemen und Federn sämtl ich tribologische Systeme, denn sie realisieren ihre technische Funktion über kontaktierende, statische oder dynamische Wirkflächenpaare. Die heutige Konstruktionssystematik gliedert nach Funktion und Wirkprinzip gemäß der Systematik von Wolfgang Beitz (HÜTTE, Springer 2007), siehe Ta be lle 11.1 . Die clementarcn Kategorien der Masehinenckmente

Ta b. I!.!

Kategorie

Konstruktionselemente: Funktion und Wirkprinzip

Ba uteilverbind ungen

Feste Lagezuordnung von Bauteilen durch Form-Kraft(Reib}- oder Stoffschluss

Federn

Aufnehmen, Speichern und Übertragen mechanischer Energie (Kräfte, Momente, Bewegungen)

Lagerungen und Führungen

Aufnahme und Übertragen von Kräften zwischen relativ zueinander bewegten Komponenten mit vorgegebenen Freiheitsgraden

Kupplungen und Gelenke

Übertragen von Rotationsenergie (Drehmomente, Drehbewegungen) über Wirkflächenpaare von Wellensystemen

Getriebe

Übertragen von leistungen über Formschluss oder Reibschluss von Wirkflächenpaaren bei Änderung von Kräften, Momenten und Geschwindigkeiten

Elemente zu Führung von Fluiden

Führen, Verändern und zeitweises Sperren von Fluiden nach Gesetzen der Hydro- oder Gasdynamik

Dichtungen

Sperren oder Vermindern von Fluid- oder Partikelströmen durch Fugen miteinander verbundener Bauteile

Nachdem in dem vorangehenden Kapite ln Tribomaterialien behandelt wurden, wird im Folgenden das tribologische Verhalten von ausgewählten KOllstruktionselementen vorgestellt: • Gleitlager· Wälzlager · Zahnradpaarungen • Ax iale Gleitringdichtungen • Kolbenring! Zylinderlaufbahn • NockenlNockenfolger. Dabei werden neben den werkstoffiechn ischen Aspekten im besonderen Maße schmierungstechnische und konstruktive Gesichtspunkte berücksichtigt. Methoden der Maschinendiagnoslik werden - mit den Themen SchadensverhiiIlIlJgssl/"alegien. Zlislandsfiberwaclllmg, Zerslöl"lmgsjreie Priifimg - im Kapitel 22 MachinelJI Diagnostics dargestellt.

11.1 Lage r Lager haben die technische Funktion, Kräfte aufzunehmen und Relativbewegungen, in der Regel Rotationsbewegungen , zu ermöglichen. Dazu werden in der Prax is vor allem Gleit- und Wälzlager eingesetzt. Nach der Richtung der aufzunehmenden Krtifte unterscheidet man zwischen Rad ial- und Axiallagern. In Abhängigkeit von Belastung und Drehzah l sind in Bild 11 .1.1 am Beispiel der Radiallager Einsatzbereiche von Wälzlagern und unterschiedlichen Gleitlagern - Trockengleitlager, ölgetränkte Sintergleit lager und hydrodynamisch geschmierte Gleitlager - dargestellt, wobei eine Lebensdauer von 10000 Stunden zugrunde gelegt wird (Neale, 1973). Demnach können mit hydrodynamisch geschmierten Gleitlagern die höchsten

442

II Tribologie von Konstrukt ionselementen

Belastungen und Drehzahlen erreicht werden. Sie zeichnen sich außerdem durch eine große Laufruhe aus; der Schmierfilm wirkt schwingungs- und geräusc hdiimpfend. Andererseits erfordern solche Lager im Gegensatz zu Wälzlagern eine geregelte SchmierstofTzufuhr und einen regelmäßigen Wartungsaufwand. Wälzlager müssen dagegen nicht einlaufen, sie haben meistens eine kleinere Baulänge als Gleitlager und ihr Laufverhaltell hängt nicht von der überflächenrauheit der Welle ab. Man kann daher die Frage, ob Gleit- oder Wälzlager günst iger sind, nicht allgemein beantworten, sondern muss die jeweiligen Anforderungen berücksichtigen (Nie1l1ann, 1981). Nachfolgend sollen zunächst die Gleitlager und dann die Wälzlager behandelt werden.

-----

",~- .......... ~ ,, ,

1 Maximale Urenzgeschwindigkeit für wa.lz1ager; 2 Maximale Grenzgeschwindigkeit IUr Hochgeschwindigkeitskugella.ger; 3 übliche Grenze für WellenwerkstofIe _... _. ____ Trockenlager; - .. - .. - Olgetränkte metallische Sinterla.ger (poröse metallische Lager); Wälzlager; _ ._.- Hydrodyna.misch arbeitende Lager Bild 11.1.1

Kcnnlinicnfcld zur Auswahl

VOll

Radialglcitlagcrn

11.1 Lager

443

11.1.1 G le illager

Gleitlager bestehen aus einer Welle und einer oder zwei Lagerschalen, die in ein Lagergehäuse eingebaut ist/sind. Die Welle, die eine Rotation ausfuhrt, ist im Allgemeinen aus Stahl oder Kugelgmphitguss gefertigt. Die Lagerschale besteht meistens aus einem weicheren Werkstoff wie z. B. aus einem speziellen metallischen Gleit lagerwerkstoff oder aus Kuns tstoff, die auch auf einern Stahhräger aufgebracht sein können (üblich bei Motoranlagen). Das Reibungs- und Verschleißverhalten eines Gleitlagers hängt entscheidend davon ab, ob sich ein Zwischenstoff (Schmierstoff) zwischen Welle und Lagerschale befindet (vgl. Bild 6. I), t11 it dem unterschiedliche Reibungs- bzw. Schmierungszustände elTeicht werden können, siehe Tab. 11.1.1 . Tab. 11 . 1. 1 Gleitlager mit unt.::rsehicdlich.::n Zwischcnstoflen und R.::ibun gsz ustiind.::n

Zwischenstoff

Reibungszustand

Anwendungen , Beispiele

Öl

Flüssigkeitsreibung (hydrodynamisch. hydrostatisch) Mischreibung, Grenz· reibung

Lager des Maschinenbaus in weiten Belastungs- und Geschwindig. keitsbereichen

Flüssigkeiten (Wasser, Säuren, Laugen, etc.)

Flüssigkeitsreibung Mischreibung, Grenz· reibung

Lager im Schiffsbau und in der chemischen Industrie

Luft oder andere Gase

Gasreibung (aerodynamisch, aoro· statisch)

Lager bei hohen Drehzahlen (Spindellagerungen)

Fett

Mischreibung, Grenzreibung

Lager bei hohen Belastungen und geringen Geschwindigkeiten

Festschmierstoff

Festkörperreibung

Lager bei extremen Bedingungen (Vakuum, hohe Temperaturen)

ohne Zwischenstoff

Fes tkörperreibung

wartungsfreie Trockengleitlager, Lager bei begrenzten Geschwin· digkeiten und Belastungen

Im Folgenden werden ölgeschmierte Gle it lager und Trockengleitlager beschrieben, wie sie im Maschinenbau fur vielfaltige Bewegungssysteme angewendet werden . Die speziellen Aspekte von Mikrotechnik-Gleitlagerlagern sind in Kapitel 13.4 dargestell t, eine Fallstudie filr ein wartungsfreies Feinwerktechnik-Gleitlager gibt Kapitel. Führungen und Lagerungen in Werkzeugmaschinen werden in Kapitel 14.2 behandelt, hierbei zeigt Bild 14.10 das Beispiel eines aerostatischen Gleitlagers mit poröser Keramik a ls Gleitlagerwerkstoff.

444

11 Tribologie von Konstrukt ionseiernenten

Ö lgcschmiertc G leitlager Das Betriebsverhalten von ö lgeschmienen Gleitlagern soll am Beispiel eines Radialg le itlagers

beschrieben werden. In Bild 11. 1.2 ist ein solches Lager schematisch dargeste llt. Durch die Rotat ion der Welle wird Ö l in das Lager gepum pt, wobei Gleichgewicht zwischen der Lagerbelastung (Aklionskraft) und der infolge des hydrodynamisch aufgebauten Sch mierfilmdrucks

entstehenden Lagerriickste llkrafl (Reakt ionskra ft) erst bei mehr oder weniger starker exzentrischer Wellen lage in der Lagerbohrung e intritt. Lagerschale

,, ,

,

,, ,

,,

~~1C--= ;

8

Lagerbreite Lagerdurchmesser Wellendurchmesser Exzentrizität (Verlagerung der Wellenachse gegenüber der lagerachse) Lagerkraft h, örtliche Schmierfilmdicke h m1n : minimale Schm ierfilmdicke

"

Bild 11. 1.2

Drehzahl örtlicher Schmierfilmdruck Lagerspiet D - d

O-d

relatives Lagerspiel - 0-

relative Exzentrizität S;2 Ölviskosität

Komponenten eines Gleitlagers und zur Berechnung der minimalen Schmierfihndicke eines Gleitlagers benötigte Größen

In Abhängigkeit von der Winkelgeschwindigkeit der Welle, der Lagerbelastung und der Ölviskos ität werden unterschiedliche Re ibungszustände du rchlaufen, die s ich m it der Stribeckkurve (siehe Kapitel 6) kennzeichnen lassen: Grenzreibung, Mischreibung, Flüssigkeitsreibung. Bei der FHissigkeitsreibung sind Welle und Lagerscha le durch e inen hydrodynamisch sich aufbauenden Schmierfi lm vollständig vone inander getrennt. Zur Berechnung hydrodynamisch geschm ierter Gleitlager liegt eine Reihe von Arbeiten vor (z. B. Vogelpohl , 1958; Lang und Ste inhilper, 1978; Winer und Cheng. 1980; Peeken 1981; Niemann, 198 1; DlN 3 1652, Ausgabe 1983; VDI-R ichtlinie 2204). Die Noml DI N 31652 und die VDI-Richtlinie 2204 entha lten

11.1 Lager

445

detaillierte Angaben zur betriebssicheren Auslegung von ölgeschmierten hydrodynamischen G le itlagem mit vo ll stiindigerTrennung von Welle und Lagerschale durch einen Schmierfi lm . Die Abschätzung der Schmierfilm dicke soll hier nach Winer und Cheng (1980) erfolgen. Dazu ist zunächst die charakteristische Lagerkennzahl zu ermitteln, d ie der Sommerfeldzahl umgekehrt proportional ist:

Die in der Formel enthaltenen Größen können Bild 11.1.2 entnommen werden. Mit Hilfe der charakteristischen Lagerkennzah l kann man nach ßild 11.1.3 die auf das Lagerspiel s bezogene minimale Schmierfilmdicke hmin ermitteln. Die linke Grenze des Bereiches zwischen Max. F (maximale Belastung) und Min. f (minimale Reibung) gibt die min imale Schmierfil mdicke rur minimale Reibung an. Die rechte Grenze stellt d ie opti male Schm ierfilmd icke ftir maximale Belastung dar.

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Charakteristische L0!lerkenn zahl S =

Bild 11 . 1.3

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Nomogramm zur Enninlu ng der minimalen Schmicrfilrndickc

Die k leinste zulässige Schmierfilmdicke, bei der ein Übergang in die Mischreibung erfolgt , hängt von der Summe der Rauhehen der Welle und der Lagerschale, der Verkantung und der Durchbiegung der Welle ab. In Abhäng igkeit vom Wellendurchmesser und der Gleitgeschwind igkeit der Welle gibt es Erfahrungssicht'.verte tljr die kleinste zulässige minimale Schmierfi Imdicke h l1l in, siehe Tabelle 11 . 1.2.

446

II Tribologie von Konstruktionselementen

Tab. 11 .1.2 Erfahrungsrichtwene Hir die minimale zulässige Schmierlilmdid:e hmin in ,Hn (DIN 31 652. Teil 3) Wellendurchmesser d [mm)

Gleitgeschwindigkeit der Welle Im/sI

über

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8

9

11

13

16

1000

2500

10

12

14

16

18

Infolge der Reibung tritt im Schmierfilm eine Temperaturerhöhung auf, die zu einer Venninderung der Viskosität und damit zu einer Veränderung der charakteristischen Lagerkennzahl fUhrt. Die effektive Temperatur des Schmierfilms und die Temperaturerhöhung 8.t hängen von der Größe des Lagers, dem Schmierstoffdurchsatz und den thermischen Eigenschaften des Lagers ab. Für kleinere Lager kann man die effekt ive Temperatur TcfT mit folgender Beziehung abschätzen (Winer und Cheng, 1980): ~t

TetT = Ti + 2 Dabei bedeutet Ti die Temperatur des Schmierstoffes an der Öleintril1sstelle des Lagers. Für größere Lager (0 > 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,

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ß = 360

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Charakteristische Logerkenn20hl S =

Bild I 1. 1.4

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i'-

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B= 1/4

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.'0 ll·n·6·0

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0.0

2

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810

Nomogramm zur Enninlung der Temperalurerhöhung des Schmieröles

Bei störungsfre iem hydrodynamischen Betrieb werden an die Lagerwerkstoffe, abgesehen von den erforderlichen Festigkeitseigenschaften zur Aufnahme der statischen und dynam ischen Belastungen und teilweise auch der Ko rrosionsbeständigke it, keine besonderen Anforderungen gestellt. Zur betriebssicheren Auslegung von Lagern müssen aber Störungen berücksichtigt werden zu deren Einschränkung die Lagerwerkstoffe, die in DIN 50282 genormt sind, besondere Anforderungen erfLilien müssen. Dazu gehören: An p3 SS U ngsf:ihigkeit

Fäh igkeit eines G leitwerkstoffes sich - ohne bleibende Störung des Glei tverhalten s - den Beanspruch ungen durch Schmiegung und/oder durch Verschleiß anzupassen.

448

11 Tribologie von Konstruktionseiernenten

Notlaurvcrhalten Fähigkeit eines Gleitwerksloffes, beim Auftreten unvorhergesehener ungünstiger Schmierungsbedingungen noch ein Gleiten während einer begrenzten Zeitspanne au frcchtzuerha Iten.

Verschleißwidersta nd (bei Misch- oder Grenzreibung) Widerstand eines GleitwerkstofTes gegen Verschleiß infolge tribologischer Beanspruchungen während des Gleitvorganges. Be lastba r keit Belastung (KraftiProjektionslläche der Lagerschale), die ein GleitwerkstofT in einem Gleitlager dauernd unter einer bestimmten Beanspruchungsar1 ertragen kann, ohne

die mechanische Belastungsgrenze oder einen bestimmten Verschleißbetrag zu überschreiten. Die mechan ische Belastungsgrenze hängt von den statischen und dynamischen Festigkeitseigenschaften des Gleitwerkstoffes ab; bei Yerbundwerkstoffen ist zusätzlich die Bindungsfestigkeit von Wichtigkeit . Einbcttm higkcit Fähigkeit eines Gleitwerkstoffes, harte Partikel, die rnöglichemeise mit dem Schmierstoff in das Lager gelangen, in die Laufschicht aufzunehmen. Kor rosionsbesländig keil Beständigkeit gegen chemische Reaktionen mit dem Zwischenstoff (Schm ierstoft), in DIN 50282 nicht enthalten. Bei diesen Eigenschaften handelt es sich durchweg um Systemeigenschaften, die nicht nur von den Eigenschaften der Lagemerkstoffe, sondern auch von den Eigenschaften des Weilenwerkstoffes, des Zwischenstoffes und den Beanspruchungsbedingungen abhängen. Die genannten Anforderungen an Gleitlagerwerkstoffe erfordern teilweise gegensätzliche Werkstoffeigenschaften. Daher wurden unterschiedliche Gleitlagerwerkstoffe entwickelt, die einzelne Anforderungen besonders gut, andere dagegen weniger erftillen. Die heute verwendeten metallischen Gleitlagerwerkstoffe kann man in folgende Legierungsklassen unterteilen: Blei-Legierungen Zinn-Legierungen Kupfer-Legierungen A Ium in i um- Legierungen Dazu gehörende, genormte Legierungen sind in Ta belle 11.1.3 zusammen mit den Härtewerten, den Anwendungen und den entsprechenden Nomlen wiedergegeben. Von den Anwendungen her kann man zwischen Massivgleitlagern und Verbundgleitlagem unterscheiden. Bei den Massivgleitlagern besteht die gesamte Lagerschale aus dem Lagerwerkstoff. Bei Verbundgleitlagern werden auf eine Stahlstützschale eine oder zwei Lagemerkstoffe mit Zwischenschichten (Diffusionsbarrieren) und einem sogenannten Flash (meist ft.iT den Korrosionsschutz) aufgebracht, siehe Bild 11.1.5. Solche Lager werden besonders bei dynamischen Beanspruchungen, wie sie in Verbrennungsmotoren auftreten, eingesetzt.

449

11.1 Lager Tab. 11 . 1.3 Metallische Gleitlage rwerkstoffe Gleitlagerwe rbtoffe

Hirte

BleigusslegieruDgen

HB1{W2501180 bei 20" ISO"

PbSbl5SnAI PbSbl5SnlO PbSbI4Sn9CuA. PbSblOSn6

18 21

10 10 10 8

22 16

PbSnlOCu2 PbSn l O Pb!n7

Kupfer·Guaslegie rungen

25 22 28

8 8 13

H Bl {WlOOOllO bei 2(r

CuPb9Sn5 CuPblOSnlO CuPbI5Sn8 CuPb2QSn5 CuAII0FeSNi5

55-60 65-70
CuSn6Pb2 CuSnlOP CuSnl2Pb2 CuPb5Sn5Zn5 CuSn7Pb7ZnJ

00-85 70-91> SO-80 00-65 65-70

Kupfer-Knetlegierungen

HO

HB 2,~62.~lO bei 20·C 80· 160 100-160 100 100

Kupfer-Guss- oder Sinterlegierungcn

HB bei 20· C

Aluminiumlegierungen

AlSn6Cu AlSn20Cu AISn40Cu AlSi4Cd AlCdSCuNi AlSil1Cu AIZn5SiCuPbMg

Verbundjleitlager

DlN ISO 4381

·· · ·

· Verbundgleitlager ·· · Massiv· und Ve rbundgleitlager

OIN ISO 4383

DI N ISO 4381

OIN ISO 4382, Teil I

··

Cu-Sn8P CuZn31Sil CuZn37Mn2Al2Si CuAl9Fe4Ni4

CuPblOS n lO CuPb17Sn5 CuPb24Sn4 CuPb24Sn CuPb30

Quelle

Gle itacbicbten (Overlay)

Zinn·Gusslcgierungen SnSb12Cu6Pb SnSb8Cu4 SnSbSCu4Cd

Anwendung

gegossen

gestDwrt

70-130 60-95 00-80 55-50

60-90 45 -70 30-45

HB 2_5I62,l'.iI30

bei 20"C

bei 200· C

33-40 30-40 25·30 36-40 35-55 45·60

20-22 16-20

45·::;S

22-26

15-17

·· · Ma&livgleitlager ·· ··

OIN ISO 4382, Teil 1

Maasivgleitlager

DlN ISO 4382, Teil 2

·· ·· dilnnwa nd ige Verbundgleitleger

·· ···

dOnn .... andige Verbundgle itleger

·· · ·· ··

DlN ISO 4383

DIN ISO 4383

Hodcs, Mann u _ Roemer(1978)

450

11 Tribo log ie von Konstruktionseiernenten

Konstruktiver Aufb
Funktionelle Aufgabe

Korrosionsst hutz 1 Vm ~~~~_ FI~Sh ~~~~:::QUfSC h i(l'It . 1.8. Pb-So-Cu Gleitverhalten

2Q -25 ~ m 1. 1,5 ~m

Q, 3 -1,5 mm

1 - 10 mm

f'"

Nickeldamm z. B. CuPb22Sn

Diffusionsbarriere Notlaufeigenst hilften

Stah\stützschale

l ager kraftaufnahme

Bild 11.1.5 Autbau eines Verbundgleitlagers D ie meta ll ischen Gleil lagcmcrkstoffe besitzen unterschiedliche Gefuge:

I. harte Phasen in einer weichen Matrix 11. weiche Phasen in einer härteren Matrix 11 1. einphasige Gefüge Charakteristische Vertreter fiir I sind z. B. harte Blei-Antimon Mischkristalle in der weichen Matrix Blei und harte Zinn-Antimon M ischkrista lle in der weichen Matrix Zinn. Weiche Phasen in einer härteren Matrix (11 ) treten zum Beispiel in Kupfer-Zinn-Blei-Legierungen auf, in denen das weiche Blei fein in der harten Matrix Kupfer-Zinn verteilt ist. Homogene einphasige Geflige (111) findet man z .B. in Kupfer-Zinn- Legierungen mit n icht zu hohen Zin n-Gehalten (Klihnel 1952; Sclmlid und Weber 1953; Römer 1974). Für eine Matrix aus Blei-Zirm-Kupfer sind Part ikeleinlagerungen im Bereich von 5--6 Vol.-% aus T i02 und Si3N4 anwendbar. wobei durch d ie Teilchengrößen von 300 nm eine Dispersionshärtung eintritt (Grünthaler, 1998). Mittels dem atmosphärischen Plasmaspritzen können Lagermetall-Schichten mit erhöhter Härte direkt auf dem Pleuel aufgetragen werden. Die Schicht besteht z. B. zu 80 Gew.-% aus AISn20Cul und 20 Gew.-% Ti02 mit einer Komfraktion zwischen 10-52 ).Im verbunden mit einer geschlossenen Porosität von 5- 10 Vol.-% (Czermin, 2000). Das tribologische Verhalten der GleitlagerwerkstofTe kann man aus ihren physikalischen und gefugemäßigen Eigenschaften nur begrenzt ableiten. Zur qualitativen Kennzeichnung der fur die Funktionsfahigkeit von Gle it lagem wicht igen Eigenschaften von Gle itlagenverkstofTen kann die Zusammenstellung in Tabelle 11.1.4 dienen, die auf Veröffentlichungen von Lang (1978). Mittelbach (1971) und Booser ( 1974) sow ie auf eigenen Erfahrungen beru ht. In Einzelfällen können sich aber durchaus Abweichungen ergeben, wie im Fo lgenden an einigen Beispie len geze igt werden soll.

452

II Tribologie von Konstrukt ionselementen

Infolge von Fluchtungsfehlern zwischen Welle und Lagerschale oder wegen der Durchbiegung der belasteten Welle können an den Kanten der Lagerschale überhöhte Pressungen auftreten, wodurch die Bildung eines trennenden Sch mierfilmes behindert wird. Die Anpassung von Welle und Lagerschale kann man durch konstruktive und werkstomechnische Maßnahmen verbessern. So zeigt Bi ld 11.1.6, dass die Belastbarkeit von der Nabenwanddicke abhängt (Buske, 1940 und 1941). Weißmetalle (Blei- oder Zinn- Legierungen) haben wegen ihrer geringen Härte zwar eine niedrige, aber von der Nabenwanddicke nahezu unabhängige Lagerbelastbarkeit, das heißt, sie passen sich gut an. Bei allen anderen Legierungen mit höheren Lagerbelastbarkeiten gibt es eine optimale Nabenwanddicke, welche ein ausgeprägtes Maximum der Lagerbelastbarkeit bewirkt, die dann deutlich höher als be i den Blei- und Zinn-Legierungen ist.

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Belastbarkeit VOll Glcitlagerwcrbtoffcll

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11.1 Lager

453

Für sehr hohe Lagerbelastungen bis 140 M Pa bei 12 m/s wird das Stoffsystem das Stoffsystem Cu-Sn-Ag vorgeschlagen, wobei durch PVD eine 0, I fun dicke Laufschicht aus 5Sn I Ag aufgesputtert ist. D ie bleifreie Legierung Cu5SniAg besteht aus 5,18 Gew.-% Sn, 0,98 Gew.-% Ag und 0,04 Gew.-% P neben dem Rest an Kupfer. Die Laufschicht aus 5Sn I Ag setzt sich aus 27 % Ag3Sn und 73 % ß-Sn zusammen (Oshiro, 200 I). Die Anpassungsfahigkeit kann auch durch konstruktive Maßnahmen verbessert werden. Be i einern Lager mit Mittelsteg hä ngt die TragHihigkeit, die durch d ie Sommerfeldzah l gekennzeichnet werden kann, vom Verhältnis der Wanddicke zum Lagerdurchmesser und der Steglänge zur Lagerlänge ab, siehe Bild 11.1. 7 (reeken, 1990).

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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

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60

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AISn6Cu AISn20 Cu

5 6

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

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PbSn 10 Cu

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Gleitgesch w indigKeit y

Bild 11.1.8

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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

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B Hydraullkol 0 lndustrl egetriege trlebeo(

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F

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0,10

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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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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

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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

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20

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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

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I

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~

0

I

/

0,1

N

'. ° ~

c 0

Bi ld 11.1.13

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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 Abhängigk<.~ il von den Lagerabmessungen rur unterschiedliche Dn:hzahlcn

472

11 Tribo logic von Konstruktionselemcnten

, 90 80

70 60

I~

50

i

'0

,

~~i'l

I

I

~~

30 20

,

10

ce;;,

0' Betriebsviskosität v (mm2/sJ - -

lO

Bild 11.1.20 V.T-Diagmmm

)()

20

10

5

i

."

2

0,5

Bild 11.1.21

0,1

0,05

0.1

0,5

, .-• "

-.

2

5

Ilasis\\cn 32JU zur Enllittlung des Faktors 32J

473

11.1 Lager 4 ~

~

3

~ r--

~

~

o

~ r--

K

~

, o

8

4

2

12

10

a Kugellager b Kegelrollenlager, Zylinderrollenlager c;: Pendelrollenlager, Axial-Pnedelrollenlager" Axial· Zyl inderrollenlager' I . >I 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~.

~b

o

r----

-'-..."0

"-" - 1"--.'0 1"""-' "\ "--~'S:-' -"", ,;> "\ _,~--~ L::::,

\

2

o

t:::- '''~J!-

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<:= 200

1219

,ß3 <:= 200

0,5

1219

p, <:= 200

13110

,ß3 <:= 75

1

14/11

ße 2: 75

15112

~

,

15112

ß& 2:

75

16113

,ß1.2 <:= 75

16113

,ß12 2: 75

17/14

,ß:zs 2: 75

0,'

1219

,ß3 2: 200

13110

,ß3 2: 75

0,5

13110

P3 <:= 76

14/11

ß$ > 75

1

15112

~

2: 75

16113

pu <:= 75

16113

,ßu <:= 75

[=[

0,3

:s:

12,5

2

> 12,5 ...20

,

,ß12 2: 75

17114

,ß:zs 2: 75

19/15

P25 <:= 75

0,'

13110

P3 2: 75

14111

,ßn 2: 75

0,5

14/11

P6 2: 75

15112

P6 2: 75 ,ß12 2: 75

1

16113

,ß12 2: 75

17114

,

17/14

,ßu 2: 75

18115

,ßu <:= 75

19/15

P:16 2: 75

20116

,ß:I& 2: 75

0,3

14/11

J}6 2: 75

14111

ß.e <:= 75

0,5

15112

~

2: 75

15112

,ß12 2: 75

1

17/14

,ß12 2: 75

18114

pu > 75

,

18115

ß25 2: 75

19/16

pu <:= 75

P:I& 2: 75

2lf17

pu 2: 75

2

> 35

<:= 75

18114

2

> 20 ... 35

Richtwerte flir Punktberührung Linienberührung Richtwerte f\ir FilterrOckhalterate Filterrückhalte erforderliche erforderliche

2

20116

Die ÖlreinheitsklllilSe als Maß fur die Wahrscheinlichkeit der Überrollung lebensdauermindemder Partikel im Lager kann anband von Proben z. B. durch Filterhersteller und Institute bestimmt werden. Auf geeignete Probenahme (siehe z. B. DIN 51750) ist zu achten. Auch OnlineMessgeräte atehen heute zu Verfügung. Die Reinheit.sklassen werden erreicht. wenn die gesamte umlaufende Olmenge das Filter in wenigen Minuten einmal dun:hläuft. Vor Inbetriebnahme der Lagerung ist zur Sicherung guter Sauberkeit ein Sptilvorgang erforderlich: Eine Filterrückhalterate P3 <:= 200 (ISO 4572) bedeutet z. B., dass im sog. Multi-Pass-Test von 200 Partikeln <:= 3 11m nur ein einziges das Filter passiert. Gröbere Filter als ,ß:I& 2: 75 sollen wegen nachteiliger Folgen auch rur die übrigen im Ölkreislauf liegenden Aggregate nicht verwendet werden.

476

11 Tribo log ie von Konst rukt ionseiernenten Ein Saubcrkcilsraktor s > 1 ist t1ir vollrollige Lage r nur efreichbar. wenn durch hoch vi5kosen SchmicrslOfrund iiuBcrsIc Smlbcrkcit (Ölreinheil) nach [SO 4406 und mindesten s 1117) Versc hleiß in den Kontakten Ro lle/Rolle ausgesc hlossen ist

2,5

4

3

6

5

7

8

9 10

12 14 16 18 20

Belastungskennzahl I s'

v= 1

V_D,S

.-/

V"O,3

.-/

F

,/

/

a)

,/

2

3

5

10

15

20

30

Sauberneitsfakl or s

V" 1 V

2

1

0,7 0,5 0,3

0,2 V=3 0,1

b)

Bild 11 . 1.23

0,05

0,03

•

J

I

Diagramm zum Bestimmen des Sauberkeitsfaktors s Co = statische Tragzahl (kN). den Katalogen der Lagahcrstcllcr zu entnehmen. Po = statiscl1 llqui valcllIc Lagc rbclasllIng (kN) zu berechnen nach Po = Xo . Fr + Xo . Fa wobei Xo und Vo Radial- lind Axial faktoren. Fr und Fa Radial- und AxialbclaslUng des Lagers (kN) sind. Dic \Vcnc für Xo und Yo sowic Hinwcisc zur Bcrechnung dcr statisch äqui valcnten Lagerbelastung sind filr vc rsehicdene Lagcrbauanen den Kata logen der Lagcrhcrstcller zu entnehmen.

11.1 Lager Tab. 11 . 1.12

477 Ölrcinheilsklassen naeh ISO 4406 (Auszug) Anmhl der Partikel pro 100 ml Partike}größe > 5 !.Im mehr als

bis zu

500.000 250.000 130.000

Cod.

Partikelgröße > 15 pm mehr als

bis zu

1000.000

64.000

130.000

20/17

500.000 250.000

32.000 16.000

64.000 32.000

19/16 1&,15

64.000

130.000

17/14

64.000 32.000

8.000 4.000

16.000

82.000

8.000 4.000

16113 15/12

2.000

14/11

1.000

13/10

12/9

16.000

2.000

8.000 4.000

16.000

2.000 1.000

4.000 2.000

1.000 500 250 130

1.000

2.000

64

500 250 130

500 250

1.000

32 32

64 64

8.000

500

11IB

1lJ7 1016 9/6

Über die Berücks ichtigung weiterer Ein flu ssgrößen zur Verbesserung der Aussagekräftigkeit der Berechnungsrnethoden wird von Stöcklein (1987) berichtet. Zur Abschätzung des adhäsiven und abrasiven Verschleißes sei auf eine Arbeit von Sibley ( 1980) hingewiesen. Für das Betriebsverhalten von Wälzlagern ist ferner die Reibung von Bedeutung. Die Reibungszahlen hängen von der Lagerbauart, der Belastung und der Drehzahl ab, siehe Bild 11.1.24 (Eschmann, 1964). Bei kleinen Belastungen tritt die innere Reibung des Schmierstoffes offenbar stärker in Erscheinung.

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Fr /C"O,05 _ _

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Bild t 1.1.24

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°

500

tooo

1500

2000

Dr,hzahl n

2500 ..

3000 U(min

Rcibungszahl eines Rillenkegellagers in Ab hiingigkeit vo n Drchzahl lmd Belastung

Ausfiihrliche Ansätze zur Abschätzung der Lagerre ibung und.zur Schmierung von Wälzlagern sind dem Buch von Brändlein, Eschmann, Hasbargen, We igand ( 1995) zu entnehmen . Dieses Buch infornliert auch ausflihrlich über die Grundlagen. insbesondere über die elastische Verformun g, Druckverteilung in den Kontaktflächen.

478

11 Tribologie von Konstrukt ionseiernenten

11.2 Zahnradpaa run gen Zahnradpaarungen haben die teclmische Funktion, Drehbewegungen und/oder Drehmomente nach Größe und/oder Richtung umzuformen. Eine Zahnradpaarung besteht aus zwei Zahnrädern, deren Radachsen sich in gegenseitig defini ert er Lage befind en und bei denen das eine Zahnrad seine Drehbewegung auf das andere Zahnrad mittel s nacheinander zum Eingriff kommenden Zähne übenrägt (nach DIN 868). Bild 11.2.1 enthält Beispiele untersch iedlicher Zahnradpaarung en in Wälzgetrieben. Wäl zschraubgetrieben und Schraubgetrieben. Bei Wälzgetrieben ist die Gleitgeschwindigkeit der Zahnräder im Tei lkrei s gleich null. Zum Zahnfuß und Zahnkopfhin nimmt die Gleitgeschwindigkeit zu, siehe ßild 11.2.2. Bei Schraubgetrieben ist auch im Teilkreis die Gleitgeschwindigkeit nicht gle ich null.

GCl ri clx:bczcichnung

Lag.: der Aehsen

Za hnradgrund fo rlll.:n

Stirnradgetrie be

para llel

Zy linder

Kegcl radgetrie be

sich schn cidend

Kegel

Stirnmdschraubgetrie be

sich kreuze nd

Zy linder

Kegel radschraubgetrie be

sich krcuze nd

Kegel

Schneckengetrie be

sic h kreu ze nd

Zy linder und Globoid

Wälzg.:tri cbe

Wälzsc hraubgetri ebe

Sehraubgetrie be

Ö ,

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Ö

Kon ta kt

linienf6mli g

linienfOmli g

punklfOrl11 ig

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link nfOrl11i g

fj

linienf6rl11ig

Bild 11 .2. 1 GClriebellr1 cn

Die Zahnflanken einer Zahnradpaarung bi lden einen kontrafomlen Kontakt. Bei Anwesenheit eines Schmieröles kann sich ein Schmierfilm aufbauen , dessen Dicke sich mit der EHDTheorie abschätzen lässt (Winer und Cheng, 1980):

11.2 Zahnradpaarungen

1

479

_01481°·74

h= G·LP·N,WT 1i G:

geometrischer Parameter, der vom Getriebetyp abhängt, siehe Tabelle 11.2, 1

LP:

u''l o'l Oll in s, SchmierstofTparameter (Bild 11.1.15, Kapitel 11.1.2)

a: '10:

Viskositätsdruckkoeffizient in GPa,1

dynamische Viskosität in mPa s N: Drehzahl in min -I W'rfI: Belastung pro Einheitskontaktlänge, siehe Tabelle 11.2.1

Zahnkopl

•

·UJ· ,;Ikr'is

v.,.. .. GI.itgnchwinOigkeit in HOh.nrlchtung VO!' .. Gltitg"CIlwind!gklit In F"lankenri<:htung VOll .. re.ultilr.nde Gllitg"chwindlgkeil im Zill"1n

o a) Wälzgelriebe b) Sehraubgetriebe

Bild 11.2.2

G.:schwindigk.:il<:n aufdcr Zahnllankc a) Wal zgclri.:bc b) Schraubg':lri<:b.:

In Abhängigkeit von der sogenannten Belastungsintensität und der Geschwind igkeit des Ritzels (k leines Zahnrad) kann man nach Dudley ( 1980) drei Bereiche der Schmierung unterscheiden, sieh Bild 11 .2.3: Bereich I:

Die Geschwindigkeit der Zahnräder ist so klein , dass sich kein elastohydrodynamischer Schm ierfi lm zwischen den Zahn flanken aufbauen kann. Reibung und Verschleiß werden durch d ie Eigenschaften der Zahn flanken und der Oberfl ächenschicht bestimmt, die durch das Öl bzw. die Ö ladditi ve gebildet wird.

Bereich 11:

Die Geschwindigkeit der Zahnräder ist hoch genug, um einen part iellen elastohydrodynamischen Ölfilm zu erzeugen. Er ist aber nicht dick genug, um die Zahnflanken zu trennen, solange sie ihre durch d ie Bearbeitung gegebene A nfangsrauhigkeit haben. Durch Ei nlaufverschleißprozesse können die Zahnflanken geglättet werden, wodurch die Trennung der Oberflächen verbessert wird.

Bereich 111:

Die Geschw indigkeit der Zahnräder reicht aus, um die Zahnflanken durch einen elastohydrodynamischen Schm ierfilm zu trennen. In d iesem Bereich ka nn Verschleiß durch Oberflächenzerrliltung (Grlibchenbildung. Pitt ing) auftreten.

11.2 Zahnradpaarungen

481

25 20 N/ rrm 2

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10

r

4

2.' 2.0 15 1.0

Für Slirnradgclricbc:

Strtich 1 ----.., Strtieh ll

K

Strtieh 111

1/ .01

~ IV,

/ , 10

.5 1.0

.05 .10

50 100 mls

Rit ze l- Tfilk rfi sg uc hwindi gkf it v Diagramm A ( opt i mall

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2.' 2.0 1. ' 1.0

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2000T

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T: Drchmomcnt dpl: R ilzcltc iIkrci sdurchmcsscr dp: Tci Ikrcisdurchmcsscr b, Zahnbrcilc Ziihnczahl vcrhiilln is

Grt n ze r-'dbtrt tr Zahn kons tru kt ion '"

25

N/ mm 2 10

~ d,b

Bild 11 .2.3

so 100 rn / s ~

Bcrcichc dcr Schmicrung von Zahnradpaarungcn in Abhiingigkcit von dcn BClricbsbcdingungcn

In einer anderen Darstellung wird das zulässige Grenzdrehmornent über der Umfangsgeschwind igkeit aufgetragen, siehe Bild 11.2.4. (Oster, 1987). Dabei sind folgende tribologische Schäd igungsmechanismen bzw. Beanspruchungsgrenzen zu beachten: Graufleckengrenze Grlibchengrenze Fressgrenze Verschleißgrenze Dazu kommt als mechanische Belastungsgrenze die Zahnbruchgrenze. Nachfolgend sollen die tribologischen Schädigungsmechanismen diskutiert werden . Bei der Grautleckigkeit handelt es sich um eine Vielzahl von mikroskopisch kleinen Anrissen und Ausbrüchen, die den Eindruck von grauen Flecken hervorrufen. Die Grautleckigkeit hängt nach Schönbeck (1984) von der spezifischen Schm ierfilmdicke und von der Härte der Zahnräder ab, siehe Bild 11.2.5. Danach tritt die Graufleckigkeit bevorzugt unter Schmierungsbedingungen auf, bei denen die Zahn flanken nicht vollständig durch einen elastohydrodynam ischen Schmierfilm getrennt s ind. Außerdem sind einsatzgehärtete Zahnräder mehr gefahrdei als vergütete Zahnräder.

482

11 Tribo log ie von Konstrukt ionselementen

Gebielohne Schöden

•

0.3

Bild 11.2.4

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20

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0.]

SO

Tragnihigkeitsgrenzen von Zahnradpaarungen a) Zahnräder aus Vergütungsstahl b) Zahnriider aus cinsatzgehänetem Stahl

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wurde

bei etwo 52·f. ollet In diesem Bereich liegen-~ den GetriebestlJfen beobochtet :

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1000 900

100

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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

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10 m/s 50

I

I,S

2,0

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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

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Bild 11.2.6

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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

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V~lt9itrt~s Min~rolöl

Öl

Oberfläche n· bthondlun

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hoch

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kupftr g05 nilT (geban. beschien. dir!

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,in50lt9thärl.t

Einfluss vo n Werkstoll Obcrflächcnb<:handlung und SthrnicrSloff auf die

.. Fn:sslragflihigkc ir-

3

2

487

11.2 Zahnradpaarungen

Bei niedrigen Geschwindigkeiten (v < 0,5 111/S) kann die EHD-Schmierfilmdicke hmin so gering werden, dass Grenzreibung und in fo lgedessen Verschleiß auftreten. Die Berechnung des linearen Verschleißbetrages kann nach Winter und Plewe (1982) mit folgender Bezieh ung abgeschätzt werden:

p, ( PeT

1( 1 >IV

~WT

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

•

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

.~

ScllmiltrfilmdiCklt

IImin

488

11 Tribologie von Konstruktionseiernenten

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Itw t., I ~, ."- cP' i t, k

tEl Bild 11.2.9

·e, . tA2 ' "2 e, ..

"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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E : ISC,NI6 E V: 42CrMo' V lIC, MoY9 N (Gas'

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A; Vcrschleiß von Zahnradpaarungen aus untcrschiedlichen WcrkstolTen

489

11.3 Axiale Gleitringdichtungen

Für spezielle Anwendungen werden Zahnräder aus Kunststoffen eingesetzt. Es können dann nicht so hohe Lei stungen wie mil metallischen Zahnrädern übertragen werden. Mitt lere Leislungen sind aber bei Trockenlauf oder Fettschmierung zulässig, so dass auf auf\vendige Schmiereinrichtungen oder Dichtungen verzichtet werden kann. Weilere Vorteile von Kunststoffzahnrädern sind ihr geringes Gewicht und ihre guten Dämpfungseigenschaften. Die Schädigung der Flanken von Kunststoffzahnrädern kann vor allem durch Grübchenbildung oder Gleitverschleiß erfolgen. Maßgebend fur die Schädigung der Zahnflanken ist die Hertzsehe Pressung, die bei vorgegebener Lebensdauer einen Grenzwert nicht überschreiten darf. Dieser Grenzwert hängl von der Art des Kunststoffes und bei Verwendung e ines metallischen Gegenrades von dessen Rauheit sowie von der Schmierung ab (Erhard u. Strickle, 1978; Niemann und Winter, 1985; Beitz u. Martini, 1987).

11.3 Axiale Gleitringdichtungen Dichtungen haben die Funktion, den Transport von Flüssigkeiten oder Gasen zwischen getrennten Räumen zu unterb inden. Für die Abdichtung von Maschinenelementen mit reversierenden Bewegungen werden z. B. Manschettendichtungen, Membrandichtungen und Kolbenringe (siehe Kapitel 11.4) verwendet , während zur Abdichlung rotierender Wellen Labyrinthe, Stopfbuchsen, axiale und radiale Gleitringdichtungen u. a. benutzt werden. Im folgenden soll das tribologische Verhalten von axialen Gleitringdichtungen behandelt werden. Dazu liegen umfangreiche Darstellungen von Mayer (1982) sowie Johnson u. Schoenherr (1980) vor.

1 rotierender Gleitrlng 2 u8tionärer Gegenring 3 Dru<:kfeder

4 Unterlegrinll 5 DIchtring 6 Lage rring

Bild 11 .3. 1 Kon Slruktive Gestaltung einer axi,llcn

Gkilringdi!;hlung

Bild 11.3.1 gibt ein Beispiel flir die konstruktive Gestaltung einer axialen Gleitringdichtung (Mayer, 1982). Das Tribosystem besteht aus einem rotierenden Gleitring, dessen Stirnfläche gegen die Stimfläche des stat ionären Gegenringes gedrückt wird. In die Kontaktfläche kann das abzudichtende Medium eindringen und einen so genannten Dichtspalt aufbauen, dessen

490

11 Tribo log ie von Konst rukt ionseiernenten

Dicke von der konstruktiven Gestaltung der Dichtung und den Betriebsbed ingullgen beeinflusst wi rd. Von der Dicke des Spa ltes hängen einerse its die Leckverluste und andererseits der

Reibungszustand ab. Prinzip iell können alte Reibungszustände auftreten: Festkörperreibung, Grenzreibung, Mischreibung, Flüssigkeitsreibung (hydrodynam iseh. e lastohydrodynamisch. hydrostatisch), Gasreibung (aerodynam isch, aerostatisch). Bild 11.3.2 gibt eine Übers icht über die Reibungszahlen und Verschleißraten bei unterschiedlichen Reibungszusländen, rur eine

Gleitringdichtung der Stufe 11 , siehe Tabelle 11.3.1 , (MayeT, 1982). Tab. 11.3.1

Kcnngruppcn axialer Glcitringdichmngen

Kenngruppc

Stufe

Geschwindigkeit m/,

Druck boe

Nieder·

I

PI

Mittel-

n

Hoch· Höchst·

10

Pl v,s.lO

PI !: 10

vlS 10

PIV. S 50

III

P I S 50

vJ~

20

PI\"!: 500

IV

PI:> 50

v,:> 20

PIV,:> 500

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Bild 11.3.2 Reibungszahl und Verschleißrate von Glci tpaarungcn bei unterschiedlichen ReibungszusWndcn

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11.3 Axiale Gleitringdichtungen

491

Festkörperreibung und Grenzreibung sind als die besonders kritischen Reibungszustände anzusehen, wei l bei diesen Reibungszuständen der Verschleiß besonders groß ist. Daher werden als Beanspruchungsgrenzen fiir Gleitringdichtungen im allgemeinen zulässige p·v-Werte angegeben, siehe Tabe lle 11.3.1 , die bei reiner Flüssigkeitsreibung keine Bedeutung haben. Unter Grenzreibungsbedingungen hängt die Reibungszahl von der auf die Kontaktfläche der Gleitringe wirkenden Gesamtkraft FG ab, die die Resultierende aus mehreren Teilkräften ist. FG = FF + FII - Fsp ± FR FF: Federkraft FH: Hydraulische Belastungskraft Fsp: Kraft des Spaltdruckes FR: Reibungskraft des radialen Dichtelements In Bild 11.3.3 abis c (Meyer, 1982) ist die unter Grenzreibung gemessene Reibungszahl verschiedener Werkstoffpaarungen fUr eine konstante Gleitgeschwind igkeit in Abhängigkeit vom Gesamtdruck Pg aufgetragen, wobei als Medien Wasser, Dieselk raftstoff und Öl verwendet werden. Etwas überraschend nimmt die Reibungszahl zunächst durchweg mit steigendem Gesamtdruck ab. Für die meisten Paarungen w ird bei einern Druc k von 65 N /cm 2 eine konstante Reibungszahl von ca. f = 0,1 erreicht. Bei ein igen Paarungen steigt die Reibungszah l vor allem in Wasser nach Durchlaufen eines Minimums wieder an. Dies wird auf eine Verdampfung des Zwischenmediums zurückgefiihrt, wodurch der Festkörperreibungsanteil ansteigen soll. WerkstoITpaarungen mit schlechter Würmeleitung, wie beispielsweise Koh le/Hartmetall und PressstofflHartmetall neigen besonders stark zu diesem Verhalten, vor allem dann, wenn die Wärmeableitllng durch große Wanddicken der Dichtbreite b behindert wird. Standardmäßige axiale Gleitringdichtllngen arbeiten vie lfach unter Grenzreibungsbedingungen mit Reibungszahlen von 0,07 ± 0,03. Zur Steigerung der Belastbarkeit versucht man, durch werkstofftechnische und konstruktive Maßnahmen hydrodynamische und elastohydrodynamisehe Effekte auszunutzen. In Bild 11 .3.4 ist eine Gleitpaarung dargestellt, bei der ein Gleitpartner aus einer metalI imprägnierten Kohle besteht. Infolge der Reibungswärme dehnen sich die Metallpartikel stärker als die Kohlematri x aus, so dass sich kleine Schmierkeile bilden. Durch die Verwendung von porösen Werkstoffen können ebenfalls hydrody nam ische Effekte hervorgerufen werden. Konstruktiv lassen sich durch Nuten, ellipt ische Ringe, exzentrische Anordnung der Ringe oder Hohlkammem unter den Gleitflächen lokale Keile erzeugen, die hydrodynamische oder elaslOhydrodynamische Traganteile bewirken ( Mayer, 1982; Peeken und Dedeken, 1987). In Bild 11 .3.5 sind Reibungszahlen fUr zwei Dichtungen, die sich jeweils nur durch die Anwesenheit von hydrodynamische Nuten unterscheiden, bei verschiedenen Betriebsbed ingungen aufgefUhrt (Meyer, 1982). Während unter Grenzreibung die Reibungszahl mit wachsendem Druck ansteigt, nimmt die Reibungszahl der hydrodynamischen Dichtung mit wachsendem Dichtdruck ab, der die thermische Verformung der Randzonen der Nuten begünstigt.

492

11 Tribologie von Konstruktionselememen Ko : Kohle. Ha: Haume!all. Pre: Preßstolf. AG : Aotgull. GG: Graug ull v "' 5m/s • KI)/ Nil

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lOJlt').'M

Reibungszahl \"on Glcilringdidllungcn aus unierschiedlichen Werkstofrpaanmgcn in Wasser (a). Dicselkrafistoff (b) und Schm icröl (c)

11.3 Ax iale Gleitringdichtungen

a)

493

1 2

Metallring metallimpragnierter Kohlering

a b

Einbauzustand in Ruhe Betriebszustand bei Drehung

b)

Bild 11.3.4

Bildung von Schmicrkeilcn dllrch die thermische Ausdehnung I'on Metalkinschlüssen in Carbonwcrkstotl'cn

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Doppelt w irkende Rührwerk sd ic h. tu ng : D w" ' OOm m; *" ' ; Metall· ka rbid/Koh le; Wasser ; II g " 1,25 m/s; l' S tröm ung vo n D nach 0

Rcibungszahl von Glcitringdichtung ohne und mit hydrodynamischen Noten

Am Verschleiß können grundsätzlich alle Hauptverschleißmechanismen - Adhäsion, Iribochem ische Reaktion , Abrasion und Oberflächenzerrüttung - beteil igt sein. Häufig wird durch adhäsive Wechselwirkungen bei G leitpaarungen mit Carbonwerkstoffen ein Kohlenstofffil m auf den Gegenkörper übertragen . Dieser Film kann graphitisch sein. Die Basisflächen des hexagonalen Graphits können sich parallel zur Gleitrichtung anordnen und dadurch ein günstiges Reibungsverhaiten bewirken. Die Abrasion wird weniger durch die Rauheitshügel der G le itpartner bewirkt, da man im Allgemeinen sehr gut bearbeitete, glaue Oberflächen einsetzt, als viel mehr durch Abrasivpartikel aus dem abzud ichtenden Medium. Tribochemische Reaktionen lassen sich vor allem dann kaum vermeiden, wenn chemisch aggressive Medien abzudichten sind. Die durch statische Untersuchungen ermittelten medienabhängigen Korrosionsbeständigkeiten sind nur begrenzt verwertbar, weil die Korrosion hemmende Passivschichten durch die tribologischen Beanspruchungen zerstört werden können. Die Oberflächenzerrü!tung kann vor allem durch Thermoschockbeanspruchungen hervorgerufen werden, indem sich infolge thennisch bedi ngter Spannungen Risse bilden, d ie mit zunehmender Beanspruchungsdauer zusammenwachsen und dadurch zur Bildung von Verschleißpartike ln fiihren.

494

11 Tribologie von Konstrukt ionseiernenten

So kann man Bild 11.3. 6 entnehmen, dass de r zulässige p'v-Wert mit dem thermischen

Spannungsfaktor (Therrnoschockfaktor) R' ansteigt, der durch folgende Beziehung gegeben ist (Ahar, 1964): R'= k·S,·(I -v) E·a k: SI:

thermische Leilfahigkeil in W/mk Bruchfestigkeit in N/m2

v:

Poissonzahl

E:

Elastizitätsmodul in N/m 2

0.:

Wärmeausdehnungskoeffizient in K-l

6% Ni-W e

10' kJlm h

1

Sie

Bild 11.3.6

5.102 '---_ _~_ _ _~_ _~_-,;-:,--J Zusammenhang zwischen zulässio 2 3 103 Po·m/s gem p-v-Wcrt und dCllllhcrmischcn

p·v beim Versagen

•

Spannun gsfakwr

Neben dem Gleitverschleiß ist auch die Erosion zu berücksichtigen, der infolge der erosiven Wirkung von Flüssigkeiten und Gasen bei hohen Strärnungsgeschwindigkeiten auftreten kann. Der Einfluss der verschiedenen Beanspruchungsparamcter, der WerkstotTpaarung, des Mediums und anderer Größen wird eingehend von Mayer (1982) beschrieben. Wegen der Fülle der Einflussgrößen lassen sich hier kaum allgemeingliltige Aussagen treffen.

11.3 Axiale Gleitringdichtungen

495

Als Werkstoffe Hir axiale Gleitringdichtungen werden vor allem Carbonwerkstoffe, keramische Werkstoffe auf der Basis A I203 und S iC sowie SiSiC, Hartmetalle mit Kobalt- oder Niekelbinder, Stellite, Nickellegierungen, korrosionsbeständige Stähle und Gusseisen verwendet . Dabei werden die CarbonwerkstofTe in der Regel als rotierende Gleitringe eingesetzt (Th iele, 2000). In Tabelle 11.3.2 sind die Größenordnungen des Verschleißkoeffizienten K einiger Gleitpaarungen zusammengestellt (Johnson u. Schoenherr, 1980). K = Wv · H = Wl.~ FN'S tB p'V W,,: Verschleißvolumen in m3 H: Vickers-Härte in N/m 2 FN: Normalkraft in N s: Gleitweg in m Wl: Linearer Verschleißbetrag in m tw Beanspruchungsdaucr in sec p: Pressung in N/m2 v: Gleitgeschwindigkeit in mJs Tab. 11 .3.2 VcrschlcißkocllizicllIcn \'on Glcitpaarungcn rur Glcilringdichlungcn Gleitpaarung

Verschleißkoeffizient K

rotierender Gleitpartner

stationärer Gleitpartner

Carbon-Graphit (Harzimprägnierung)

Ni-Resist GlUIseisen

10'&

Carbon-Graphit

Al 20 a (85%)

10-'

Carbon-Graphit

Al 70 a (85%)

l ~'

Carbon-Graphit (Bronzeimprögnicrung)

Hartmetall (6% Co)

l ~'

Hartmctall (6% Co)

Hartmetall (6% Co)

l~'

Silizicrtcr Carbon-Graphit (C·SiC)

Si1izicrter Carbon·Grnphit (C·SiC)

l~'

Bei CarbonwerkSlofTen ist ein starker Einfluss des Gasdruckes des Zwischen- bzw. Umgebungsmediums auf die Verschleißrate zu beachten, siehe Bi ld 11.3.7 (Paxton, 1979). Besonders groß ist der Einfluss des Wasserdampfdruckes, weil im Graphitgitter gelöste Wassermoleküle d ie Scherfestigkeit der hexagonalen Basisflächen des Graphits vermindern. Zu lässige p'v-Werte von artfremden und angle ichen Paarungen Gleitringd ichtungen enthält Tabe lle I L3.3 (Johnson und Schoenherr, 1980).

rur

497

11.4 KolbenringlZylinderiaufbahn .10

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Propan

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kohlenstoff

01

10 Druck p

Bild 11.3.7

Methanol

~ tOO

N/m

,

1000

•

Vers!;hkiß lIon Graphit in Abhflngigkeit vom Druek unlCfS\:hicdlich<:r Gase

11.4 Kolbenring/Zy linderlaulbahn Kolbenringe können als eine bewegte Dichtung zwischen dem Kolben und der Zylinderiaufbahn angesehen werden. Sie sollen eine gute Gasdichlung zwischen Zylinder- und Kolbenraum gewährleisten und in umgekehrter Richtung den Zutritt von Öl in den Verbrennungsraum begrenzen. Außerdem bewirken sie eine Führung des Kolben im Zylinder. Gleitbahndruck lind Geschwindigkeit hängen vom Arbeitszyklus des Kolbens und seiner Stellung ab, s iehe Bild 11.4.1. Die Reibung zwischen dem Kolbenring und der Zylinderlaufbahn macht ei ne Großteil der mechanischen Verluste von Verbrennungsmotoren allS. Unter variablen Betriebsbed ingungen sollen bei niedrigem Schmierölverbrauch Reibung und Verschleiß über lange Laufzeiten im Grenzen gehalten werden. Dies setzt eine weitgehende Flüssigkeitsschmierung zwischen Kolbenring und Zylinderiaufbahn voraus. Ähnlich wie beim Gleitlager wirkt auch am Kolbenring eine hydrodynamisch wirkende Tragkraft, wenn durch die Bewegung des Kolbenringes Öl in einen sich verengenden Spalt gefOrdert wird. Obwohl in den Umkehrpunkten, den sogenannten Totpunkten, die Relativgeschwindigkeit zwischen Kolbenring und Zylinderlaufbahn null ist, kann infolge der Ringspannung und des Gasdruckes kurzzeitig ein sogenannter Quetschfilm (squeeze film) gebildet werden, der auch im Stillstand die Gleitpartner trennt. Wie aus Bild 11.4.2 hervorgeht, gibt es fur jeden Bewegungszustand eine optimale Ringkontur fLlr einen Druckaufbau im Schmierspalt. Bei realen Kolbenringen muss ein Kompromiss erreicht werden, der eine ausreichende Schmierfilmdicke während der Bewegung und in den Totpunkten ermöglicht. Aus diesen Überlegungen und wegen der Anforderungen an die Gas- und Öl dichtigkeit sind die heute gebräuchlichen Kolbenringtypen entwickelt worden wie z. ß. Rechteckringe, Minutenringe, ballige Ringe, Trapezringe u. a. Untersuchungen an Dieselmotoren zeigen, dass nach längeren Laufzeiten das Profi l des obersten Kompressionsringes die Form eines asymmetrisch balligen Ringes annimmt ( Bild 11.4.3). Daher werden vielfach Kolbenringe mit einem natürlichen Ringprofil eingesetzt, bei denen der Einlaufverschleiß vorweggenommen ist (Thielc, 1986).

498

11 Tribolog ie von Konstrukt ionseiernenten

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Bild 1104. 1 Druck und Geschwindigkeit bei Kolbcnbcwcgung

"

Ko lbenp05ition

Erwünschtes

im Zyklus

Ringprofil

OT AbwärtShub

UT

Aufw ärtshub

OT

Bild 11 .4.2

Bemerkungen

~ I -D

kein Glei ten, Tragkraft d u rch Quetschfilm, parallele Flächen am besten

~\ I I

ke in Quetschfilm, Tragkraft durch Gleiten konvergenter Spalt am bes t en

I

~ ED ~ I tD

siehe OT

wie Abwärtshub, Bewegungsrichtung jedoch u mgekehrt

~ I-D Ringkolltur.:n für optimalen Schmicrlilmflufbau

11.4 KolbenringlZylinderiaufbahn

/ !

i

499

Original-Rechteckprofil

'C-

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l 'oe

vergent im

A,f wörtshub

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'oevergent im

Ab. ör tshub

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großer Kurvenrodius für auetschfitmschmierung

Bild 11.4.3

VCriind<:rung der RinggcomC1ric durch Verschleiß

Zur Ennittlung des Druckes durch den Aufbau eines hydrod ynamischen Schmierfilmes kann di e Reynolds-Gle ichung (siehe Kapitel 6.1) verwendet werden, wob ei der Kolbenring als nicht verform bar angesehen wird. Die Reynolds-Gleichung lässt sich unter folgenden Annahmen vereinfachen: Das Ölangebot reicht rur die Bildung eines hydrodynamischen Schmierfi lmes aus. Die Schmierung ist über den gesamten Hub hydrody nami sch. In Umfallgsrichtung herrscht Symmetrie, so dass es sic h um ein eindimensionales Problem handelt. Man erhält dann fol gende vereinfachte Reynolds-G leichung:

x: h:

Ortskoordinate in Gleitrichtung Sch mierfilmdicke

p:

hydrodynami scher Schmierfilmdruck

'1 : U:

dynami sche Viskosität Gleitgeschwindigkeit

t:

Zeit

Durch zwe imaliges Integrieren nach x erhält man den hyd rod ynamischen Schmierfilmdruck:

dh

p = - 611 U1l + 12'1"dt 12 +C IJ + D

mit XdX

- J7'.

I2 -

und den Integrationskonstanten C und D.

500

11 Tribologie von Konstruktionseiernenten

Die Integrationskonstanten können unter der Annahme von Randbedingungen ermittelt werden, wobei hier die so genannte Halb-Sommerfeld-Bedingung ein e zufrieden stellende Lösung bietet , siehe Bild 11.4.4 (Ting. 1980).

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-

Druck

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Druck

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Kolbenh ub

Kolbtnhub ß(lch obfn

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h=c.6

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Bild 11.4.4 /-Ia\b-SomrncrfcldBedingung

",

Zur Bestimmung der Schrnierfilmdicke wurden von Todsen ll. Kruse (1985) Rechenprogramme erstellt, deren Ergebnisse mit einem Modellgleitprüfstand kontrolliert wurden. Bild 11.4.5 zeigt den Verlauf der Schmierfilmdicke über dem Kurbelwinke l, wobei eine gute Übereinstimmung zwischen den Messwerten und der errechneten Kurve festzuste llen ist. Envartungsgemäß hat die Sehm ierfilmdieke bei der maximalen Geschwindigkeit ($ = 90 0) ein Maximum .

BALlIGES PROFIL

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Kurbi!tweltenwinkel

90

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'"

"-

~ 150grQd

180

Bild 11 .4.5 Minimale Schmicrfilmdickc unter balligcm Rin g

Der Verlauf der Reibungszah len hängt von der sich einstellenden Schmierfilmdicke ab, d ie vor allem durch die Geschwindigkeit (Drehzahl), den Ringanpressdruck und die Öl viskosität be-

11.4 KolbenringlZylinderiaufbahn

501

einflusst wird. Der Einfluss dieser Größen auf den Verlauf der Reibungskraft ist schemat isch in Bild 11.4.6 dargestellt (Thiele, 1986). Das linke Teilbild zeigt Reibkraftspitzen nach den Totpunkten und einen flachen Verlauf der relativ geringen Reibungskräfte über dem Hub. Die Reibkraftspitzen werden durch einen hohen Grenzreibungsanteil hervorgerufen, weil die Verweilzeit im Bereich der Totpunkte relativ groß ist und der Schmierfilm infolge des hohen A npressdruckes und der geringen Ölviskosität rasch verdrängt wird. Bei hydrodynamisch günstigen Bedingungen - hohe Viskosität und niedriger Anpressdruck - entspricht der Reibungskraftverlauf annähernd dem Geschwindigkeitsverlauf, siehe rechtes T eilbi Id, Bild I 1.4.6.

F. 0

,

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niedrig niedrig hoch Bild 11.4.6

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Drehzahl Viskosität

Ringpressdruck

______

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•

~

or

hoch hoch

niedrig

Rcibkrafivcrlaufübcr dcm Hub

Als Verschleißmechanismen treten vor allem d ie Adhäsion, die Abrasion. die Tri booxidation und ein sogenannter .. bore polishing"-Prozess in Erscheinung (Eyre, Dutta u. Davis, 1990). Die Adhäsion kann bei Überbeanspruchungen oder Schmierstoffmangel die sogenan nte Brandspurbi ldung auf Kolbenringen hervorrufen (Dück, 1969). Die Abrasion ist durch harte Partikel im Öl oder durch Verschleißpartikel bedingt. Die Tribooxidat ion ist vor allem eine Folge der Veränderung des Säuregehaltes des Schmieröles mit zunehmender Einsatzdauer des Ö les infolge der Wechselwirkungen der Verbrennungsgase mit dem Öl. Bore polishing kann bei Verbrennungsmotoren mit Turboladern auftreten. Es fUhrt zu einer starken Glättung der G le itflächen, wodurch das Schmierstoffangebot aus den Rauheitstä lern verringert wird, so dass es zum Versagen durch adhäsiv bedingtes Fressen kommen kann. Für ein günstiges Verschleißverhalten der Kolbenringe und der Zyl inderlaufbahnen müssen die Werkstoffe beider Gleitpartner aufeinander abgestimmt werden. Kolbenringe werden meistens aus Gusseisen oder Stahl gefertigt und in der Regel beschichtet. Die größte Bedeutung haben galvan isch abgeschiedene Chromschichten. Diese Schichten haben aber eine gewisse AnHilligkeit gegenüber der oben envähnten Brandspurbildung. Durch die Vem'endung von Molybdänschichten, die durc h Flamm- oder Plasmasprilzen erzeugt werden, kann die Brandspursicherheit erhöht werden (Duck, 1969). Die Entwick lung geht zur Absche idung von mehrphasigen Legierungen mit eingelagerten HansIOffphasen (AI203- und Diamant-Partikel in einer ChromMatrix) und von keramischen Schichten auf Aluminiumoxid- oder Chromnitrid-Basis (YamamolO, 1994 und Balzers, 2002). In Tabelle 11.4.1 sind e in ige das tribologischen Verhalten von Kolbenringbeschichtungen kennzeichnende Merkmale zusammengestellt (Buran , 1990 und

502

II Tribologie von Konstrukt ionselementen

1995), wobei als Gegenkörperwerkstoff lamellarer Grauguss verwendet wurde, der auch in Zukunft als der wichtigste Zylinderlaufbahnwerkstoff anzusehen ist. Die im Grauguss enthaltenen Graphit lamellen wirken dem adhäsiv bedingten Versagen entgegen. Durch Honen erhalten die Laufbahnen eine spezielle Oberflächenmorpho logie, durch die eine opt imale Schmierung gewährleistet wird, wobei ein Trend zu glatten und strukturierten Zy linderlaufbahnen mit Ra- Werten von 0,1-0,2 mm erkennbar ist (Lindner, 2002; Zwein, 200 1) Tab. 11.4. 1 Bewertung verschiedener Kolbcnringlaumiichcnbcschichmngcn

Verschleiß· festigkeit

Brandspur. sicherheit

Ausbruch· sicherheit

ausgelöster Zylinder· Verschleiß

C,

0

«I

0

0

Mo

CI

0

«I

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Mo NiCr-B-Si-Leg.

CI

EI

CI

EI

Mo,Cr-Leg. NiCr-Leg.

EI

EI

EI

«I

Mo, Cr-Karbid NiCr·Leg.

EI

EI

EI

EI

Mo, Mo-Karbid NiCr-Leg.

0

CI

EI

CI

Al·Oxid,Ti·Oxid Leg.-Zusätze

EI

0

«I

EI

Schicht- Hauptbestandteile

G - begrenzt

0 -

gut

f)

= sehr gut

o - ausgezeichnet

In Leichtmetallmotoren bestehen die Zylinderlaufbahnen aus einer Alum inium-SiliciumLegierung (z. B. AISi17Cu4Mg), in der Aluminium durch einen Ätzprozess oberflächlich freigestellt wird, so dass die tribologi sche Beanspruchung vor allem durch die Silicium kristalle aufgenom men wird. We iterh in werden - vor allem fUr Motorradmotoren - Nickel-Siliciumcarbid-Schichten eingesetzt, die galvanisch mit 12 Gew.-% Phosp hor und mehr strom los abgeschieden werden. Die Siliciumcarbidkristalle sorgen dabei fur einen hohen Verschleißwiderstand und die Nickel-Matrix fUf die Korrosionsbeständigkeit. In der Erprobung befinden sich keramische WerkstofTe, die teilwe ise ein sehr günstiges tribologisches Verhalten aufweisen; wegen der hohen Kosten ist eine Serien fertigung aber noch nicht abzusehen. Kolbenring-Zy linder-Paarungen, z. B. in Verdichtern, können bei einer Reihe von Anwendungen auch ungeschmiert betrieben werden. Die Kolbenringe werden dann in der Regel aber nicht aus metallischen Werkstoffen, sondern aus gefti llten Kun ststoffen oder KohlenstofTen ge fertigt. Tabelle 11.4.2 g ibl einen Überblick über das Betriebsverhalten von KolbenringwerkstofTen auf PTFE-Basis mit unterschiedlichen Zylinderlaufbahnwerkstoffen als Gegenkörpern. Die Ergebnisse beruhen auf Labor- und Felduntersuchungen (Fuchsluger u. Vandusen, 1980).

503

11.4 KolbenringlZylinderiaufbahn Tab. 11.4.2 Werkstolle flIr ungcsehmicnc Paarungen .. KolbcnringlZylinderlmlibahn" Zylinderlaufbahn

Kolbenring

Graues Gusseisen Ni-Heeiet Konlenstoffstahl KorrOllionebeatändiger Stahl PTFE mit 26% Glas

Dichte Chromsehieht (0,1 mrn)

PTFE mit PTFE mit PTFE mit 36% Carbon- 60% Bronze 2~% Glae Graphit

PTFE mit 35% Carbon· Graphit

PTFE mit 60%

BronlOe

GaatemptlTstur "C ·240...38

G

G

G

G

G

G

38... 200

G

G

G

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0

200... 280

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M

S

M

M

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0

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0

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MlO

MlO

MlO

6 ... 12

M

MlO

MlO

M

M

M

0

0

G

G

G

G

1,7 ... 10,3

MlG

MlG

0

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MlO

0

10,3 ... 20,7

MlG

MlG

G

M

SIM

MlO

reduzierend, feucht

G

G

G

·

redulOierend, trocken

G

G

0

0

oxidierend, feucht

MlG

MlG

G

0

G

G

oxidierend, trocken

G

MlG

MlG

M

M

neutral, feucht

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G

S

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·

neutral, tl"QCken

M

G

MlO

Gleitgeechwindigkeit W8

Pressung N/mrn 2

:5 1,7

Umgebendee Gas

G: M: S: MlG, SJM: Strich: %:

·

Gut· Akzeptable Lebensdauer für die meisten Anwendungen Mittel· Ei nigermaßen akreptable Lebensdauer für die meisten Anwendungen Schlecht· Unakreptllble Lebensdauer für die meisten Anwendungen Widersprüchliche Ergebnisse keine Daten verfügbar Gewichtsprozent

.

504

11 Tribo logie von Konstruktionseiernenten

A ussichtsre ich in Verbrennungsmotoren fiir den ungeschmierten oder m it M ini malmengen geschmierten Betrieb sind Kolben aus Fein komkohlenstoffcn gegen Zy li nderlaufbahnen aus kera m ischen Werkstoffen, wie z. B. Sie bzw. SiSiC (Gasthuber, 1999) oder thermischen Spritzsch ichlen aus TiOz, A I203-TiOz/CT2Ü3 oder T ill Oz n-l m it 4 :s; n ::;; 10 zu se in (Waydl, 200 1).

11.5 Noc ken/Noc kenfolge r Das Tribosyslem Nockcn/Nockenfolger dient vielfach dazu, d ie Ventile von Verbrennungsmotoren zu öffnen und zu schließen. Der Nockenfolger kann als Flachsläßel, Kipphebel, Schlepphebe l oder TassenslÖßel ausgebi ldet se in. Nocken- und Nockenfolger bi lden einen kontraformen Kontak t ( Bild 11.5.1 ). Dic Kontaktprcssungcn können mit den Hertzschen Formeln abgeschätzt werden (siehe Bild 3.2.7) .

•

Bild 11.5. 1 Geometrie cines Nockcn-NockenfolgerKontaktes

Die in der Hcrtzschen Kontaktfläche wirkendc Kraft, die aus der Ventil federkraft und der Beschleunigungskraft zusammengesetzt ist, ändert s ich m it der Stellung des Nockens, siehe Bild 11.5.2, (Neale, 1973). Da der Radius des Nockens in der Kontaktfläche ebenfa ll s positions-abhängig ist, hä ngt d ie Pressung bei hohen Drehzahlen , bei denen die Besch leun igungskräfte der Fedcrkraft entgcgenwirken, nur wenig von der Stellung des Nockens ab. Die üblicherweise angewandte Ölschmierung von Nocken-Nockenfolger-Systemen ennöglicht die Ausbildung eines elastohydrodynamischen Schm ierfilms.

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11 .5 NockenINockenfolger 100

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Winkrl '10m Nockrnuntlum ___..

Bild 11.5.2 Krümmungsradius. Krall und maximale Ilerv.schc Pressung eines Noc ken· Nockcnfolger. Kontakles

506

11 Tribologie von Konstrukt ionselementen

Die elastohydrodynamische Schmierfilmdicke h kann mit folgender Beziehung abgeschätzt werden (Winer und Cheng, 1980):

h =0 4,35 . 10-3 [IN . LP . N] 0.74 . RO.26 N:

Drehzahl in min- I

LP: Tlo· fN: fn:

I:

R-

rr:

Ci ·

10- 11 Schmierstoffparameter in sec (siehe Bild 11 . 1.1 5)

/2rl1-l/ Radius der Nockennase in m Abstand von der Nockennase zur Schaftachse (siehe Bild 11 .5 .1) in m

[I I]-1 -+rn

rf

Rad ius des Nockenfolgers inm

Nod<en: Grauguß, Nodcenfolger: carbon itrierter Stahl Additivfre iH Öl, a 4 ,6 mm 2 /l bei 100 oe 2 r:lHtru - 700 N/mm bei 500 min-' , T • 30 oe

hlilml

4 3.2 2.4

\0+--::~~~~ \ ..,

mL--w~

W/;' - - -

750

mm

w = 500

Bild 11.5.3 Theoretische Schmierlilmdicke eines Noc kenNockenfolger-Konlakl<:s

11.5 NockenfNockenfolger

507

In Bild 11.5.3 ist ein Beispiel fur die über dem Umfang des Nockens sich in der Kontaktsteile einstellende elastohydrodynamische Schmierfilmdicke wiedergegeben, die nach der Theorie von Dowson und Higginson (1966) ermittelt wurde. Im Bereich des kleinsten Krümmungsradius mit der höchsten Pressung nimmt die Schmierfilmdicke nur wenig mit steigender Drehzahl zu. Messungen flihrten zu der gleichen Charakteristik mit allerdings deutlich niedrigeren Werten der Schmierfilmdicke (Monteil , Lonchampt, Roques-Carmes und Godet, 1988). Für eine im Vergleich zu Winer und Cheng (1980) beschriebenen, genaueren Methode zur Abschätzung der Schmierfilmdicke ist die Ermittlung der elastohydrodynamisch wirksamen Geschwindigkeit notwendig (Mü ller, 1966; Holland und Ruhr, 1986): Ull == UI + U2. Dabei stellen U I und U2 die Relativgeschwindigkeiten der Oberflächen von Nocken und Nockenfolger gegen ein im Schmierfilm fixiertes Koordinationssystem dar. Ist die hydrodynamisch wirksame Gleitgeschwindigkeit gleich null, so wird nach dem Abklingen eines kurzzeitigen Verdrängungsvorganges kein Schmierstoff mehr in die KontaktsteIle gefordert; es tritt Mischreibung oder sogar Grenzreibung auf. Unter diesen Bedingungen können nach Wilson (1969) fo lgende Verschleißmechanismen wirksam werden: I.

Adhäsiv-abrasiver Verschleiß, wenn die Gleitgeschwindigkeiten U I und U2 klein sind. Nach Bild 11.5.2 bewirken kleine Geschwindigkeiten (kleine Drehzah len) hohe Pressungen, durch die der Verschleiß erhöht wird.

[I.

Adhäsiv bedingtes Fressen bei hohen Geschwindigkeiten in folge der hohen Reibungsenergie.

[[I.

Grübchenbildung durch Oberflilchenzerrüttung infolge des sich periodisch ändernden Spannungszustandes (auch bei Ausbildung eines elastohydrodynamischen Schmierfilms möglich).

[v. Sogenannter polierender Verschleiß, dureh den bei einem hohen Verschleißbetrag

sehr glatte Oberflächen erzeugt werden. Um bei ungünstigen Schmierungsbedingungen adhäsive Verschleißprozesse einzuschränken, werden Motorenölen Additive - insbesondere bis zu 0,1 Gew.-% Zink-/Molybdändialkyldith iophosphal oder -carbamate zugesetzt, die auf den tribologisch beanspruchten Oberflächen Reaktionsschichten bilden. Vor den Hintergrund weiter auf 0,05 Gew.-% abgesenkter Konzentrat ionen (Korcek, 1999) und zur Einschränkung adhäsiver Verschleißprozesse während des Ei nlaufes kann ein Phosphatieren der tribologisch beanspruchten Oberflächen dienen. In diesem Sinne wirkt aueh ein Nitrieren oder Ni trocarburieren mit anschließendem Oxidieren. In Tabelle 11.5.1 sind WerkstofTpaarungen zusammengestellt, die rur Nocken lind Nockenfo lger verwendet werden (Neale, 1973; Eyre und Crawley, 1980; Peppier, 1983). Wegen der hohen Pressungen bis ca. 1.300 MPa müssen harte Werkstoffe e ingesetzt werden, damit plastische Verformungen vermieden werden. Versuche mit Nockenfolgern aus keramischen Werkstoffen waren aus tribologischer Sicht recht erfolgreich. Es ließ sich eine deutliche Verschleißminderung des Nockens und des Nockenfolgers erreichen. Probleme traten aber bei der Haltbarkeit des Metall/Keramik- Verbundes auf. Eine Werkstoffoptirnierung muss sich auf die Einschränkung der Adhäsion und Obcrflächenzerrüttung konzentrieren, während die Abrasion durch die Vemlinderung der Oberflächenrauheit eingeschränkt werden kann.

11.5 NockenfNockenfolger

509

Zur Vemlinderung des Wirkens adhäsiver Verschleißprozesse sind heterogene Geflige besonders vorteilhaft. Demgegenüber wird die OberflächenzcrrüHung durch homogene Gefuge herabgesetzt. Daher ist ein Kompromiss der Gefligeeigenschaften unumgänglich. Beide Verschleißmechanismen lassen sich durch Nitrier- bzw. Nitrocarburierbehandlungen einschränken. Dabei wirkt die äußere Verbindungsschicht der Adhäsion entgegen, während die Druckeigenspannungen der StickstoffdifTusionsschicht die Oberflächenzerrüllung behindern. Nach Untersuchungen von Alamsyak, Dillich und Pettit (1989) werden in der Einlaufphase adhäsiv bedingtes Fressen und Grübchenbildung durch ein Plasmanitrieren mit ausschließendem Kuge1strahlen vermieden. Die Möglichkeiten der Kennzeichnung des Verschleißzustandes von Nocken, die einer Nitrierund Oxidierbehandlung unterworfen waren, durch Eigenspannungsmessungen werden von Werner und Ziese (1983) beschrieben.

510

12 Mikromechanische Systeme - Magnetische Datenaufzeichnung Im Vergleich zu den klassischen Konstruktionselementen nehmen rnikromcchan ische Systeme heute noch eine Sonderstellung ein. Die Besonderheit liegt vor allem in der Größenordnung der mechanischen Abmessungen und der auftretenden Kräfte. Bauteile im Mikromctermaßstab si nd im Wesent lichen nur aus solchen Materialien herstell bar, deren Strukturierung aus der Halbleitcrtcchnologie beherrscht wird, die aber im Allgemeinen tribologisch nicht optimiert si nd. Mikromechanische BauleHe arbeiten in C D-Playern, in Digitalkameras, in Instrumenten der min imal invasiven Chirurgie sowie als Beschleunigungssensoren im Auto. Manche Mikrosensoren, wie z. B. Airbagsensoren, werden nach einmaligem Ansprechen ausgetauscht und müssen auch keine ,Jribologische Funktion" erfiillen, so dass weder Reibung noch Verschleiß eine Rolle spielen. Anders ist die Situation bei den elektronischen Datenaufzeichnungssystemen, die wegen ihrer Bedeutung fiir die technologische Entwicklung und Fragen der Mikrotribo logie hier behandelt werden. Mikro-elektro-mechanische Systeme (MEMS) werden in Ka pitel 13 beschrieben.

12.1 Prinzipien der magnetischen Datenspeicherung Magnetische Datenaufzeichnullg ist die fUhrende Technologie ftir die Speicherung von d igitalen Daten. Festplatten und Disketten in Computern, Videokassetten und -recorder sowie TonbandkasseHen sind typische Beispiele fUr die Anwendung der Magnetspeicherung. Die Daten werden durch Änderung der Richtung des Magnetfeldes im Magnetkopf gespeichert (Mee and Daniels, 1986). Das Ziel der Magnetspeicherung ist es, so viele Bits wie möglich pro Flächeneinheit zu speichern. Um die magnetische lnfornlalion zu lesen, muss das Magnetmaterial relat iv zum Magnetkopf bewegt werden. Eine schematische Darstellung des Schreibe- und Lesevorgangs zeigt Bild 12.1. t . Lese-Strom

Schreib-Strom

Lese-Sensor

l

Schreib-Magnetisierung

FlR

Lese- Spannungspulse

fI

v Bit-Länge

Speichermedium

o

v fI

Binärcode

Bitd 12. 1. 1 Funktionsprinzip dcr magnctischen Datcnaufzcichnung

V o

o

12.1 Prinzipien der magnetischen Datenspeicherung

511

In Bild 12.1.2 ist die zcitliche Entwicklung der magnctischen Speicherdichte in Festp lattenspeichem aufgetragen. Das Bild zeigt, dass die Speicherdichte in den vergangenen Jahrzehnten um viele Größenordnungen angestiegen ist. Die Anstiegsrate wird gekennzeichnet durch das so genannte " Moore' sche Gesetz" der Halbleitertechnologie, das eine Leistungsverdopplung alle [8 Monate voraussagt. 100000 10000

• -. -.-

:§

~I:

~

1~ 0'-

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•

100

10

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.,.," ,, ' "

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•• ..; ,,' '. ~-

.,....•

0.1

• Speicherdichte

0.01

10000 1000

E .s

100

l5 J:

10

• Flughöhe

0.001

1950

"

100000

1960

1970

1980 Jahr

1990

2000

2010

• ,m

u:

Bild 12.1.2 Anstieg der Speicherdiehte und Reduktion des KopfPlatten-Abstandes in Festplattenspeichern

Die Speicherdichte in Festplattenspeichem wird hauptsächlich von der Entfernung zwischen Magnetkopf und Platte bestimmt. In Festplattenspeichern , die gegenwärtig auf dem Markt sind, beträgt der Kopf-Medium-Abstand unge fahr 20 nm und in Bandgeräten ungefähr 40 bis 50 nm. Große Anstrengungen sind weiter darauf gerichtet, diese Abstände noch we iter zu verringern und so die Speicherdichte zu erhöhen. Für Spe icherdichten von 160 MbitJmm 2 ([00 Gbits/inch 2) muss die Flughöhe kleiner als 10 nm und ftir 1,60 Gbitlmm 2 (I Tbitlich 2) kleiner als 5 nm sein . Die Magnetspeicherung ist daher ein Teilgebiet der Nanotechnologie. Vom Gesichtspunkt der maximalen Speicherdichte wäre ein Abstand null zwischen Festplatte und Kopf am besten. Kontakt zwischen Kopf und Magnetmaterial fUhrt jedoch zu Abmnzung und Verschleiß von Magnetkopf und Magnetp latte (Talke, 1996). Die Lösung sieht heute so aus, dass der Magnetkopf als hydrodynamisches Luftlager ausgelegt wird, so dass er mit mini malem Abstand über der Magnetplatte f1Iegt. Die Optimierung des Kopf-Platten-Abstandes ist ein Problem der hydrodynamischen Schmierung und erfordert die Lösung der kompressiblen Reynolds-Gleichung (siehe Kap. 6.1). Beim Start- und Stopvorgang fliegt der Magnetkopf jedoch nicht, da bei geringen Geschwindigkeiten der Druck im Luftlager zu gering ist, um hydrodynamisches Fliegen des Kopfes über der Festplatte zu erreichen . In diesem Fall treten Kontakte zwischen Kopf und Festplatte a uf und der Kopf befindet sich im Gebiet der Mischreibung. Da ein Plattenspeicher ftir mehr als 50.000 Ein- und Ausschaltvorgänge während seiner Betri ebszeit ausge legt werden muss, ist die Minimierung von Reibung und Versch leiß iiußerst wichtig. Um den Verschlei ß des Kopf-Pl atten- Interfaces zu verringern, wird in vielen Festplattenspeichern der Kopf während des Start-Stopp- Vorganges von der Festp latte abgehoben. Diese Technik wird in der Computerteehnologie als "Load-Unload- Techno logie·' (UUL) - im Gegensatz zur "Contaet Start-Stop-Techno logie" (CSS) - beze ichnet. Aber auch dabe i können Kontakte auftreten.

12 Mikromechanische Systeme ~ Magnetische Datenaufzeichnung

512

12.2 Tribologie des Kopf-Band-Interfaces Lineare Bandgeräte und Helical Scansysterne sind weit verbreitet. Bild 12.2.3 zeigt ein typisches lineares Bandgerät und in Dilf.! 12.2.4 ist ein " Helical Scanner" dargestellt, der in Videogeräten benutzt wird.

Führungsrollen

Aufnahmerolle Bild 12.2.3 Typ isches lineares l3andg,eriit

In linearen Bandgeräten und in ,.helical scanning""-Vi deogeräten liegt die relative Geschwindigkeit zwischen Kopf und Band in der Größenordnung von I bis 10 rn/so Der Magnetkopf ist so ausgelegt, dass ein Luftlager zwischen Magnetkopf und Band besteht , dass aber auch Kontakte zwischen den Unebenheiten des Kopfes und dem Band existieren. Das Kopf-BandInterface kann daher als ein Mischreibungslager betrachtet werden, in dem ein Teil der Lagerkraft vorn hydrodynamischen Luftlager und ein anderer Teil von Festkörperkontakten zwischen Kopf und Band getragen wird. Das hydrodynam ische Luft lager im Kopf-Band- Interface wi rd durch die Reynolds-Gleichung beschrieben, die fLir ein breites Band wie folgt ausgedrückt werden kann (Baugh and Talke, 1996):

~[P(X)h](X)(1 +~l<>p(X) l = 6"V <>Ir(x). h(x)1 (Ix

hex)

()x

(Ix

(12 .1 )

Schreib-Lese Kopf

Bild 12.2.4 Schematische D'lrsl<.:!lung eines Ilclical Scanner-Lau fwcrkcs

In GleicilUng 12.1 steht h flir den Kopf- Band-Abstand, p ist der hydrodynamische Druck, A ist die mittlere freie Weg länge von Luft und V ist die Relativgeschwindigkeit zwischen Band und Magnetkopf. Neben der Reynolds-Gleichung muss auch die Biegegleichung des Bandes be-

12.2 Tribologie des Kopf-Band- Interfaces

513

trachtet werden, da der Druck vom Luftlager eine Verformung des Bandes hervorruft . Die Biegegle ichung des Bandes nimmt die folgende Form an:

w <>-lw.- -T-pV ( ,)<>2 - --:OP-Pa

D-

<>x4

( 12.2)

<>2

wo 0 die Bi egesteifigkeit, w die Durchbiegung, p die Massendichte des Bandes, p der hydrodynamische Druck zwischen Band und Kopf und pa der atmosphärische Normaldruck ist. Für den Fall, dass die Oberflächenrauheit des Magnetbandes im Vergleich zum Kopf-Bandabstand gering ist, entsteht ein reines Luftlager am Kopf-Band-Interface, d. h., Kontakt zwischen Kopf und Band ist nicht vorhanden. Wird der Abstand zwischen Band und Magnetkopf verringert, entstehen Kontakte zwischen Unebenheiten an Band und Kopf, siehe Bild 12.2.5 . Diese Kontakte tragen einen Teil der Last zw ischen Band und Kopf und die Bandbiegegle ichung muss wie folgt modi fiziert werden, um den Kontaktdruck zu berücksichtigen:

a'w (

w 0 - - - T _ pV 2 )<>2 __ <>x

4

<>x

2

:0

P-Pa +P c

( 12.3)

In Gle ichung ( 12.3) ist pe der Mittelwert des Kontaktdruckes zwischen den Band- und Kopfunebenheiten. Da die Oberfläch e des Magnetbandes mit dem Magnetkopf und den Führungsposten in Reibkontakt ist, tritt am Band Reibung und Verschlei ß auf. Das Substrat des Magnetbandes ist ein fle xibles Polymennaterial wie beispielsweise Polyethylenteraphtalat oder Polyethylennaphtalat von etwa 4 .. . 50 fltll Dicke.

Bild 12.2.5 Kopt~ßand-lnterfacc 111it Kontakten (schematische Darstellung)

Eine dünne Magnetschicht ist auf dem Substrat aufgetragen. Die Magnetschicht besteht entweder aus feinverteilten Magnetteilchen in einem Polymerbindemittel oder aus einem kontinuierlichen dünnen Metallfilm , der durch Aufdampfung im Vakuum (evaporation) aufgetragen wird. Um den Abstand zwischen Kopf und Band so gering wie möglich zu halten, wird rur Magnetschichten mit Polymerbindemitteln (particulate tape) die Oberfläche des Bandes mit Hilfe von Walzen geglättet (calendering). Aufaufgedampfte Magnetschichten werden im Allgemeinen eine Kohlenstoffschutzschicht und ein Schmierfilm aufgetragen, um vor Abnutzung zu schützen. während filr Bänder mit diskreten Magnetteilchen ein Schmierstoff in das Polymerbindemittel gemisdu wird. Verschleiß von Magnetbändern erfolgt durch abrasive und adhäsive Abnutzung an der Oberfl äche des Bandes. Luftfeuchtigkeit und Temperatur beeinflussen die Verschleißrate. In vielen

514

12 Mikrornechan ische Systeme - Magnetische Datenaufzeichnung

Fällen entstehen Abriebprodukte, die sich als Film (siain) auf dem Kopf ablagern . Typische K opfversch leißraten liegen in der Größenordnung von 10 !-Im pro 1000 Stunden.

Neben der Abnutzung von Kopf und ß andoherfläche ist die Seitenkante (cdge) des Bandes abnutzungsanf1illig, da das Band mit den Andruckfedern und Flanschen der Führungsrollen in

Kontakt ist. Dieser Kontakt erzeugt abrasive und adhäsive Abnutzung, die eine Funktion der Bandspannung, der Bandgeschwindigkeit, der Bandandruckskraft, sowie des Materials der Führungsrollen und der Andruckfedern ist. Um die Spurdichte weiter zu erhöhen, ist es wichtig, dass das Band seitlich durch eine Andruckkrafl fixiert wird. Das fiihrt zu erhöhter Bandkantenabnulzung, die im kritischen Fall zu lokalem Fliessen durch Erreichung der Glastemperatur des Polymersubstrates fuhren kann (Talke, 1971). Der Verschleiß der Bandkante wird daher immer ein schwieriges Problem fiir die Magnetspeicherung auf flexiblem Material bleiben, besonders auch deshalb, weil die Dicke des Substrates reduziert werden muss, um eine höhere Volumenspeicherdichte zu erreichen. Die Optimierung der Position der Führungsrollen und der Bandmechanik im Laufwerk sind deshalb fiir die Tribologie des Bandes sehr wichtig. Um den Abstand zwischen Magnetkopf und Band zu messen ist es üblich, Interferometrie mit drei verschiedenen Wellenlängen anzuwenden (Baugh and Talke, 1996). Interferometr ie kann auch benutzt werden, um die Elastizität und Kompressibilität der Oberflächenunebenheiten des Bandes zu messen (asperity compliance). Eine typische "asperity compliance"-Kurve ist in Bild 12.2.6 dargestellt. Die Kurve zeigt, dass der Band-Kopfabstand mit ansteigendem Kontaktdruck abnimmt. 4S

E c

••

_

40

berechneter Ko pf-Band Ab stan d

P e : T/ R

h:a " P e-b

~

c

35

~ c

30

t0

25

~

~ ~

l

nom inaler Kontaktdruck P e ::TIR :: 7 .3 kPa Bild 12.2.6

20 0

50

100 Kontaktdruck [kPa)

150

200

..Aspcrity compliuncc··Kurve IUr typischcs Magnclband

Um den Band-Kopfabstand zu berechnen, muss die Reyno ldsgleichung (12.1) zusammen mit der Bandbiegegleichung (12.3) numerisch gelöst werden. Ergebnisse fUr den Kontaktdruck zeigt ßild 12.2. 7 ftir einen typischen Magnetkopf. Druckspitzcn können an mehreren Stellen beobachtel werden und sind auf Diskontinuitäten in der Magnetkopfkontur (bleed slots) zurückzuftihren. An Druckspitzen ist die Abnutzung des Kopfes am größten. Da der Verschleiß des Kopfes und des Bandes vom Kontaktdruck abhängig ist, ist bei der Gestaltung des Kopfes wichtig, dass der Kontaktdruck gleichförmig und möglichst niedrig ist.

12.3 Tribologie des Kopf-Platten- Interfaces

...

515

Kontaktdruck (Gesc h\)'indigkeit 4m1s , Bands pannung 1 N)

lJ

. ••

·2 .0

. , .0

1.0

Bild 12.2.7 • .0

,.

U

Kopf-Längskoordlnate (mm)

Kontaktdru;;kverteilung iiber einem dreigeteilten Bandkopf

12.3 Tribologie des Kopf-Platten-Interfaces Rcynoldsglcic hun g Ein typisches Festplattenlaufwerk (Bild 12.3. 1) besteht aus einer Anzahl von Platten , dem Magnetkopf am freien Ende der Aufhängefeder (suspension) und dem Schwingarm-A ktuator, der den Kopf über die Festplatte bewegt. In Festplattenspeichem ist der Magnetkopf hydrodynam isch über der Festplane gelagert. Die Gleichung, die das hydrodynamische Fliegen des Kopfes bestimmt. ist die Reynolds-Gleichung ftir kompressible Strömungen:

~(Q(Kn)Ph 3 oph dx

dx

1 ~(Q(Kn)Ph 3 1 +

dy

i.lph = 6).1U Clph + 6~V i.lph + 12).1 Clph

dy

dX

dy

dt

(12.4)

wo p der Druck, h der Kopf-Platten-Abstand, ~ die Viskosität und U sowie V die Geschwindigkeilskomponenten in die Längs- und Querrichtung sind. Der Faktor Q in der Reynoldsgleichung ist eine Funktion der lokalen Kn udsenzahl Kn, die der Quotient aus der mitt leren fre ien Weglänge A und dem lokalen Abstand zwischen Kopf und Festplatte isl. Die Knudsenzahl beschreibt die Abweichung des Strömungs feldes von einer Kontinuumslrömung.

Bild 12 .3. 1 Typisches Festplauenlaufwerk und charakteristische Funktionsdatcn

Die Rey noldsgleichung ist eine nicht-lineare partielle DifTerentialgleichung, die mit der Technik der Finiten Differenzen und der Finiten Elemente numerisch gelöst werden kann (Wahl ,

516

12 Mikrornechan ische Systeme - Magnetische Datenaufzeichnung

Lee and Talke, 1996; Hu and Bogy, 1996). Der Entwurf eines Magnetkopfes ist von der Anforderung bestimmt, dass die Flughöhe des Magnetkopfes über der Feslplanc konstant se in

muss und nicht vom Umgebungsdruck abhängen soll. Die Kontur eines Magnetkopfes ( Bild 12.3.2) besteht im Allgemeinen aus zwei Seitensch ienen über denen sich ein positiver Druck entwickelt, einer Verbindungsbrücke an der Vorderkante des Kopfes, die die beiden Schienen verbindet, und einer Unterdruckregion (cavity), über der der Druck niedriger als der atmosphärische Druck ist. Die resultierende Gesamtkraft ergibt sich aus der Überlagerung der positiven und negativen Druckkräfte im Luftlager und ist mit der Vorspannkraft der Aufhängefeder im Gleichgewicht. Eine Obersichtsdarstellung eines Festplallenlaufwerkes als lribologisches System gibt Bild 12.3.3.

Bild 12.3.2

F<:stplaucnlaufw.:rk (IIDD): Fcd<:rarrn. Magn<:tkopf. Magnclkopfkontur

Festplattenlaufwer1< als tribologisches System Systemelernente: (1). (2), (3)

Grenzreib~ng ~

R(1) h

R(2) Bild 12.3.3

•~ ,

,..--------------. Aerodynamik

~

0

•• D

'"

Stribeck-Kurve

Haftreibung bei v=O

:

3'-

v'l1 f p

A = Flugnöhe h f Rauheilskennzahl 0

Tribologie eines Feslplaucnlaufll'erks

Festplattencharakteristik

Das Substrat der Festplatte besIeht aus Aluminium oder Glas, siehe Bild 12.3.4. Auf einer dünnen Zwischensehieht ( 12 ).Im) wird die Magnetsehieht (Co, Pt, Cr, eIe.) dureh Kathoden-

12.3 Tribologie des Kopf-Platten- Interfaces

517

zerstäubung (sputtering) aufgetragen. Eine dünne, Abnutzung verhindernde KohlenstotTschicht

(5 .. . 10 nm) schützt die Magnetschicht. Auf der Kohlenstoffsch icht ist ein dünner Ölfilm aus perfluoriniertem Polyether (1 ... 2 nm) aufgetragen, welcher die KohlenstotTschicht und die Magnetschicht schützt (Talke, 1999).

Federarm Schreib/Lesekopf

Antrieb:

5400 .. 15000

"'--7--=~::::::==:::;:::ir...-

Gleilfilm . . . - Schutzsch icht C:N,

+--

MagnelSchicht (CoPtcrS)

1~~§~~~=~~i-..!--1~ <.- Cr·Zwischen6Chicht ~

~.. ._ G~sssubstrat

Bild 12.3.4

F<:Stplancn,h,lraktcristik

Die Oberflächenrauheit einer Magnetplatte muss genau kontrolliert werden, um hydrodynamisches Fliegen im Abstand von 10 bis 20 nm zu erlauben. In heutigen Festplattenspeichern liegt der arithmetische Rauheitswert (Ra) in der Größenordnung von I bis 2 nm. Die Rauheit muss auf wen iger als 0,5 nm verringert werden, um Flughöhen vo n weniger als 10 nm zu erreichen. Ein typisches Bild der Plattenrauhigkeit ze igt Bild 12.3.5. In Laptop-Computern besteht die Magnetplatte im Allgemeinen aus Glas, um eine höhere Steifigkeit zu erhalten, während Festplatten in Personalcomputern und Servern aus G las oder aus Aluminium hergestellt werden .

• , ~

"I

2 . 000 ~M /.;U 40.000 ..... /.lu

•

"

Bild 12.3.5 Typische Plattenrauhclt

518

12 Mikrornechan ische Systeme - Magnetische Datenaufzeichnung

Gleitreibung und Haftreibung ("s tiction") im Kopf.Platten-lnterface Während der Schreib- und Leseoperation eines Festplattenspeichers fliegt der Kopf über der Festplatte, ohne die Platte zu berühren. Wird der Computer ein- oder ausgeschaltet, bestehen die folgenden zwei Möglichkeiten: a) der Kopf läuft auf der Platte an oder aus und hat Kontakt m it der Festplatte, ähnlich wie ein Flugzeug beim Landen (Kontakt Slan-Stop) oder b) der Kopf w ird mit Hilfe einer Rampe von der Festplatte ent laden und kommt nicht m it der Festplatte in Berührung (Load-Unload). Untersuchungen mit akustischen Em issions-Sensoren hahen gezeigt, dass beim Load-Unload-Vorgang durchaus Kontakte mit der Festplatte auftreten kön nen und dass die Häufigkeit der Kontakte vom Design des Luftlagers abhä ng ig ist (Tal ke, 1999; Zeng and Bogy, 2000; Weissner and Talke, 2001). Bei Festplattenspeichern von 65 mm (2 Y2 inch) Durchmesser wird die Load-Unload-Technik fast aussch ließ lich benutzt, während bei 96-mm (3 Y2 inch)-Festplattenspeichern beide Techniken eingesetzt werden. In Bild 12.3.6 ist der Verlauf de r Reibungszahl als Funktion der Zahl der Start-Stop-Zyklen (CSS) dargestellt. Die Reibungszahl steigt im allgemeinen mit der Zahl der Kontakt-StartStop-Zyklen an und wird von Temperatur und Luftfeuchtigkeit stark beeinflusst (Zhao and Tal ke, 2000).

t

:crn N

~

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c .c ·ffi

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0:

1.0 0.8 0.• 0.4 0.2 0.0

0

Bild 12.3.6 2

4

6

CSS K ilozyklen

8 ---~~

10

al s Funktion StMt-Stup Zykknanzahl

R~ibung szahl d~r

Die Reibungszahl beginnt mit einem niedrigen Wert während des Anlaufens der Festplatte und zeigt ungefahr 100-200 ms nach dem Beginn der Festplattenbewegung eine markante Spitze. Dieser Höchstwert in der Reibungskraft wird im A llgemeinen als die " Haftrei bungss p itze" (stiction peak) bezeichnet. Die Haftreibungskraft, die beim Anlaufen eines Festplauenlauf\verkes beobachtet wird, kann wie folgt berechnet werden:

(12 .5) wobei 11 d ie Reibungszahl, Ws die Vorspannkraft in der Federaufhängung, Fm die Men isk uskraft und F" d ie Viskositätskrafl im Schmierfilm sind. Die Meniskuskrafl Fm hängt von der Dicke des absorbierten Wasserfil ms und der Schm ierfi lmdicke auf der Festplatte ab. Es sind mehrere theoretische Modelle zur Berechnung der Haftreibu ngskraft in Abhängigkeit von experimentellen Parametern entwickelt worden.

12.3 Tribologie des Kopf-Platten- Interfaces

519

Lasera urra uung von Festp latten Für Festplatten mit geringer Oberflächenrauheit kann die Haftreibungskraft zwischen Kopf und Festplatte während des Anlaufens der Festp latte so groß werden, dass die Federaufhängung plastisch verformt wird oder dass der Motor zu schwach ist, um die Festplatte in Beweg ung selzen zu können . Urn dennoch Festplatten mit sehr geringer Oberflächenrauheit zu benutzen (super smooth disks), ist man zur Entw ick lung von Festplatten übergegangen, deren Oberflächenrauheit in der Start-Stop-Zone größer ist als die in der Datenzone. Mechanisches Aufrauen der Start-Stop-Zone ist zuerst entwickelt worden. Diese Art der Oberflächenaufrauung ist aber teuer und schwierig zu realis ieren. Eine Alternative zum mechanischen Aufrauen ist die sogenannte Laseraufraumethode (laser texturing). DafUr wird ein hochenerget ischer Laserstrahl kurzfristig auf die Oberfläche der Festplatte gerichtet, was zum lokalen Schmelzen der Plattenoberfläche fUhrt (Baumgart, Krajnovich, Ngyen, Tarn , 1995) und es entsteht, wie Bild 12.3.7 zeigt, ein Sombrero ähnlicher Krater dessen Ränder über der Plattenoberfläche liegen .

, x 2

Z.OOO .... ' . iv 30.000 ""'.Iv

•

,

Bi ld 12.3.7 Typischer Laserkrater

Mehrere hundert Krater pro mm 2 werden im Allgemeinen in der Slart-Landespur erzeugt. Die Höhe und Gestalt der Laserkrater ist von der Länge und der Energie des Laserpu lses abhängig. In Bild 12.3.8 iSI eine reihenförmige Anordn ung von Laserkratern in der Start- Landespur gezeigt (Knigge el al., 1999).

Bi ld 12.3.8 Anordnung von Las erkratern in Reihen mit einem Abstand von 40 ~Im zwischen den Kratern

Wenn der Magnetkopf während des Start-Stop-Vorganges mit den Laserkratern in Berlihrung kommt, ble ibt die Anzahl der KontaktsteIlen zwischen Kopf und Festplatte annähernd kon s-

520

12 Mikrornechan ische Systeme - Magnetische Datenaufzeichnung

tant. Mit anderen Worten, die an KontaktsteIlen zw ischen Unebenheiten und Flüss igkeitsfilmen auftretenden Meniskuskräfte sind fUr laseraufgeraulc Festp latten relativ konstant, weil die

Zahl der Kontaktpunkte zwischen Kopfund Festp latte unabhängig von der Dicke des Schmierfilmes ist. Diese Situation steht im Kontrast zur mechanischen Aufrauung, wo d ie Zahl der Kontaktstellen mit größer werdender Schmierfilmdicke stark ansteigt. In laseraufgerauten Festplatten ist die Haftreibungskraft deshalb weniger von der Luftfeuchtigkeit abhängig als in Platten mit mechanischer Aufrauung. Ein Modell fUf die Meniskusbildung an laseraufgerauten und g latten Plattenobernächen ist in Bild 12.3.9 in Abhängigkeit von der Dicke der Schmierfilmschicht dargestellt. Bild 12.3.9 zeigt, dass rur eine laseraufgeraute Festplatte die Zahl der Meniskuskontaktpunkte annähernd unabhängig von der Schmierfilmdicke ist. Anders ist es jedoch fljr eine Festplßue mit mechßnischer Obernächenrauhigkeit , da hier die Zah l der Kontaktpunkte eine Funktion der Flüssigke itsfilmdicke ist. Daher besitzen laseraufgeraute Festplatten e ine kleinere Haftreibung als mechanisch aufgeraute Festplatten besitzen (Zhao and Talke, 2000; Gui and Marchon, 1995).

S I · rfil

Magnetkopf

~.....

Plattenrauhigkeit

L

~_ ""ECrS_) rauhe

PlattenobertH~che

(,)

Plattenrauhigkeit

9)~?E:O~_) rauhe Plattenoberfläche

(h)

1rjUfft;fJi laser.aufgerau hte Platte

(c)

~i laser.aufgerauhte Platte

Bild 12.3.9 Modell filr die Meniskusbildung an mechanisch· 3ufgerauhter lind laser· 3ufgcra uhter Plattcnobcrfltlehe

(d)

Load- Unload-Tee h nologie Die Höhe der Laserkrater muss niedriger als d ie Flughöhe des Kopfes über der Festplatte sein, um uner.l'ünschte dy namische Reaktionen zu vernleiden, wenn der Kopf von der Datenzone zur Start-Stop-Spur übergeht. Es ist deshalb verständlich, dass Laserkrater bei sehr gering

12.3 Tribologie des Kopf-Platten- Interfaces

521

werdender Flughähe unwirksam werden, da in d iesem Fall die Kraterhöhe sehr klein wird und Laserkrater nur noch als Hintergrundrauhigkcit wirken.

Platte n rotation

(ill) .-.-.,•

SPind:' Moto r (VCM)

Magnetkopf

\~ Rampe

J

Aufhängefede r

Bild 12.3.10 Festplatte mit Load-Unload-Technologic

Um dennoch mit sehr kleinen Flughöhen und sehr g latten Festplatten zu arbeiten ist man dazu übergegangen, den Magnetkopf während des Start-Stop-Vorganges von der Festplatte mit Hilfe einer Rampe abzuheben ( Bild 12.3.10). Dieser sogenannte Load-Unload Prozess kann zu Kontakten zwischen Kopf und Festplatte fUhren, d ie vom hydrodynamischen Luftlager im Magnetkopf und von der Auslegung der Rampe beeinflusst werden. Die Load-Un loadTechnologie wird hauptsächlich in Laptop-Computern benutzt, obwohl seit kurzem auch 95mm-Festplattenspeicher mit Load-Un load-Rampen hergestellt werden. Verschleiß Der Verschleiß von Festplatte und Magnetkopf ist das Ergebnis von Kopf-Platten-Kontakten während des An- und Auslaufens des Kopfes auf der Festplatte oder Kontakten zwischen Kopf und Festplatte während des normalen Einsatzes des Festplattenspeichers. Die Abnutzung der Festplatte und des Magnetkopfes sind ein Gemisch aus abras ivem, adhäsivem und tribochemisehem Verschle iß. Dynamische Kontakte zwischen Kopf und Festplatte fuhren zu abrasivem Verschleiß. Tribochemische Abnutzung entsteht, wenn Sauerstoff aus der Atmosphäre an der Oberfläche der Kohlcnstoffsehieht absorbiert wird und demzufolge Oxide entstehen. Therm ische Desorpt ion dieser Oxide fUhrt zur Entstehung von CO und C02 und zum Abbau von Koh lenstoff an der Oberfläche. Mit einem Schmierfilm beschichtete Festplatten haben allgemein eine verringerte Tendenz zu tribochemischer Abnutzung, da der Schmierfi lm als chemische Barriere wirkt. Festplatten und Magnetköpfe sind typischerweise mit ei ner dünnen KohlenstofTschicht (5-1 0 nm) besch ichtet, um das Magnetmaterial vor Abnutzung zu schützen . Koh lenstoffbesch ichtungen können (a) diamant-ähnlich (diamond-like (DLC)), (b) amorph (DLC(a-C)), (c) hydrogeniert (DLC Ca-C: H)) oder (d) nitriert (DLC (a:CNx)) sein (Grill, 1997; Lee at al., 1992). Hydrogenierte Kohlenstofffilme zeigen im Allgemeinen verbesserte Abnutzungsq ualitäten verglichen mit a-C Filmen. Die Härte und der Elastizitätsmodu l von DLC steigen mit der Konzentration von Wasserstoff im DLC, da Wasserstoff die Tendenz zur Bildung von sp3-Bindungen erhöht. Der Einbau von Stickstoff in der Kohlenstoffschicht verbessert in der Rege l den Versehleißw iderstand von DLC-Fil men.

522

12 Mikromechan ische Systeme - Magnetische Datenaufzeichnung

SchmierstofTc und Additive Di e gegenwärtig am meisten benutzten Plattenschmierstoffe sind perfluorinierte Polyether. Di ese SchmierstofTe haben eine gute Tragfähigke it und besitzen einen sehr niedrigen Dampfdruck. Kontaktreibung fUhrt zum Verlust des Schmierstoffs in der Abnutzungsspur und macht die Festplane anfallig gegen Abnutzung. Um Schm ierstoffverlust zu verhindern ist es wichtig, dass Schmierstoffe e ine gute Mobilität haben, damit ein Zurückfließen des SchmierstofTs über die abgenutzte Spur möglich ist. Die Mobilität des Schmierstoffs muss jedoch sorgfaltig gewählt werden, weil eine zu hohe Mobilität zu Sch mierstoffverlust durch Rotationskräfte (spinoff) fUhrt. Die Schmierstoffschicht, welche mit der Festplatte in unmittelbarer Berührung steht, ist im Allgemeinen stärker an die Platte gebunden (bonded) als die oberen Schichten, die man als fre ien Schm ierstofT (free lubricant) bezeichnet. Schmierstoffverlust durch Rotat ionskräfte muss besonders in Festplattenspeichern mit hohen Umdrehungszahlen beachtet werden. Gegenwärtig werden Festplattenspeicher mit Umdrehungszahlen bis zu 15.000 Umdrehungen pro Minute gebaut. Für Festplauenspeicher mit solchen hohen Umdrehungszahlen werden hydrodynamische Lager fUr die Lagerung der Welle des Festplattenspeichers bevorzugt , da nichtwiederhol barer Schlag (non-repeatable run-out) von Kugellagern zu Radialabweichungen der Welle fUhrt , die die Speicherdichte fur hohe Umdrehungszahlen limitieren. In Bild 12.3. 11 ist die Schmierstoffverteilung in der .,Kontaktspur"" eines Kopfes als eine Funktion der Flughöhe und der Zahl der Kontaktzyklen gezeigt, au fgenommen mit Hil fe eines Raster-E llipsometers (scanning ellipsometer). Die Bildfolge in der linken Hälfte zeigt die Schll1ierfilm verteilung fUr 100, 1000, 10.000 und 100.000 Zyklen fUr eine Flughöhe von 12 nm, und in der rechten Hälfte rur eine Flughöhe von 7 nll1.

Flughöhe 12 nm

Flughöhe 7 um

10 2 Zyklen 10 3 Zyklen 10 4 Zyklen

Bild 12.3. 11 V"::rleillmg de s SehmicTStolTs in der Konlakt spur eines ty pischen Magnctkopfcs

Bild 12.2.12 zeigt, dass sich die anfanglich gleichmäßige Schichtdicke verändert lind dass " Täler' und Berge in der Schmierfilmdicke entstehen, die von der Zahl der Kontaktumdrehungen und der nominalen Flughöhe des Magnetkopfes abhängen. Diese Umverteilung des Schm ierfilms in der Kontaktspur ist wichtig und muss im Design des Kopf-Platten-Interfaces berücksichtigt werden. Eine Z usammenstellung der bekanntesten Plattenschmierstoffe ist in Tabelle 12.1 zu finden (Tal ke, 1999).

523

12.3 Tribologie des Kopf-Platten- Interfaces Tab. t 2.1

MolekUlstruktur typischer PlattensehmierstolTe Handelsname

Molekülstrulrtur

Endgruppe

Fomblin Y

CF!O[CF(CF,)CF~OI .-(CF:O)",-CF!

-C F.

Kryro,AD

F -ICF(CF3)CFzOl m-CFzCFa

-F,-CFa

Fomblin Z

CF30(CF:zCF20),,-(CF20).,,-CF3

-CF,

Domn=

F -(CF2CF:lC:F20),,-CF2CFa

-F,-CF.

Fomblin Z-DOL

HO-ClbC F:zO.(CF~ F:O).-(CFiIÜ ),._

·OH

CFzCH~OH

FomblinAM2001

P-CH.OCH.cF... (CF~CF:O).-(CF2Ü)"'-

-CH2-phe={O}.,=CH,

CFzCH~H.-P

Perfluorinierte Polyether sind temperatttranfallig und degradi eren thermi sch wenn die Temperatur über 250 Q e erhöht wird. Hohe Kontakttemperaturen in den Kontaktpunkten zwischen Kop f und Platte können zur Kettentei lung und Degradierung des Schm ierstoffs fUhren. Perfluor inierte Schmierstoffe sind anHiliig in Bezug auf katalyt ische Zersetzung in Gegenwart von Keramikwerkstoffen, wie beispielsweise AllO) , welches ein Bestandteil des KopfwerkstofTes Al103-TiC ist. Katalyt ische Zersetzung wird du rc h die Bi ldung von Lewis-Säure beeinflusst ( Perettie et al., 1999). Um die Bildung von Lewis-Säure zu verhindern, werden Magnetköpfe aus Al103-TiC mit einer KohlenstofTschicht überzogen, die Kontakt zwischen AllO) und dem Schmi erstofT verhindert . Eine Zumischung von Additiven (z. B. X-I P ( Perettie et al., 1999)) zum Schmierstoff ist eine andere Möglichkeit, um die Bildung von Lewi s-Säure zu verhindern. Obwohl X- IP die katalytische Degradierung von perfluorinierten Polyethern verhindert , besteht der Nachteil, dass X l-P nicht in perfluorinierten Schmierstoffen löslich ist. Das fuhrt zu unerwünschter Phasentrennung zwischen beiden Komponenten besonders mit steigender Temperatur oder Luftfeuchtig keit (Kang et al., 1999). Um die Speicherdichte weiterhin zu erhöhen, ist es erforderlich, dass der Kopf- Platten-Abstand auch in der Zukunft reduziert wird. Darliber hinaus ist es nötig, d ie Dicke der KohlenstofTschicht zu verringern. KohlenstofTschichtd icken von I bis 2 mn werden in diesem Z usammenhang als Ziel em'ähnt und eine neue Form der Koh lenstoffschutzschicht, der sog. Kathodenbogenkohlenstoff (cathodic are carbon), wird im Zusammenhang mit verbesserten Kohlenstoffschutzschichten genannt. Zusätz lich ist eine weitere Verringerung der Rauheit der Plattenoberfläche erforderlich. Arithmetische Rauheitswerte von weniger als 0,2 nm werden gegenwärt ig diskutiert und es ist wahrscheinlich, dass die Load-Unload-Technologie fur so lche glatten Plattenoberflächen weitere Anwendungen finden wird . Letztlich wird auch die Größe der Magnetköpfe weiterhin zu minimieren sein. Ein neuer, weiter reduzierter Formfaktor fLir MagIletköpfe, der so genannte Femto-Kopf, ist als Möglich keit im Gespräch.

524

13 Mikrotechnik und die Tribologie von MEMS Die heutige Technik ist durch Mechalrollik, d. h. das interdi sziplinäre Zusammenwirken von Mechanik, Elektronik, Informatik und einen stetigen Trend zur Miniaturisierung gekennzeichnet. Die Mikl'Olechnik nutzt Effekte, die erst durch Minialurisierung möglich werden ~ z. B. geringere thermische Trägheit, veränderte Volumen/Oberflächen-Relationen - und vereint mit Bauteilabmessullgen im [mn/11m-Bereich Funktionalitäten aus Mikromechani k, Mikrofluidik, Mikroelektronik, Mikromagllclik, Mikrooptik. MEMS sind rnikro-elektro-mcchanische Systeme (Micro Eleclro-Mechanical Systems) flir Bewegungsfunktionen . Da ihre miniaturisierten Bauteile tribologischen Beanspruchungen ausgesetzt sein können, ist die Tribologie von MEMS wichtig rur ihre Funktionalität.

13. 1 Funktion und Struktur von MEMS und MO EMS MEMS können in Funktionsgruppen unterteilt werden, die meist Regelkreise bilden und aus Modulen mit mechanisch-elektriseh-magnetisch-thermisch-optischen Bauelementen, SellSorik zur Erfassung von Messgrößen des Systemzustandes, Akiorik zur Rege lung und Steuerung sowie Pro=essorik und Illformatik zur Informationsverarbe itung bestehen, Neben MEMS zur Realisierung von Mikro-Bewegllngsfllnktionen sind MOEMS (Micro Opto-Electro-Mecha/lica! Systems) zur Modulierung und Darstellung (display) "infonnationstragender optischer Strahlung" heute von großer Bedeutung. Wichtige Beispiele sind hier miniaturisierte Torsionsund Kippspiegel, die mittels e lektrischer Anziehungskräfte (Elektro-Aktoren) e ine Positionierung optischer Strahlengänge möglich machen. Die Bilder 13.1.1 und 13.1.2 zeigen Beispie le von MEMS und MOEMS (Czichos, 2008). MEMS: Miere Electro·Mechanical Systems: Miniaturisierte Sensor-AAtor-Systeme mit mikromechanischlelektronischen Bauelementen für technische Bewegungsfunktionen MEMS-KJeinstmotor mit Planetengetriebe: Mini-Hybrid·Technik

MEMS-Regelkreis für Bewegugsfunktionen

! Regel-

: strecke Stellgröße y

Regelgröße )(

Aktor: Motor + Getriebe

I.

Regler

I.

Sensor

I

Regeld ifferenl.:.:......J e:)( - w ~

w Fuhrungsgröße

Sollwert- Bewegungsgeber Sollwert Bild 13.1.1

Definition und Beispiele von MEMS

MEMS·Miniaturmotor: Elektrostatisches Prinzip

525

13.2 Herstellungstechnologien fiir MEMS

MOEMS, Micro Opto-Electrical-Mechanical Systems: Kombinationen von MEMS mit optischen Mikroelementen. Sie operieren mit Electro-Aktoren und dienen zur Positionierung optischer Strahlengänge. Anwendungen: optische Schalter, optische Displays, Bar Codes, eIe,

Bild 13.1.2

Definition und Beispiele von MOEMS

Die typischen Dimensionsbereiche von MEMS und MOEMS sind in Bild 13.1.3 mit Vergleichszahlen des Durchmessers des mensch lichen Haars und atomarer Dimensionen illustriel1. Dimensionsbereiche: -5lJm < MEMS < - 5 mm • Haar 0:

50l-lm.. . 100 I-Im

\ Atomhülle

,

,, - 0,1 nm

'ID Alomkem2: e c 0 - 10fm ........... ....'- ... ~'-

Bild 13. 1.3

Illustration dcr typischcn Dirncnsionsbcrcichc \'on MEMS und MOEMS

13.2 Herstellungstechnologien fiir MEMS Für die Miniaturisierung technischer Produkte mussten neue Mikro-Produktionstechniken entwickelt werden. Die Mikrotechnik hat im Submil1 imeter-Maßstab mechanische, e lektroni sche, fluid ische und optische Funktionselemente herzustellen, zu integrieren und in großen Stückzah len zu fertigen. Diese Strukturen sind in aller Rege l aber nicht wie elektronische Schaltkre ise planar aufgebaut , sondem wie auch im Makromaßstab dreidimensional. Als Beispiele können miniaturisierte Motoren und Mini-Schwingkörper fur MEMS-Systeme sowie Mikro-Optik, lasertechnische und faseropt ische Bauelemente ftir MOEMS-Systeme genannt werden. Die Mikro-Produktionstechnik fur MEMS und MOEMS hat dabei eine große Vielfalt von Materialien zu bearbeiten und zu strukturieren: von Metallen und Legierungen über keramische WerkstoITe und Glas bis hin zu den Kunststoffen und den Partikel-, Faser- und Schichtverbundwerkstoffen. Aus Sicht der Tribologie sind die Herstell ungstechnologien ftir miniaturisierte Bauelemente, die mechanisch beweglich sein müssen - wie z. B. Mikroaktoren fur Mikro-Bewegungsvorgänge in MEMS oder fur die Position ierung infomlationstragender optischer Strahlung in MOEMS - von besonderem Interesse. Mikromembranen, Mikrobiegebalken und ähnl iche Elemente lassen sich durch die in Bild 13.2.1 in vereinfachter Weise erläuterten Technologien herstel len.

526

13 Mikrotechnik und die Tribologie von MEMS

Volumen-Mikromechanl k

Oberflächen-Mikromechanik

1. Maske aufsetzen

2. Ätzen

3. Maske entfernen

Silizium

[~J

I"SL?I

EJ

t

I J ~ LJ I ~''''/ -~:=:J DO<J lB~St-1<J

[ [

Bild 13.2.1

1. Abscheiden und Stl\Jkturieren der Opfersch iCht

E

]

2. Abscheiden des Polysiliziums

.J) 3. Strukturieren des Pol ysiliziums

.J) 4 . Entfernen der Opler.;chicht

C

•

3'1

Technologien zur Iierstellung rnikrorncchanischcr Bauckmcntc alls Ilalbkitcrn

Als .,Vo lumenmikromechanik·' bezeichnet man das strukturierende Ätzen eines S iliziumsubstrates in den nicht durch eine Ätzmaske abgedeckten Bereichen zur Herstellung von Membranen, Öffnungen, Balken und Stegen mit Abmessungen von 5 bis 50 !-Im. " Oberf1ächenm ikromechanik" realisiert Mikrostrukturen durch Abscheiden und Strukturieren einer Opfersch ichI, anschließendes Abscheiden und Strukturieren des Sensormaterials (Polysilizium) sowie absch ließendes Entfernen der Opferschicht. Für diese Mikroproduktionstechnologien sind besonders die Lithographie und die LI GATechnik von Bedeutung. Die Photolithographie ist eine Produktionstechnologie zur Herstellung dreid imensionaler Mikrostrukturen. Die Strukturinformation fiir das Bauteil wird du rch Belichtung verkleinert (z. 8. 5:1) von einer Fotomaskelatent in ein mit einem Fotolacküberzogenes Bauteil-Substrat übertragen. Nach Entwicklung des latenten Bildes können mittels Ätzen die Strukturinformat ionen in das Substrat eingeprägt und additive oder subt ra ktive Bauteilstrukturen erzeugt werden, siehe Bild 13.2.2. Fotolack Substrat

" ..k.

-1o-1"=====JI

-------1;;;:

•

_lLY1illjjill

s.liO"'"

a~ =~~~~~j ~kt~ t

E!

Entwicklung

t

EE::::=::::::JS ~tt" r----:=----:J C=~=~

Endprodukt

~

IC:~~::~::JI

Bild 13.2.2 Das Priu i': ip dcr Photolithographic

Di e LIGA-Technik besteht aus Lithographie, Galvanofonnung und Abforrnung. Für e ine dreidimensionale Struktur wird beim Lithographieschritt eine bis zu I mm dicke Fotolackschicht

13.3 Funktionalität und Skalierung von MEMS

527

(Resist) ausgeformt. Um eine solche Schichtdicke durchstrahlen und chemisch verändern zu können, benutzt man vorzugsweise Synchrotronstrahlung (Röntgen licht mit typischerweise I nm Wellenlänge) geringer Divergenz (Streuung) und hoher Intensität. Nach dem Entwickeln dient die elektrisch leitfahige Trägerplatte in einem Galvanikbad als Kathode. Dies fiihn dazu, dass die Zwischenräume des Fotolackreliefs sich mit Metall fullen und eine metallene Komplementärstruktur entsteht. Diese wird von den Lackresten befreit und kann nun in einem Prägewerkzeug oder einer Spritzgussmaschine als Urform (Master) zum massenhaften Übenragen der Präzisionsstrukturen in Kunststoffprodukte benutzt werden. Das Verfahren ist auf Massenprodukte aus Metallen, Legierungen und keram ischen WerkstofTen erweiterbar. Bild 13.2.3 zeigt Beispiele miniaturisierter Bauteile der Mikrotechnik, die mit Mikro-Produktionstechniken hergestellt wurden.

Bild 13.2.3

Mikroted1l1ik-ßcispiele: (a) Zahnradgetriebe. (b) Planetengetrie be. (e) Mikro-Turbine

13.3 F'unktionalität und Skalierung von MEMS Bei der Gestaltung von MEMS sind " GrößenetTekte" zu berücksichtigen. S ie bedeuten, dass die herkömmlichen e lektromechanischen Systeme, wie Motoren und Getriebe, nicht beliebig " herunterskaliert" werden können. Die Prinzipdarstellung von Bild 13.3.1 illustriert (vgl. Bild 13.1.1), dass fUf Aufgaben von Mikrotechnik und MEMS insbesondere eine geeignete 5kalierung von Mikrosensoren und Mikroaktoren notwendig ist (Czichos, 2008).

LMikroobjekth Aktor: Antriebselement für die Ausführung der MEMS-Funktion Skalierungserfordemis: cm ... mm ... ~m

I [ Mikroaktoren

I

········ t··:···l ··; Aktor: I I Motor + Getriebe I Sensor !! I

Regler

I

Sensor Messaufnehmer zur Erfassung der Parameter der MEMS-f unktion I

MEMS .........................•.................1

Sollwert-I I

I geber

Skalieru ngserfordemis: cm .... mm .... ~m I Mikrosensoren

I

I

Bild 13.3. 1 Skalierungserfordernisse HiT MEMS: Mikrosensorcn und Mikroaktoren

Unterschreitet man bei elektromechanischen Systemen e ine gewisse Baugröße, so können sich Größenverhältnisse umkehren und (5tör-)Kräfte dominieren, die vorher aufgrund des höheren

528

13 Mikrotechnik und die Tribologie von MEMS

Gewichts zu bewegender Bauteile noch nicht relevant waren. Eine wichtige Auswirkung der Miniaturisierung von bewegten Bauelementen sind insbesondere steigende Stör-Adhäsions-

kräfte in Fonll elektrostatischer Kräfte und van-der-Wa ls Kräfte. Die Adhäsionskräfte sind abstandsabhängig und nehmen mit größer werdender Distanz quadratisch ab. Werden die Bautcilabmessungen zu klein, so können Adhäsionskräfte bewirken, dass sich Bautei le nichllllchr

allein von der Berühroberfläche zu bewegender Objekte lösen, sondern haften bleiben. Damit sind fIlr mikroelektromechanische Systeme andere Gestaltungsprinzipien als fLif makroeleklromechanische Systeme erforderlich.

13.3.1 M ikroscnso r cn Aus Sicht der Tribologie sollten in der Mikrosensorik Sensorfunktionen möglichst ohne tribologische Beanspruchungen, die mit Kontakt- und Relativbewegung eines festen , flüssigen oder gasförmigen Gegenkörpers verbunden sind, realisiert werden. Dies betrim insbesondere die kinematische Größen: Position Kraft- und Drucksensorik sowie die Bewegungssensorik (Wege, Winkel), Geschwindigkeit, Drehzahl und Beschleunigung.

rur

Ein wichtiges Beispiel der Mikrosensorik sind die rur viele technische Anwendungen wichtigen Besehleunigungssensoren (z. B. Airbagauslösung, Sicherheitsgurtfunktion). Sie arbeiten nach dem seismi schen Masse-Feder-Dämpfer-Prinzip. Das Prinzip venneidet eine tribologisehe Beanspruchung und erfasst die zu messende Beschleunigung a indirekt über die Auslenkung einer "seismischen Masse" m infolge der Newtonschen Trägheitskraft F = m · a. Das Prinzip e ines kapazitiven Mikrobeschleunigungssensors und seinen rnikrostrukturel len Aufbau zeigt ßild 13.3.2. Bei einem Mikromechanik-Beschleunigungssensor liegt die seismische Masse im ~Gramm-Bereich , und es müssen Kapazitätsänderungen von wen iger als I f F delektiert werden. Dies ist nur durch eine sensornahe Signalverarbeitung möglich, d. h. Integration von Sensor und Auswerteelektronik auf einem gemeinsamen S i-Substrat. Feslelektrode 1

Bewegliches Federelement mit seismischer Masse m

Bild 13.3.2

Mikromcchanik-l3cschlclllligungsscnsor (130SCH-El1I wicklung. llllsgczcichnct mil dcm Dcutschcn Zukunftsprcis 2008 von 25.0000 €. Prcsscmillcilung dcs ßUlldcspräsidialmmcs. 3/12/2008)

529

13.3 Funktionalität und Skalierung von MEMS

Die fiir Mikrosensoren am häufigsten benutzten Materialien sind einkristallines Sil izium (Si), das über zahlreiche Sensoreffekte verfugt, sowie Glas, Quarz und einkristallines Siliziumdioxid, Si02. Der elektrische Widerstand von Si lizium ist als Sensor-Ausgangsgröße eine Funktion von mechanischer Beanspruchung (Piezowiderstandseffekt), Magnetfeld (Hall-Effekt), Lichteinstrahlung (innerer Iichtelektrischer Effekt), Temperatur (Thermowiderstandseffekt).

13.3.2 Mikroaktorcll Für die Mikroaktorik von Bewegungsvorgängen kommen aufgrund von Skalierungserfordernissen häufig elektrostatische Prinzipien zur Anwendung. Die klassischen elektromagnet ischen Aktorprinzipien der Makrotechnik sind in der Mikrotechnik häufig nicht anwendbar, weil sich elektromagnetische Kraftwirkungen meist proportional zur vierten Potenz von Bauteildimensionen verringern. Elektrostatische Aktoren (Kondensatoren) können dagegen nach den Coulombschen Gesetzen Kraftwirkungen proportional zum Quadrat von Kondensatorabmessungen ausüben. Damit lassen sich mit elektrostatischen Aktoren kleine Massen bewegen, da Gewichtskräfte mit der dritten Potenz von Bauteilabmessungen abnehmen. Unter Anwendung des elektrostat ischen Prinzips lassen sich so berührungslos arbeitende Mikroaktoren realisieren, die keinen tribologischen Beanspruchungen ausgesetzt sind. Bild 13.3.3 zeigt das Beispiel eines elektrostatischen " Kamm-Aktors" nir Translationsamplituden bis zu ctwa 100 ~lm je nach konstruktiver Gestaltung. Die Kraftwirkung ist proportional zum Quadrat der angelegten Spannung, und die Aktorabmessungen liegen ab 25 Kondensatorpaarungen im mm-Bereich. Mikroaktorell fiir Rotatiollsbewegungen lassen sich durch Anordnung der Kondensatorpaare tangential zum Drehpunkt gestalten.

A = a b Kondensatorfläche, h Luftspalt Feldenergie W - U2 (a b) I h Aktor1<:raft F = aw la x F - u2 b l h, 2 F - n u b I h bei n Kondesatorpaaren

=-

Bild 13.3.3

Ekktrostatisch.:r Mikroaktor Hir Translalionsbcwcgungcn

Neben den elektrostatischen Wirkprinzipien wird in der Mikroaktorik ftlr Bewegungsvorgänge insbesondere der " inverse piezoelektrische Effek\" genutzt. Er realisiert Bewegungen in Sub).Im-Bereich dadurch, dass die aktorisch genutzte Bewegung auf einer elektronisch steuer- und regel baren " Festkörper-Expansion·· basiert. Hierdurch werden - bei geeigneter Halterung und Lagerung der Bewegungsobjekte, z. B. in Federfiihrungen - Bewegungen im NanometerDimensionsbereich der Kristallgiuerabmessungen der Pi ezo- Materialien möglich. Bild 13.3.4 zeigt auf der linken Seite einen bimorphen Piezo-Biegewandler, der aus zwei gegensinnig polarisicrten Piezokeramiken mit positiver und negativer Dehnung E aufgebaut ist.

530

13 Mikrotechnik und die Tribologie von MEMS

Auf der rechten Seite ist ein piezogetriebener, federgelagerter Positioniertisch dargestellt, wie er zur nanoskaligen Positionierung von Rastertunnelmikroskopen eingesetzt w ird. Plezo-Blegewandler (bimorph)

,tC

I

,

uf, Bild 13.3.4

I!

I T

MB = 'tU) .-' ....--.. t ,. fI

_11

~ t .. ~ ~!

/

Piezoaktor

;[1

~

l':r ~ r'

/

C-

Feder-

FC-

!

Positioniertisch

x

Positionssensor

~.l

/ / /f

777

~

~

Mikro-Piczoaktorcn zu Ausübung von Bewegungen und Kriillcn im Nanomctcrm:lßstab

13.4 T ribotechnik von MEMS MEMS haben in der Mikrotcchnik im mm/ !lm-Maßslab mechanische Bewegungsfunktionen durchzufiihren, ftif die in der Makrotechnik Verfahren und Geräten der klassischen Elektromechanik mit em/m-Abmessungen eingesetzt werden. Allgemeine Kennzeichen von MEMS:

•

Kinematik: Nanometer < MEMS-Bewegungen < Millimeter

•

Abmessungen: Mikroelemente ca. 100 ... 1000 x kleiner als Makroelemente

•

Volumen, Massen: Mikroe1emente ca. 106 x kleiner/leichter als Makroelemente.

Mikrotribotechnische Bauelemente fiir MEMS mit Abmessungen im Millimeter-Bereich illustriert Bild 13.4.1.

Bild 13.4. 1 Mikrokugcllagcr und Mikrozahnrad (Quellc: Dr. Tillwich Gmb H Wcrncr Slchr)

Für die technische Realisierung von Bewegungsfunktionen im Sub-Millimeter-Bereich sind folgende Unterschiede von Makrotechnik und Mikrotechnik zu beachten: In der Makrotechnik werden Bewegungen meist mit Elektromotoren rotatorisch realisiert und den funktionell erforderlichen Bewegungsfunktionen mit Getrieben für Drehund Linearbewegungen angepasst.

13.4 Tribotechnik von MEMS

531

In der Mikrotechnik müssen auf Grund von Skalierungserfordemissen (vgl. Kap. 13.3) elektrostatische Antriebe ver"\\lendet werden. Das grundlegende MEMS-System ist der in Bild 13.3.3 dargestellte elektrostat ische Mikroaktor flif Linearbewegungen. Reibungs- und Verschleißanalysen von MEMS müssen, wie auch in der Makrotechnik, in jedem Falle von einer individuellen Systemanalyse des jeweiligen Problems ausgehen, siehe Bild 2 .1 5. Generell muss bereits bei der Entwicklung eines MEMS geprüft werden, ob eine mikromechanische Bewegungsfunktion ohne tribolgische Beanspruchung gestaltet werden kann, d. h., ob die " äußere Reibu ng" eines Tribokontaktes durch die " innere Reibung" eines Fluids oder eines elastischen Festkörpers ersetzt werden kann. Ein spektakuläres Beispiel der Elim inierung von Tribokontakten in der Mikrotechnik durch Anwendung ,.mikroelastischer Lagerungen" ist das "Digital Micromirror Device" (DMD). Es wird als MOEMS Hir die digitale Bildprojektion in mobilen Projektoren sowie in der digitalen Fernsehbildprojektion ver"\\lendet, s iehe ßild 13.4.2 (Bhushan, 2004). Die komplette Anordnung besteht aus einer großen Anzahl beweglicher Aluminium· Mikrospiegel ("d igitale Lichtschalter'), integriert in eMDS-Module (Complementary Metal Oxide Semiconductor Chip Arrays). Die einzelnen Mikrospiegel können individuell tiber Ad· resselektroden elektronisch angesteuert werden und realisieren die flir die " optische Pixelprojektion" erforderlichen Kippwinkel von ± 10 Winkelgrad mit Bewegungsfrequenzen bis zu 100 kHz. Die Torsionsband lagerung arbeitet ohne Tribokontakt rein elastisch (" innere Re ibung"). Die exakte Begrenzung der Winkelbewegungen der Mikrospiegel erfolgt durch " KippElektroden-Anschläge" , die tribologisch unkrit isch sind (siehe Bild 13.4.2, unten links). Das Gesamtsystem mit den etwa 700000 Mikrospiegel-Modulen ist in einem Gehäuse auf einer Fläche von etwa 1,5 cm 2 untergebracht. Mikro-Spiegelelement mit flexibler Torsionsbandlagerung

Kippwinkel -10Grad

~-

Kippwinkel + 10 Grad

KippElektrode • (a) 700000 individuelle Mikrospiegel von jeweils 20 ~m im Quadrat • (b) flexible Bandaufhängungen mit mechanischen Bewegungsfrequenzen bis zu 100 kHz • MOEMS-Bewegungsfunktionen bis zu mehr als 10 12 Zyklen ohne Ermüdung Si·Trager Kipp-Elektrode Adressierelektroden Bild 13.4.2

MOEr-,'IS-ßeispicl: Mikro·opto-elcktro·ll1cchanischcs System zur digitalen ßildprojektion

532

13 Mikrotechnik und die Tribologie von MEMS

Durch Anwendung der Prinzipien kinematischer Ge lenke können MEMS-Translationen auch in Rotationen umgewandelt werden. Dazu ze igt ßild 13.4.3 ein MEMS mit elektrostatischem Linearantrieb rur submikroskopische Drehbewegungen. Die Abtriebs- Drehbewegung ist mit dem maximalen Linearhub von < 2).1m auf kleinste Winkel ausgelegt, wie sie zur elektron isch gerege lten Signalabtastung von Datenspuren in AudiolVideo-Geräten benötigt werden. Drehachse

Feder

Elektrostatischer Antrieb

Elektroden Bild 13.4.3

MEMS-Bcispiel: Elektrostatischer Linearantrieb zur Drchw inkcl-Feinstcinstellung

RotalOri sche MEMS lassen sich mit dem von den US Sandia National Laboratories entwickelten Prinzip der ..conversion of reci procating motion into rotation" realisieren, siehe Bild 13.4.4 (Williams and Le, 2006). Nach den Regeln der Kinematik werden mit Hilfe von Drehgelenke n die in x- und y-Richtung elektronisch getakteten Linearbewegungen in eine kontinu ierliche Rotat ion um die stationäre Lagerwelle umgefonnt. Mit dieser Anordnung lassen sich die Dimensionierungsgrellzen herkömmlicher Elektromotoren unterschreiten. Während die e lektrostatischen Linearantriebe berlihnll1gslos arbeiten. sind di e ftir e inen mikromechanischen Rotat ionsabtrieb funktionell erforderlichen Gelenke und Lager tribologischen Beanspruchungen ausgesetzt.

•

TI ,

~

Rotationsabtrieb Bild 13.4.4

Elektrostatische LinearKammantriebe

/

F,

MEMS-Ik ispicl: TnmslationJRotation-ßcwcgungsumwandlung mit Mik rolager (Sandia)

13.5 Tribometrie und Beanspruchungsanalyse von MEMS

533

13.5 Tribomctric und Beanspruchungsanalyse von MEMS Die Besti mmung von Reibungskenngrößen rur MEMS-Gleitlager erfordert in fo lge der Kleinheit der zu messenden Kräfte eine spezielle Experimentiertechnik. Dies ist exemplarisch fiir einen MEMS-Miniaturmotor (siehe Bild 13.1.1) in ßild 13.5.1 dargestellt. Gezeigt ist die prinzipielle Versuchsanordnung zur Messung der Haftreibungskraft in einem MEMS-Lager, die bei Beginn der Rotorbewegung überwunden werden muss und die mit einem Rasterkraftmikroskop AFM bestimmt werden kann. (siehe Kap. 8.4 , Bild 8.4.4.) Rastel1
' " . . l!lfl Fotodetektor 2

3

'.

~"" ,

Zum Einsetzen der Rotorbewegung ist die Überwindung des Haftreibungs-Drehmomentes M R in der Rotorlagerung erforderlich. (a) die lastspitze kontaktiert den Rotor (b) die lastspitze übt eine Lateralkraft F l und damit ein Drehmoment Ml auf den Rotor aus (c) Rotorbewegung setzt ein. wenn M l > M R Aus der im AFM gemessenen Lateral"raft Fl bei Bewegungsbeginn k.a nn die Halftreibung bestimmt werden

(') ~

(') ~(b) Haftreibung

Bewegungsbeginn

Bild 13.5. 1 Prinzip der Bestimmung der Halireibung in einem MEMS-Lager

Neben der Analyse der Reibung ist die Untersuchung von Verschleißeffekten eine wichtige Aufgabe der Tribometrie von MEMS . In Bild 13.5.2 sind Erscheinungsbilder eines einfachen mikromechan ischen Festkörper-G le itlagers vor und nach einer tribo logischen Beanspruchung wiedergegeben . Außerdem sind die elementaren Zusammenhänge zwischen Verschleiß und Beanspruchungsparametem, wie sie in Kapitel 5 erläutert wurden (vgl. Bild 5.1. 1), zusammengestellt (Williams and Le, 2006). Verschleißvolumen W y eines Mikrolagers: Wy-= ky o FN · s=kv · (p o L · D) o (v · t) Lagerspiel: Ar -= W v / (L • D) tot -= k y ' (p . v) , 1-............ / '-'..... Verschleißkoeffizienl pv-Wert Zeil

......

~ ~ L

Bild 13.5.2

MEMS-Beispiel: Gleitlager

• Milder Verschleiß: Malerialpaarungen mil ky < 10- 6 mm 3{Nm pv-Werte: siehe Bild 13.5.3

534

13 Mikrotechnik und die Tribologie von MEMS

Für Mikrotcchn ik-Gle itlager ist das Lagerspiel h.r ein wichtiger tribologischer Funktionsparameter. Es lässt sich aus dem Verschleißvolumen W v und den Lagerabmaßen 0 und L nominell berechnen und ist abhängig vom Verschleißkoeffizient kv der Lagerpaarung, dem p V-WCI1 und der Beanspruchungsze it t, siehe Bild 13 .5.2. Di e Bedingungen flif "mi lden Verschleiß" sind in Kapitel 5 in Bild 5.1 .1 beschrieben und die Bereiche von nomineller Flächenpressung p und Gleitgeschwindigkeit v, die den pv-ßercich mikrotechni scher Systeme kennzeichnen, sind in Bild 13.5.3 eingezeichnet. Außerdem sind die pv-Grenzkurven bewährter Trockeng leillagermaterialien der Makrotechnik und der pv- Bereich des in Bi ld 13.4.4 illustrierten Mikrolagers vo n Sandia eingetragen. (1)

10 3

~ i 10

Q.

~

§

•

~ c •1i

., ,(1)

ü:

~ .~

z

1 GPa Rasterprobenmikroskopie SPM

2

/ ~ ik rofager

10

(Sandia)

Epoxidgefülftes / C-Graphit-Lager

r 10-

1 MPa

, "'--

, 10- , 10-

o

/

PTFE-Lager

Mikrotechnische Systeme

--r- Rasterkraftmi roskopie SFA 100

200

300

400

Gleitgeschwindigkeit v in mmfs _

1 kPa

SOO

Bitd 13.5.3 Arbcitsbcreichc von mikrotcchnischcn Systcmcn. Lagcrwerkstoffen und rni krotcchn isehen Prilflll\::thodcn (vgl. Kap. 8.3.2) im pv-Diagramm

Di e Mikro-Kontaktmechanik von MEM$ und die fiir Reibungs- und Verschleißanalyse n in der Mikrotechnik verwendbaren experimentellen Methoden sind in den Kapiteln 3.3 " MikrolNano-Kontakte" und 8.4 .,Messtechnik der Mikro- und Nanoskala" dargestellt. Die charakteri stischen pv-ßereiche der rastermikroskopischen Untersuchungsverfahren sind aus Bild 13.5.3 ersichtlich. Die Methoden zeichnen sich infolge ihrer feinen lastsp itzen durc h hohe Pressungen aus, was bei der Interpretation ihrer Untersuchungsergebn isse zu berücksichtigen ist.

Bild 13.5.4

MEMS- ßeispiclc: Zahnräder

13.5 Tribometrie und Beanspruchungsanalyse von MEMS

535

Tribologische Beanspruchungen wirken natürlich auch bei der Mikro- Kontaktmechanik von Zahnradpaarungen, wie sie in der MEMS-Technik fUr e ine TranslationslRotat ions-Bewegungsu1l1wandlung oder für Drehmoment- und Drehzahl-Übersetzungen, bzw. -Untersetzungen, auch im Mikromaßstab erforderlich sind. Bild 13.5.4 zeigt dazu Beispiele, im Teilbi ld rechts sind auch submikroskopische Verschleißpartikel erkennbar. Wie für alle tribologisch beanspruchten techn ischen Systeme gilt auch fur die Tribologie von MEMS wie bereits im Einleitungskapitel betont, dass die Elemel1/arpro=esse 1'011 Reibung und

Verschleiß als dissipa/ire. nieh/lineare, dynamiseh-s/oehastische Vorgänge in zeillieh und örtlich l-er/eilten Mikrokonlakten in den makroskopischen Wirliflächen ablaufen. Daher müssen bei der Reibungs- und Verschleißanalyse von MEMS die Verhältnisse der Mikro-Kontaktmechanik genau betrachtet werden, siehe Bild 13.5.5.

F,l p = F,.JA,

•

Ao=y I

d -

l' Ar I Mikro· kontakte

..... . V ·-,·~ [,

Ao: geometrische Ko nta ktflä che

Ar : wahre Kontaktfläche Ar= I: Ari ; i= 1 ... n 0: Rauheitshügel-Standardabweichung ß: mittlerer Rauheitshügelradius E* kombinierter E-Modul mit P oissonzahl Bild 13.5.5 Analyse der Kontaktmechanik von

Kontaktmodell von Greenwood und Williamson Elastische Kontaktmechanik, Beispiel Makro p'" 1MPa Mikro d=3mm d=301Jm EO "'115GPa E* '" 163 GPa FN = 7 N FN = 0.7 mN 0"'0,13I1m 0=20nm ß = 0,8 mm ß=1011m n: Anzahl der Mikrokontakte n '" n" 74

J

8/TT • FtJ(E"" ß \{.! · 0 312 )

n" 0,7

IQuelle: J . A Wiltiams, Cambridge Univ. I IRG·OECD Meeting, Berlin, Sept. 2008

ME~'I S

Die in Kap. 3.2.2 durchgefuhrte mikroskopische Betrachtung der Kontaktgeometrie und Kontaktmechanik bei tribologischer Beanspruchung ergab folgende Ergebnisse: d ie Gesamtzahl n der Mikrokontakte ist etwa der Normalkraft FN proportional, d ie Größe der wahren Kontaktfläche Ar, d. h. die Flächensumme der Mikrokontakte, ist näherungsweise der Nonna lkrafl proportional : Ar ;:: konst . . FN. Das Kontaktmodell von Greenwood und Williamson wurde von Williams 2008 auf die Kontaktmechanik von MEMS angewendet, Bild 13.5.5 illustriert modellmäßig den exemplarischen Vergleich von ,.Makro·' und " Mikro". Der Makro/Mikro-Vergleich der Kontaktmechanik zeigt. dass bei gleicher Flächenpressung die dissipativen tribologischen Prozesse sich im Fall " Makro" auf eine Vielzahl stochastisch wechselnder Mikrokontakte verteilen, während s ie bei " Mikro" nach diesem Mode ll lokal konzentriert sind. Dies beeinflusst in der Mikrotechn ik in besonderer Weise die Funktional ität durc h Adhäsion und Haftung und erfordert geeignete Werkstoffe und Oberflächentechno logien fUr MEMS.

536

13 Mikrotechnik und die Tribologie von MEMS

13.6 Tribomaterialien für MEMS Eine umfassende Übersicht zu diesem Thema geben Achanta und Celis (2007). Danach konzentrierten s ich die werkstofftechnischen Forschungsarbeiten zunächst auf harte, keramikbasierte Materialien, wie z. B. Siliziumnitrid (SiN4), Silziumkarbid (SiC), Titankarbid (TiC), amorpher Kohlenstoff (a-C H), diamantähn licher Kohlenstoff (DLC) und Hartstoffbeschichlungen. T:lbelle 13.6. 1 gibt eine Übersicht über Hartstoffe und Ober!1ächenschichten als Tribomaterialien flir MEMS (Li and Bhushan, 1999; Kraussa, 2001 ; Radhakri shnan et al., 2002). Di e angegebenen Werte wurden unter unterschiedlichen Versuchsbedingungen ermitte lt und sind als Anha ltswerte anzusehen. Tab. 13.6.1

I lartstolTschichten fiir tribologische Anwendungen in MEMS

Material

lliirtc (GPa)

(mN)

Adhüsion

Rcibungs1.uhl .. Makro·· Stift/Scheibe l"ri bumctcr Frclling Tribomctcr

Rcibungs1.ahl .. Mikro·· Rasterkrartm ikroskop AFM. FFM

Sili1.ium 5i(001)

12

50 .. 80

0.45 .. 0.6

0.04 ... 0.07

5i1i1.iumoxid

-

3S

0.65 .. 1

0.087

Sili1.iumnitrid*

30 .. 50

50

0,45 .. 0.66

0.06

Si Ii1.iumk'lrbid*

15

0.20

0.02: 0.06 .. 0.08

Titankarbid*

35

0.16

-

diamantii1l1ll ieher Kohlenstofr*·

90 (nmx)

-

0.08 .. 0.1

0.02 .. 0.04

Diamant

100

IS

0.20

0.0 1 .. 0.02: 0.05: 0.1 I

Amorpher Kohlenstoff· *

90 (n1
33

0.05 .. 0.20

0.Q2 .. 0. 14

* PVD-5ehiehtcn . Physical Vapour Deposition

*. CVD-Sehiehten. Chcmieal VapouT Deposition

Di amant ist auf Grund seiner hohen Härte von ca. 100 GPa und seines hohen Elastizitätsmodul s von ca. 1100 GPa von speziellem Interesse flir tribotechnische Anwendungen. Diamantähnliche Kohlenstoffsch ichten (DLC), die au feinander gleiten, haben sehr ni edrige Reibungszahl en zwischen 0,02 und 0,1, verglichen mit Reibungszahlen von 0,45 bis 0,6 rur SiliziumGleitpaarungen. DLC-ßeschichtungen auf e inkristallinem oder polykristallinem Silizium ze igten aussichtsreiche Ergebni sse als Lagermaterialien ftir hohe Kontaktspannungen. Sie haben a llerdings den Nachteil, dass ihre tribologischen Eigenschaften sehr stark von der Dicke der Beschichtung abhängen. DLC-Beschichtungen sind daher fur Baute ile nur geeignet, wenn durch die Beschichtungstech nik eine hinreichend große Beschichtungsdicke erzielt werden kann. Bei diamantähnlichen Beschichtungen, die mit CVD-Techni ken hergestellt werden ist die große Ober!1ächenrauheit (artumetischer Mittenrauhwert ::: I ~m) e in Nachteil. Ein elementares tribologisches Problem in der Mikrotechn ik ist die durch Skalierungseffekte (siehe Kap. 13.3) verstärkt wirksame, bewegungshemmende Grenzflächenadhäsion ("St iction") zwischen Triboe lementen. Gebräuchliche Methoden zur Reduzierung der Adhäsion sind Modifikationen der Rauhigkeit oder Textur von Ober!1ächen. Beispie lsweise kann durch che-

537

13.6 Tribomaterialien tljr MEMS

mische Behandlung von Silizium die Adhäsionsenergie von 20 mJ/m2 auf 0,3 mJ/m2 gesenkt (Romi g et a1., 2003) und durch .,Aufrauung" mit Ammoniumfluorid, abgeschlossen durch " hydrogen bonds", auf Werte < 0,3 mJ/m2 reduziert werden (Hauston et al, 1995). Die Adhäsion zwischen kontaktierenden Triboe lementen kann durch geeignete Beschichtungen gesenkt werden, wie durch Messungen mit Methoden der Rasterprobenmikroskopie SFA und der Rasterkraftm ikroskopie AFM (siehe Kap. 8.4 .,Messtechnik der Mikro- und Nanoskala" ) nachgewiesen werden kann. Bild 13.6.1 zeigt, dass Schichten aus diamantähnlichem Kohlenstoff (DLC), Perfl uorpolyether (PFPE) und Hexadecanthiol (HOT) die Adhäsion signifikant erniedrigen (Bushan, 2004).

1000

t z

T = 22 ~C

800

50 % Tel. Feuchte

~

.<

"

600

•••

400

~

•c .0

HOT

~

! I PFPE

~

::t

200

Bild 13.6. 1 Adhäsionskraftrcduzicrung durch Obcrn llehcnsehiehtcn

Weitere Möglichkeiten bieten .,superhydrophobe·' organische Besch ichtungen rur tribologi sch beanspruchte MEM S-Komponenten. Bild 13.6.2 (links) nennt relevante BegrifTe der Hydrophobie. Hydrophobie

loluseffekt: Wassertropfen- und Mikro-Triboelemenl-Modell

hydrophob: e .. 90 '

Kontakt-

winkel e

(1) Festkörper Wassertropfen 8 ,

Grenzflächenenergie superhydrophob: e > 90 '

.lotus· Oberfläche Young-Gleichung: cos e "(Freie Oberflächenenergie (1) - Grenzftächenenergie)/Oberflächenspannung (2)

Bi ld 13.6.2

Begriffe der Hydrophobic rur die Anwcndung von MEMS-Tribonmlerial ien

538

13 Mikrotechnik und die Tribologie von MEMS

Die Hydrophobie von Oberflächen wird durch den Kontaktwinkel e gekennzeichnet. Oberflächen mit einem Kontaktwinkel < 90 0 werden als hydrophil, solche mit einem Kontaktwinkel > 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 - ; - - - - - - - - - - - - - ,

t

~

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

0,10

~

"

~

Si (100)

~ 0,05 c

il

• ~

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

'"

III

~

1;1

~

«

~

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

----<..

(c) Module und Systeme Sensor-Chip

Beispicl fitr die Katcgorien der ZUl'crlässigkcitsprüfungen von ME tvlS

543

14 Tribologie in der Produktionstechnik Die Produktion als Gesamtheit wirtschaftlicher, technologischer und organisatorischer Maßnahmen. die unmittelbar mit der Be- und Vemrbeitung von StofTen zusammenhängen besetzt eine zentrale Position im unserem heutigen Leben (C IRP, 2004). Sie verbindet untersch iedliche Märkte wie Rohstoffmärkte, Informationsmärkte und Energiemärktc miteinander und erzeugt daraus Produkte in loka len, regionalen oder globalen Wertschöpfungskettcn. Innerhalb

der Produktion nehmen Werkzeugmaschinen sowie Fertigungstcchnologien eine Schlüsselstellung ein . Bild 14.1 zeigt im oberen Tei l eine Werkzeugmaschine mit den wichtigsten Komponenten; die Wechsel wirkungen tribologischer Effekte mit den übrigen Einflüssen auf Produktionsprozesse an Werkzeugmaschinen sind im unteren Teil aufgefLihrt.

Komponenten einer Werkzeugmaschin e 1 Werkstücktisch 2 Werkslück-Schwenkeinheit 3 Maschinengestell 4 Verschraubte Fügestelle 5 Führung X-Achse 6 Führung Y-Achse 7 Kugelrollspindel Z-Achse 8 Antrieb Z-Achse

9 Werkzeugspindel 10 Werkzeugwechsel

Verformungen

Tribologische Effekte

Bild 14.1

Beispiel einer Werkzcllgmasehine und tribologische Effekte bei einem Produktionsprozess

Dieses Kapitel betrachtet die tribologischen Effekte, die an Werkzeugmaschinen auftreten, zeigt ihre Auswirkungen auf das Bearbeitungsergebnis und beschreibt Möglichkeiten zur Optimierung tribotechnischer Werkzeugmuschinenkomponenten und der Produktionstechnik.

544

14 Tribologie in der Produ ktionstechnik

14.1 Tribologische Systeme in Werkzeugmaschinen Werkzeugmaschinen sind definiert als " mechanisierte und mehr oder weniger automatisierte Fertigungseinrichtungen, die durch re/mire Bewegungen =wischen Werkzeug lind Werkstück eine vorgegebene Form oder Veränderung am Werkstück erzeugen" (D IN69651). Bild 14.2 zeigt die Einordnung der Werkzeugmaschinen (WZM) in die Gruppe der Fertigungssysterne anhand der Fertigungsverfahren Umformen, Trennen und Fügen. Fertigungssysteme

zum: Stoffeigen schaftsändem

Mahrmaschinen-

.,...".

Pressen Hämmer

Wälz maschinen Biegemaschinen Ziehmaschinen Maschinen zum Umformen mit

Wir1o:medien oder

Bild 14.2

Bohrmaschinen Fräsmaschinen Hobelmaschinen Räummaschinen Sägemaschinen Feilmaschinen Bürslmaschirlerl Maschinen zum Meißeln, Schaben

Hubschleifmaschinerl Hohnmaschinerl Läppmasch in en Strahlspanmaschinen Gleitspanmaschinen POlierschlerfmaschinen

Lasertrerl nan~gen

Erodiermaschinen Maschirlen zum elektrochemischen Abtragen Maschinen zum chemischen

Trennende und umformende Werkzeugmaschinen (D[ N 6965 [)

Di e mechan ischen Grundfunktioncn von Werkzeugmaschinen sind durch Körper-, Bewegungs- und Kraftfunktionen und ihr Zusammenwirken gekennze ichnet. Die Wirksamkeit von Werkzeugmaschinen beruht auf der Funktional ität von Wirkkörpern , die stomich und geometrisch, aber auch durch ihren Wirkort und ihre Wirkzeit bestimmt sind. Im Arbeitszustand von Werkzeugmaschinen werden die Bauteile in erheblichem Maße oberflächenbeansprucht. Es handelt sich hierbei um ein Beanspruchungskollektiv aus mechanischen, thermischen und chemi schen Beanspruchungen, das als tribo logisches System integriert beschrieben werden kann (Spur, 1996; Uhlmann, 2002). Di e Genau igkeit der in einer Werkzeugmaschine gefertigten Produkte wird unter Anderem von den tribologischen Effekten in und zw ischen den tribotechnischen Systemen, die im Zusammenwirken die Werkzeugmaschine bilden, beeinflusst. In ßild 14.3 ist eine Werkzeugmaschine bestehend aus einzelnen, interagierenden tribotechnischen Systemen schemat isch dargestellt. Aufgrund von Reibung und Verschleiß in den Lagern, Führungen, Spindeln, an den Kop-

14.1 Tribologische Systeme in Werkzeugmaschinen

545

pel- und Fügestellen, im Maschinengestell, an der dureh Werkstüekwechsel und Prozesskräfte ständig wechselnden Belastungen ausgesetzten Werkstückaufnahme oder anderen Maschinenbauteilen kann die Fertigungsgenauigkeit erheblich beeinträchtigt werden (Belonenko, 1991 ; Majcherczak, 2007; Mäurer, 2003; Popov, 2009; Petuel1i. 1983). Zyklisch wiederkehrende Bewegungsabläufe resultieren in einseitigen Belastungen. Die Reibpartner werden hierbei immer auf dieselbe Art und Weise belastet, was zu beträchtlichem Verschleiß fiihren kann.

,.

Tribosystem der Fertigung 1 Werkstücktisch

==}

,

Werkstück

Werkzeug

~

,

,

,.... .....................................

~ ... .; Fertigungsgenauigkeit

,....... .................................

4 Werkzeugspindel

+

d

5

I-~

Bild 14.3

2 Lager, Führungen, Achsantrieb

~

Koppelstelle, Fügestelle

3

Maschinengeslell

2 Lager, Führungen, Achsantrieb

Tnbologlsche Bewegungssysleme der Wekzeugmaschme

1-

Tribolog isehe Systeme in Werkzeugmaschinen

14.1.1 Das Tribosystem der Fertigung Alle Fert igungstechno logien sind bei der Formgebung von Werkstücken mit Iribologischen Beanspruchungen. d. h. KOlllakl lind Rela/ivbell'egllng I'On Werkstück lind Werk:::eug verbunden, exemplarisch illustriert in Bild 14.4. Die Tribologie beeinflusst in der Produktionstechnik sowoh l die Funktionalität von Werkzeugen (z. B. Verschleiß und Standzeit) als auch die Qualität (z. B. d ie Oberflächengüte) gefertigter Produkte. Die Tribologie von Zerspanwerkzeugen und Umformwerkzeugen wird in Kap. 15 behandelt. Trlbosyslem der Fertigung , Beispiel Spanen • Systemstruktur: (1) Werkstück , (2) Werkzeug, (3) Schneidflüssigkeit • Beanspruchungskollektiv: Wirkbewegung (1 )/(2), Schnittkraft F, Schnittgeschwindigkeit v , Temperatur T, Standzeit t

Bild 14.4

ßcispicl cincs tribolog ischen Systems dcr Fcrtigungstcchnik

14.1.2 Tribologische Bewegungssysteme in Werkzeugmaschinen Die Wechselwirkungen von Maschinenkomponenten und tribologischen Ursachen sind in Bi ld 14.5 veranschaulicht. Aufdem Weg vom Rohteil zum Fertigteil unterliegt der Produktionspro-

546

14 Tribologie in der Produktionstechnik

zess mannigfaltigen Einflüssen. So bewirken thermische Verformungen im Maschinengestell häufig mehr oder weniger stark ausgeprägte Orthogonalitätsfch ler in den Llncarachsen der Werkzeugmaschine. Di es wiederum kann neben der Verringerung der Fertigungsgcnuuigkeil zu erhöhtem Verschleiß der Führungen und Lager der betrofTenen Achsen führen.

I

Tribotogische Ursache

I

Reibung

II

:-1 ,

,\

I Verschl eiß f(,'

.~ I

Tribometrischer Effekt

thermisch

f-

statisch

t-

dynamisch

t-

tISchmierung ~"- kinematisch tI , ".

Bild 14.5

I I

Meld\lnen-

komponente

I

---1 G)®
Verlagerung

--j G)®
geometrisch

Fehler

---t 0® J --j

0@

I

EinOuss tribolog ischcr Ursachen au f Maschincilkomponcntcn

Durch Verschleiß in den Führungen und Lagern der Linearachsen kann es zu selbsterregten Schwingungen im Bereich der Eigenfrequcnzen der Werkzeugmaschine kommen. Aufgrund der Wiederholung bestimmter Bewegungsabläufe wiederholen sich bestimmte Schwingungsformen der Maschine. Durch diese dynamische Belastung bildet sich eine von den Eigenfrequenzen der Werkzeugmaschine abhängige We lligkeil in den Führungen und Lagern der Achsen aus, die wiederum die dynamische Belastung verstärkt. Bild 14.6 zeigt den aufgrund von andauernder Überlastung fortschreitenden Lagerverschleiß an hand einer Lagerschale.

Versorgung durch Restm engen

Bild 14.6

Mischreibung Au sschmelzen des Lagerm ateri als

Breitschlagen und Durchdrehen der Lagerschale

Fortschreitcnder Lag..::r"crschlci ß au fg rund " on Überlastun g. (ßartz. 1999)

Ein weilerer tribologischer Einfluss auf die Maschinendynamik ist in den Koppel- beziehungsweise Fügestellen der Werkzeugmaschine nachweisbar (Petuelli, 1983). Auch statische Ver-

14.2 Führungen und Lagerungen in Werkzeugmaschinen

547

formungen in der Werkzeugmaschine, hervorgerufen beispielsweise durch die Materialabtrennung am Rohteil im Schleif- oder Drehprozess resultieren in ungle ichmäßig vertei lten Belastungen der Achsen, wodurch sich der Versch lei ß partiell erhöhen und das veränderte tribol og isehe Verhalten den Produktionsprozess negativ beeintlussen kann. Mit der Anzahl der Maschinenkomponenten wächst die Anzahl der potenziellen tribologischen Eintlüsse. Werkstück und Werkzeug sind an der Wirkstelle gekoppelt und über eine Vielzahl von Maschinenkomponenten fest verbunden. Tribologische Effekte in den e inzelnen Komponenten summieren sich im ungünstigen Fall auf und filhren zu erheblichen Fonllabweichungen.

14.2 Führun gen und Lage runge n in We rkzeugmaschinen Zu den tribologischen Komponenten einer Werkzeugmaschine zäh len Führungen zur Beweg ung der Komponenten und Arbeitstische sowie Lagerungen . In gewisser Weise können auch Fiigestellen als tribotechnische Komponenten verstanden werden. Versch le iß als wesentl icher tribologischer Eintluss auf die Bewegungselemente von Werkzeugmaschinen filhrt erst über einen längeren Zeitraum zu einer merklichen Abnahme der Arbe itsgenau igke it. Dabei sind besonders Verschleißerscheinungen in Foml von Geometrieänderungen an Führungen und Lagem fiir eine Beeinflussung der Arbeitsgenauigkeit verantwortli ch. Um die Ein tlussgrößen , die das Re ibungs- und Verschleißverhahen e ines Tri bosystems bestimmen, beschreiben zu können, ist die Betrachtung der komp letten tribotechnischen Systemstruktur erforderlich . Sie besteht wie bei allen Tribosystemen aus Grund- und Gegenkörper, Zwischenstoff und Umgebungsmediul11, siehe Hild 14.7.

Bea nspru c hun gskoll ektlv Wirkb ewegungen: Gleiten , Wälzen, Stoßen, Strömen (Art, Dimension, Zeitverlauf) Operative Größen : Normalkraft FN , Geschwindigkeitv, Tempera turT, Dauert Störeinflüsse: Schwln gu ngen, Stra hlu ngen, Fremd körper, Stoffeig enschansi! nde rungen

-.cJ.-

(1) (2 ) (3) (4 )

Grundkörper Gegenkörper Zwischenstoff Umgebungsmedium

Trlbometrlsche Größen: - Reibungskrafl F ~ - Reibungszahl f '" F~ I Frl - Reibungs temperaturT - Verschleißbetrag w - ei. ÜbergangswiderstandRu - Schallemission

Reibung , Versc hleiß = f (Beanspru chun gskolle ktiv, Systemstru ktur) Bild 14.7

Struktur eines triboteehnischen Syste111s. vgl. Bild 2.15

Auf dieses Tribosystem wirken unterschiedliche Eintlussgrößen . Das Beanspruchungskollektiv umfasst die Bewegungsfonn (Gleiten, Rollen usw.). den zeitl ichen Bewegungsablauf(kontinuierlieh, oszillierend usw.) sowie die Belastungsparameter (Non1w lkraft FN, Geschwindigkeit v, Temperatur T und Beanspruchungsdauer tß). Von besonderer Bedeutung sind ferner die Ei-

548

14 Tribologie in der Produktionstechnik

genschaften von Grund- und Gegenkörper mit ihren Werkstoffen und ihren Oberflächenstrukturen, sowie der Zwischenstoff nach seiner Art, Viskosität und Menge. Wechse lwirkungen zwischen den Elementen resultieren aus dem Konlakt- und Reibungszustand des Tribosystcms sowie aus den wirkenden Verschle ißmechani smen (Spur, 1996; Weck, 2006]. Für wichtige, in besonderem Maße das Arbeitsergebnis beeinflussende Masch inenkomponenIcn sind wicht ige Tribosystcm-Charakteristika von Werkzeugmaschinen in Ta b. 14.1 zusammengeste llt. Ein Vergleich der dominierenden Reibungsverhähn isse von verschiedenen Baugruppen zeigt ßild 14.8. Ta b. 14. 1

Tribos)'stcm-Chamklcrislika von Maschincnkomponcntcn und ihre Allswirkungcn

Maschinenkomponente

Tribosystem-C harakterislika

-

Auswi rkungen

-

Mischreibung und Flüssigkeitsreibung Verschleiß Kontaktste ifi gkeit Kontaktdämpfung Reibungsdämpfung FIüss igke itsdäm p fung Wärmeentwicklung

Stick-Slip-Effekt Führungsfehler Schwingungen Thermische Verlagerung

Hydrostatische Gleit fiihrungen und Gleitlager

-

Reine Flüssigkeitsreibung FIüss igke itsdämp fung

Führungsfehler Schw ingungen

Aerostatische Gleitflihrungen und Gl eitlager

-

Gasreibung Reibungswärme Kompress ibilität des Gases

Erwänllung des gesamten Lagersystems Pneumat ische Instabilität

-

Lagerspiel Schwingungen Rattern Oberflächenschäden Käfigsch lupfbei Radiallagern Thermische Verlagerung

-

Rollreibung Mi schreibung und Flüssigkeitsreibung Verschleiß an Lauffläche und Kuge l Geringe Dämpfung Vorspannungsänderung der Lager Wämleentwick lung

Kugelrollsp inde lsysteme

-

Rollreibung Geringe Dämpfung Wärmeemwick lung

Führungsfeh fer Schwingungen Thermische Verlagerung

Verschraubte Fügestellen

-

Festkörperreibung

Dämpfung mechanischer Schw ingungen Statische Schwachstel le

Hydrodynami sche Gleitftihrungen und Gleitlager

Wä lzfiihrun gen und Wäl zlager

-

Hydrodynami sche Gleitflihrungen werden meist im Mischreibungsgebiet betrieben und unterliegen damit einer an der KontaktsteIle eintretenden En värmung und einem Verschleiß. Beides

549

14.2 Führungen und Lagerungen in Werkzeugmaschinen

kann filhrungsbedingte Fehler am herzustellenden Werkstück verursachen . Darüber hinaus beeinflusst die Kontaktsteifigkeit und die Kontaktdämpfung in der Kontaktzone in starkem Maße das stat ische und dynamische Verhalten der ganzen Werkzeugmaschine. Bei hydrostatischen Gleitftihrungen und Lagern werden der Öldruck in e iner außen angeordneten Pumpe erzeugt und die Berührungsfl ächen während des Betriebs durch einen dauerhaften Ölfilm voneinander getrennt. Somit weisen hydrostat ische Gleitftihrungen und Lagerungen stets reine Flüssigkeitsreibullg und keine Stick-Slip-Effekt bei geringer Gleitgeschwi ndigkeit auf. Die Flüssigkeitsdämpfung ist eine wichtige Eigenschaft hydrostatischer Führungen . • a

verschraubte

o

b 0.5

1

0

c

d • e •

aerostatische Führungen u. Lager Wälzführungen u. Lager Kugelrollspindelsysteme

/eSlk6rperreibung

1./

0.4 1 /:

Grenzreibung

,

0.3

Fügestellen hydrodynamische Führungen u. Lager hydrostatisclle Führungen u. Lager

:1a

I

L Mischreibung

,.,

-----

Aüssigkeitsreibung

/

I

0.2 0.1

o I. = FIlmdicke d IIRauheit 0 = (R,2 + ~2) Y'I

Bild 14.8

Rcibungs"erhältn issc von Lagel1Ulgen und Flihrungen in Werkzeugmaschinen. "gI. Bild 4. 1.1

Bei aerostatischen Gleitfuhrungen und G leitlager kann bei den sehr geringen Masseströmen und der sehr kleinen spezifischen Wännekapazität von Luft die Reibungswänne nicht vollständ ig durch das gasförm ige Schmiermedium abgefilhn werden, so dass bei hohen Relati vgeschwindigkeiten eine Erwärmung des gesamten Lagersystems ei ntritt. Dies ist insbesondere bei seh r schnel l laufenden Spindeln der Fall, die deshal b gekühlt werden müssen. Auf Grund der Kompressibilität des Schmiermediums können selbsterregte Schwingungen aufireten, die unter den Begriffen Air-Hammer oder pneumatische Instabilität bekannt sind (Weck, 2006). Gegenüber GleitfUhrungen treten bei Wälzfiihrungen und Wälzlagern wegen der geringeren Reibungswiderstände keine signifikanten Stick-Slip-Effekte auf. Als Nachte ile ist die geringe Dämpfung nonnal und parallel zur Bewegungsrichlung zu nennen. Diese beeinflusst die Gesamtstrukturdämpfung der Maschine bei der Regelung der Vorsch ubantriebe negativ. Wälz· führungen sind heute das am weitesten verbreitete Führungsprinzip in Werkzeugmasch inen . Mit Ausnahme von Maschinen im Hoch- und Ultrapräzision sbere ic h repräsentieren insbesondere Profilschienenwälzftihrungen den besten Kompromiss aus Wirtschaftlichkeit, Verschleißarmut und Qualität.

550

14 Tribologie in der Produktionstechnik

Verschraubte Fügeslellen besitzen eine Sonderstellung, da sie im eigentlichen Sinne Tribologisehe Vorgänge, die Relati vbewegung von Wirkflächcn, verhindem sollen. Die dennoch an Schraubenverbindungcll auftretenden tribologischen Vorgänge besitzen jedoch einen zum Teil großen Einfluss auf das Masch inenverhalten und damit die Bauteilqualitäl. An einer verschraubten Fügestelle wirkt Feslkörperreibung, wobei zwischen zwe i miteinander in Kontakt befindlichen Körpem keine Relativbewegungen auftreten. Bezliglich der Eigenschaften gekoppel ter Strukturen kann die verschraubte Fügestelle als Schwachstelle betrachtet werden. Demgegenüber ze ichnet sie sich im Verhältnis zu der in den Bauteilen wirksamen Werkstoffdämpfungdurch ein starkes Dämpfungsverhalten aus (Petuelli, 1983). Je nach Maschinenart finden verschiedene Führungsprinzipien Anwendung. Ein Grund hierHir sind d ie bearbeitungsprozessbedingten Anforderungen, die zum Teil ein bestimmtes Führungsprinzip bedingen. Veränderungen in der Häufigkeit des genutzten Führungsprinzips liegen hauptsächlich in Technologiesprüngen begründet. So ist der Anteil der verbauten hydrodynamischen Gleitfiihrungen seit Mitte der 1980-er Jahre stet ig .zurück gegangen, was durch Weiterentwicklungen auf dem Sektor der ProfilschienellwälzfLihrungen ermöglicht wurde (Weck. 2006). Diese Weiterentwicklungen, besonders Senkungen der Herstell- und Betriebskosten, haben einen unmittelbaren Einfluss auf die Auswahl des Führungsprinzips. Bild 14.9 zeigt die Häufigkeit unterschiedlicher Führungsprinzipien an Dreh-, Fräs- und Schleifmaschinen, die in einer Befragung von 20 Werkzeugmaschinellherstellem ermittelt wurde (Weck, 2006).

[!] Hydrostallsche

100

o [2] o

r-

% 80

4

70

FOhrung en Hydrodynamische GtelUuhrungen ProfitschlenenwatzfUhrungen Sonstige Watzfuhrungen

60

50 40

I-

30

l-

r-

20 10

o Bild 14.9

I-

11-

-

,&

3

4

Drehmaschinen und Drehbearbeilungszentren

1

2

3

4,

Frasmaschinen und Frasbearbellungszentren

1

.6.

3

4

Scht8l fmaschlnen

Häufigkeit vcrschiedencr Fiihrungsprinzipicn an Werkzcugmaschinen

I-

14.3 Optimierung tribotechnischer Werkzeugmaschinenelemente

551

14.3 Optimierung tribotechnischer Werkzeugmaschinenelemente Nicht immer ist es möglich oder wirtschaftlich sinnvoll , tribologische Eintlüsse einzuschränken oder auszuschalten. In einigen wenigen Fällen bedient man sich sogar tribologischer Effekte , um das System verhalten einer Struktur zu verbessern, indem zum Beispiel die Reibungseigenschaften von Koppel- bzw. Fügestellen aktiv beeintlusst werden. Auf diese Art kann die Nachgiebigkeit einer Struktur in bestimmten Frequenzbereichen gezielt eingestellt oder gesenkt werden (Gaul, 2004). Grundsätzlich gesehen stellt dies jedoch einc Ausnahme dar. In der überwiegenden Zahl der Fälle ist Reibung unef\\lünscht, da sie dynamische und thermische Störeintlüsse zur Folge hat. Große Beschleunigungs- und Verzögerungswerte sowie hohe Verfahrgeschwindigkeiten der beteil igten Positionierachsen sorgen fiir extreme und häufig die Richtung ändernde Relati vbewegungen der Wirkpartner in Führungen und Lagerungen. Hier werden hohe Ansprüche sowohl an die zeitl iche Integrität der Wirkflächen als auch an eine dauerhafte Lei stungsfahigkeit der Schmiernled ien gestellt. Aus diesem Grund konzentrieren sich Optimierungsansätze zum Venneiden tribologischer Störeintlüsse an Werkzeugmaschinen in der Regel auf die Venneidung der Entstehungsursachen und die Verringerung der Auswirkungen . Zur Beeinflussung der Reibung in tribotechnischen Systemen können verschiedenen Arten der Schmi erungstechnik angewendet werden (z. B. Grenzschmierung, hydrodynamische Schmierung, etc., siehe Kap. 6). Außerdem können spezielle Öle, Fette, Pulver und Gleitlacke, die sich fiir bestimmte Druck-Gleitgeschwindigkeits-Verhältnisse als geeignet erwiesen haben, eingesetzt werden (siehe Kap. 10). In Werkzeugmaschinen eingesetzte Lager und Führungen befinden s ich vielfach direkt im Kraftfluss der Maschine. Ti schfiihnmgen müssen ein Höchstmaß an Präzision bei gleichze it iger Aufnahme hoher Normalkräfte real isieren. Um gleich bleibende Reibungsverhältnisse zu erreichen, muss die Schmierstoffviskosität weitgehend temperaturunabhängig se in. Bei langen Gleit- bzw. Profilschienenwälzfiihrungen ist neben den genannten Anforderungen auch ein wirksamer Schutz gegen Fremdstoffe zu gewährleisten. Dies können sowohl Späne und Werkzeugbruchstücke als auch chemisch aggressive Kühlschmiennittel aus dem Bearbeitungsprozess sein . Hierfiir existieren marktbewährte Lösungen, z. B. durch Sperrluft - und Lamellendichtungen Aufgrund der Komplexität der Ursachen von Verschleiß an Komponenten einer Werkzeugmaschine, also der Vielzahl tribologischer Beanspruchungen und verschiedener Systemstrukturen, können keine allgemeingültigen Maßnahmen zur Verschleißminderung angegeben werden. Im Folgenden seien einige Maßnahmen genannt, mit denen Verschleiß unter bestimmten Bedingungen eingeschränkt oder unter Umständen sogar unterbunden werden kann, wenn ein Verschleißmechanismus dominiert. Neben Schmierung und der Wahl geeigneter Konstruktionswerkstoffe besitzt die Oberflächenbehand lung großen Einfluss auf das Verschleißverhalten von Führungen und Lagern. Graug ussftihru ngsbahnen (Ante il rund 30 %) werden geschabt, geschliffen oder feingefräst, kunststoffbeschichtete Flihrungsbahnen (Antei l rund 28 %) überwiegend geschabt und Führungsbahnen aus Stahl fast ausschließlich geschliffen (Dubbel , 2007). Neue Ansätze fiir GleitlagerwerkstolTe finden sich in der Anwendung von porösen Keramiken rur den Einsatz in aerostatischen Gleitlagern. Hierbei wird die Luftdurchlässigkeit von schichtweise aufgebauten Keramiken rur die Erzeugung eines homogenen Druckverlaufs über die gesamte Lagerbreite genutzt, siehe Bild 14, 10.

552

14 Tribologie in der Produktionstechnik

5

1: Lagergehäuse, 2: Flansch mit eingeklebten porösen Lagermalerial (Probe),

3: kapazitive Abstandssensoren, 4: Piezo-Kraftsensor, 5: Luflanschluss 6: lagerspalt Bild 14. 10

Aerostatisches FUhrungsclcmellt mit raservcrstiirkter. poröser Keramik (IWF. TU Bcrlin)

Durch die Verwendung von porösen Keramiken als Gleitlagerwerkstoffe kann zum einen auf die mitunter aufwendige Fertigung von Drucktaschen verzichtet werden, zum anderen können durch den Einsatz von Faserverbundverstärkten Keramiken die Notlaufeigenschaften im Falle eines Ausfalls der Druckluft deutlich gegenüber herkömmlichen StahlwerkslOtTen verbessert werden. Versch leißmindernde Maßnahmen m[issen von einer Analyse der wirkenden Versch leißmechanismen ausgehen (siehe Kap. 5.6). Für den Widerstand gegenüber der Abrasion ist die so genannte Verschleiß-Tieflage- Hochlage-Charakteristik besonders wichtig. Generel l können abrasive Vorgänge eingeschränkt werden, indem bei der Wahl des Gnll1dkörper-Werkstoffes darauf geachtet wird, dass die Härte des Werkstoffes einen mindestens I ,3-faeh größeren Wert besitzt als die Härte des Gegenkörpers. Der Widerstand gegenüber der Oberflächenzerrütlung kann erhöht werden, indem Werkstoffe mit hoher Härte und hoher Zähigkeit verwendet werden . Des weiteren sind die Venvendung von homogenen Werkstoffen (z. B. Wälzlagerstähle) sowie in den Oberflächenbereichen eingebrachte Druckeigenspannungen vorteilhaft, wenn eine Oberflächenzerrüttung vemlieden beziehungsweise eingeschränkt werden soll . Widerstand gegenüber der Tribooxidation kann erhöht werden, wenn folgendes beachtet wird. Der Einsatz von Metallen sollte hier venn ieden werden. Stattdessen ist der Verschleiß durch Tribooxidat ion bei Venvendung von Kunststoffen und keramischen Werkstoffen mi nimal. Es ist prinzipiell sinnvoll, Zwischenstoffe und gegebenenfalls Umgebungsmedien zu verwenden, die keine oxidierenden Bestandteile aufweisen, siehe Kap. 7 TribokorrosiOIl. Bei der Konstruktion der Werkzeugmaschine ist darauf zu achten, fomlschHissige anstelle kraftschlüssiger Verbindungen einzusetzen. Außerdem gibt es Maßnahmen zur Einschränkungen des Schwingungsverschleißes, zum Beispiel mithilfe von magnetostatischen Lagern oder Getrieben, durch Eindämmung der Relativbewegung, durch eine entsprechende Werkstoffauswahl und Oberflächenbehandlung oder durch den Einsatz von Zwischenschichten. Die effektivste Herangehensweise zur Vermeidung negativer tribologischer Einflüsse ist sicherlich die Eliminierung von Tribokontakten. Durch die Minimierung der Anzahl von Tribo-

14.4 Tribologie der Zerspanungstechnik

553

kontakten können viele mögliche, die Fertigungsgenauigkeit beinflussende, tribologische Störeinflüsse schon wiihrend der Konstruktion der Werkzeugmaschine ausgescha ltet werden.

14.4 Tribologie der Zerspanungstechnik Zerspanung ist der grundlegende Prozess der Fel1igungstechnik, der mit Reibungs- und Verschie ißprozessen in einem tribologischen System stattfindet, dass aus den Elementen (I) Werkzeug, (2) Werkstück und (3) Kühlschmierstoff besteht. Dabe i gilt, dass jede Maßnahme, die den Verschleiß verringert, die Lebensdauer des Werkzeugs oder die Standmenge erhöht und somit die Wirtschaftlichkeit des Zerspanprozesses verbessert . Zu den wichtigsten werkzeugseit igen Maßnahmen zur lribologischen Optimierung der Zerspanungstechnik gehören: eine geeignete Schneidstoffauswahl , das Aufbringen von Hartstoffschichten und eine angepasste Bearbeitungsstrategie (Spur, 1985).

14.4.1 Technologicn zur Verschleißminimierung an Werkzeugen Während eines Zerspanprozesses treten versch iedene Verschleißmechanismen auf, die die Lebensdauer des eingesetzten Werkzeuges beschränken, vgl. KapitellS. Um den Verschleißwiderstand der Schneidstoffe zu verbessern, werden oftmals harte Schichten abgeschieden. Die Auswah l des geeigneten Schichtsystems, des Substratmaterials, liblicherweise Werkzeugstahl oder Hartmetall, sowie die Anpassung der Schicht/Substrat Eigenschaften sind vom WerksHickmaterial sowie den auftretenden Verschleißmechanismen abhängig (Kalpakjian , 2001). Die zwei Beschichlungsprozesse, die fUr die Beschichtung von Zerspanwerkzeugen hauptsächlich eingesetzt werden sind Physical Vapour Deposilion (PVD) und Chemical VapolIl" Depositioll (CVD). Phys ica l Vapour Depos ition

(I~VD)

PVD-Verfahren werden, je nach Verdampfungsart des Beschichtungsmaterials, in die Verfahrensgruppen thermisches Aufdampfen (Vakuumverdampfen), Kathodenzerstäubung (Sputtern) und lonenplallieren eingeteilt . Beim Vakuum verdampfen werden elektrisch leitG.ihi ge Schichtmaterialien durch Widerstandserwännung verdampft. Der entstandene Metalldampf verteilt sich in der Vakuumkammer als Wolke und kondensiert an Oberflächen mit niedrigerer Temperatur, wie der SubSlratoberfläche oder der Kammerwand der Beschichtungsanlage. Da die kinetische Energie des thennisch verdamp ften Beschichtungsmaterials gering ist, werden Hartstoffschichten mit geringer Festigkeit erzeugt . In Folge dessen ist eine der Hauptanwendung die optische Veredelung von Bauteilen. Typische Abscheideratenliegen zwischen I nm/s und 100 nmJs bei einer geringen thermischen Belastung fUr das Substrat zwischen 150 oe und 300 oe (Frey, 1987, Bach, 2005). Für Anwendungen mit hoher mechanischer Belastung somit auch fUr die Werkzeugbeschichtung werden durch den Einsatz von Spuuerverfahren und Ionenplattieren bessere Ergebn isse erzielt. Die Kathodenzerstäubung als Synonym fUr Sputtern findet im Hochvakuum mit inertem Prozessgas, meist Argon, statt . Die Inertgasionen werden durch eine angelegte Spann ung auf das Target beschleunigt und schlagen mit hoher kinetischer Energie Atome, Atomgruppen und Moleküle aus der Oberfläche heraus, die dadurch anschließend verdampfen. Der entstandene Metalldampf breitet sich aus und lagert sich am Substrat an. Für eine gleichmäßige Schichtentstehung kann das Substrat zusätzlich bewegt werden. Die Abscheiderate ist beim

554

14 Tribologie in der Produ ktionstechnik

Sputtem rUf die meisten Materialien mit weniger als 5 nrnJs gering und hängt zum großen Teil von der EITektivität der Zcrstäubung ab. PVD-Spuncrprozesse finden im Hochvak uum bei Temperaturen zwischen 140 oe und 600 oe statt (Bobzin, 2008. Kasper, 1999, Schatt cl a1. , 2003. Bouzakis, 2008). Das lonenplallieren stellt eine Weiterentwicklung der heiden vorher genannten PYDVerfahren dar. Beim Ionenplattieren wird ana log zum Vakuurnaufdampfen das Targctmatcrial in d ie Gasphase überfUhrt und auf das Substrat abgeschieden , wobei die wachsende Sch icht gleichzeit ig mit hochenergetischen Ionen bombardiert wird . Durch den Ionenbeschuss lassen sich die Sch ichteigenschaften gezielt modifizieren, was z. B. zu verbesserter Haftung, einer gezielten EinsteIlbarkeit der Schichteigenspannungen und zu einer Verdichtung der Schicht fUhrt. Allgemein gilt das Ionenplattieren als Verfahren mit guter bis sehr guter Schichtha ftung bei hohen Aufdampfraten (Frey, 1987, Bach, 2005). Chemical Vapour Deposition (C VD) CV D-Verfahren unterscheiden sich durc h Verfahrensvarianten nach Art und Funktionsweise der Energiebereitsteilung zur Aktivierung des Beschichtungsvorgangs. So kann die Aktivierung durch eine elektrische Widerstandsheizung, Mikrowellenplasma, eine Flamme, einen elektrischen Lichtbogen oder einen Laserstrahl erfolgen (Brücher, 2003). Das Heißdraht-CV DVerfahren (engl. hot-filament CVD, HF-CVD) und das Mikrowellenplasma-CV D-Verfahren (engl. microwave plasma CVD, MW P-CVD) sind hierbei die wichtigsten chemischen Absche idungsverfahren . Während im Bereich der Dünnschicht-Abscheidungen (Schichtdicke b is etwa 40 11m) beide Verfahren etwa gleiche Marktanteile besitzen, ist im Bere ich der Dickschicht-Abscheidungen (Schichtd icke bis etwa 2 mm) das MWP-CVD am stärksten verbreitet. Beim HF-CV D-Verfahren wird durch elektrisch beheizte, im Arbeitsraum liegende, Drähte, die aus Tantal (Ta), Rhenium (Re) oder Wolfram (W) bestehen, die Aktivierung der Prozessgase ermöglicht. Diese bis zu 50 Filamente erhitzen sich auf 1900 . .. 2300 oe. Die Fi lamente befinden sich in einem Abstand von 0,5 ... 1 cm vom Substrat (Brücher, 2003, Grams, 2004). Beim MW P-CVD-Verfahren wird eine Mikrowellenstrahlung mit einer üblichen Frequenz von 2 ... 2,5 G Hz von einem Generator erzeugt und durch einen Wellen leiter zu einem Reaktor geflihrt. Das unter Quarzglas eingeschlossene Reaktionsgas wird bei Prozesstemperaturen von 200 . .. 1000 °C und Prozessdrücken von 0,01 . . .0,2 bar dissoziiert und sch ließlich auf dem Substrat abgeschieden (Boudina, 1993. Brücher, 2003). Vor dem Beschichtungsprozess erfolgt die Vorbehandlung der Werkzeugsubstrate. Ziel ist es, die Substratoberfläche beschichtungsgerecht zu gestalten. Die Oberflächen werden dabei homogen isiert, strukturiert und lose Partikel werden entfernt. In Abhängigkeit des Beschichtungswerkstoffes und -prozesses erfolgt zusätzlich, wie z. B. bei der CVD-Diamantbeschichtung, eine chemische Vorbehandlung der Substrate.

14.4.2 HarlstofTschichlen für ZersIlanwerkzeuge Die aus der Vie lfalt an marktverftigbaren Hartstoffschichten zu treffende Auswah l orientiert sich grundsätzlich an Winschaftlichkeit und der beabsichtigten Zerspananwendung. Ein Schichtsystem fur Zerspanwerkzeuge sollte grundSätzlich fo lgende Eigenschaften aufweisen: hohe Warmfestigkeit, Häne, Biegebruchfest igkeit und Zäh igkeit, n iedrige Porosität, gute Schichthaftung zum Substratwerkstoffund inenes Verhalten zum Werkstückwerkstoff.

14.4 Tribologie der Zerspanungstechnik

555

Kommerzie lle Hartstoffschichten, die fiir die Verschleißminim ierung an Zerspanwerkzeugen eingesetzt werden, können in folgende Kategorien eingeteilt werden: Hartstoffschichten mit hauptsächlich metallischen Bindungen (z. B. Titannitrid TiN , Chromnitrid CrN), Hartstoffschichten mit hauptsächlich ionischen Bindungen (z. B. Aluminiumoxid A1203) und kovalent gebundene Hartstoffschichten (z. B. Bomitrid). Die am häufigsten eingesetzten Beschichtungen fiir Zerspanwerkzeuge sind Titan-, Chrom- und Aluminium-basierte Schichtsysteme. Außerdem werden kohlenstoffbasierte Beschichtungen wie z. B. Diamant und diamantähnlicher Kohlenstoff(Diamond-like Carbon DLC) aufgrund hoher Härte und niedriger Reibungskoeffizienten gegen Metalle genutzt (VDI 3824,2002 , Kalpakjian, 200 I). Beispiele von Hartstoffschichten sind Titannitrid (TiN), Titarmluminiumnitrid (TiAIN), Titankarbid (TiC) und Chromnitrid (CrN). Titannitrid-Beschichtungen sind goldfarben und werden hauptsächlich in Anwendungen, bei denen abrasiver Verschleiß auftritt, angewendet. Die Härte von TiN-Schichten liegt im Bereich von 2000 HVO,5 bis 2500 HVO,5, abhängig von der Struktur, Komposition und Konfiguration der Schicht. TiN-Beschichtungen reduzieren die Reibung zwischen Werkzeug und Werkstück, so dass Bearbeitungskräfte und die im Zerspanprozess erzeugte Wärme reduziert werden. Di e hohe Zähigkeit und Duktilität dieser Beschichtung fUhrt zu einem reduzierten Rissbildungsverhalten und zusammen mit dem hohen Temperatunviderstand und der guten Schichthaftung zu verlängerten Standzeiten der Werkzeuge. Dabei kann hauptsächlich eine Verringerung des " Freinächenverschleißes" (Definition siehe Kap. 15) erreicht werden. Außerdem zeigen TiN-Beschichtungen ein geringeres Bestreben zur Aufbauschneidenbildung am Werkzeug bei hohen Schnittgeschwi ndigkeiten und Vorschüben. Bei zu geringen Schningeschwindigkeiten können adhäsive Reaktionen mit dem Werkstlickwerkstoff auftreten. Dies kann allerdings durch den Einsatz von Kühlschmierstoff vermieden werden . Grundsätzlich können TiN-Beschichtungen mittels PVD- und CVD-Verfahren abgeschieden werden. TiC-Beschichtungen werden hauptsächlich mit dem CV D- Verfahren auf Hartmeta llsubstraten abgeschieden. Die charakteristischen Eigenschaften von TiC-Schichten sind hohe Schichthaftung zum Hartmetall und hohe Härte (ca. 3100 HVO,5). Di ese Eigenschaften ermöglichen den TiC-Schichten in der Zerspanung von abrasiven Werkstoffen einen hohen Widerstand gegenüber Freiflächenverschleiß. Der Widerstand dieser Schichten gegenüber Adhäsion, Oxidation und tribochemischen Verschleiß ist jedoch geringer im Vergleich zu den oben beschriebenen TiN-Schichten. TiC wird deshalb oft als Teil eines Mehrlagenschidllsystems in Kombination mit TiN oder AI203 eingesetzt. TiC- und TiN-Schichten werden oftmals kombiniert, um die positiven Eigenschaften beider Sehichtsysteme zu vereinen. Bei der Zerspanung von z. B. Stahlwerkstoffen sind die Standzeiten von Werkzeugen mit einer TiCN-Beschichtung höher als die TiN-beschichteter Werkzeuge. Besonders im Bereich der Trocken-, Hochgeschwindigkeits- und Hartbearbeitung hat sich in den letzten Jahren eine Weiterentwicklung der TiA IN-Schicht mit erhöhtem AI-Gehalt über 50 % etabl iert. Die AITiN-Schichten zeichnen sich durch eine hohe Temperaturbestiindigkeit bis oberhalb 750 °C, gesteigerte Warm härte und Oxidationsbeständigkeit aus. Neben der Optimierung der Schichtbestandteile werden Weiterentwicklungen von Hartstoffschichten mit dem Ziel der Steigerung der Leistungsfahigkeit und der Erweiterung des Anwendungsspektrums durch Verbesserung der Anlagentechnik und Prozessfiihrung beim Beschichten erreicht. Aktuelle Entwicklungen sind die Abscheidung von Beschichtungen in Form von Nanolayers als Weiterentwicklung der Multilayer-Technik, um die Schichtzähigkeit, Warm härte und das Risswachstum bei Versagen zu beeinnussen. Durch Aufbringen ei ner stark C-haltigen Decklage wird versucht, die Reibung während des Spanabtransports zu reduzieren (Morey, 2008).

556

14 Tribologie in der Produktionstechn ik

AI203 wird hauptsächlich durch das CV D-Verfahren abgeschieden und wird nicht als EinzeIlagenschicht. sondern in Kombination mit anderen SchichHypen ei ngesetzt. Vorteilhafte Eigenschaften von Alzü) sind die hohe thermische und chemische Stabilität, die hohe Warm festigkeit und die geringe Neigung zur Adhäsion. Al20J-Schichten werden daher in Zerspanaufgaben genulzt, bei denen adhäsiver Verschleiß dominierend auftritt. A12ü3-beschichtctc Zerspanwerkzeuge besitzen ebenfalls einen hohen Widerstand gegenüber Freiflächen- und Kolkverschleiß. Die Haftung dieser Schichten auf dem Substrat iSI jedoch noch nicht ausreichend und wird derzeit erforscht (VOI 3824, 2002). Kohlenstoffbas ierte Beschichtungen mit Bedeutung in der Werkzeugindustrie können in zwei Untergruppen eingeteilt werden: amorphe Kohlenstoffschichten, auch mit der englischen Bezeichnung "Diamond-like-carbon (Dle)" und Diamantbeschichtungen. Die Eigenschaften der DlC- Beschichtungen, können anhand der Prozessparameter bei der Beschichtung gesteuert werden, z. B. durch Variation des WasserstofTgehaltes. DlC-Beschichtungen besitzen äußerst niedrige Reibungskoeffizienten. Generell ist das Niveau des Adhäsivverschleißschutzes gegenüber den klassischen Harststoffschichten, z. B. den nitridischen oder carbidischen Schichten, deutlich höher. Diamantbeschichtungen werden durch den CVO-Prozess abgeschieden und besitzen eine äußerst hohe Härte und damit einen hohen Widerstand gegenüber Abrasion und eine geringe Ne igung zur Adhäsion (Clark und Sen, 1998, VDI 2840, 2005). Die Schichtdicke ist neben dem Schichtaufbau bei eVD-Diamant das wichtigste Unterscheidungskriterium von Diamantschichten. Dabei wird in Dünn- und Oickschichten untersch ieden, wobei Dünnschichten bis zu einer maximalen Schichtdicke von So = 40 ~m vorliegen, während Dickschichten mit Schichtdicken im Bereich von So = 20 ).Im ... 2 mm angegeben sind. Ferner unterscheiden sich Dünn- und Dickschichten im jeweiligen Prozessablauf bei der Beschichtung. Während Dünnschichten direkt auf das Substrat abgeschieden werden, werden Dickschichten erst auf e in Hilfssubstrat, dann durch lösen von diesem und anschließendem Aufbringen durch Verlöten mit dem Endsubstrat gefertigt. Es handelt sich hierbei genauso wie bei den PKD-Werkzeugen (PKD - Polykrista lliner Diamant) ausschließlich um Schneideinsätze, die auf das Werkzeug aufgebracht werden (VDI 2840,2005). Als zwe ite Größe in der Charakterisierung von Diamantschichten ftir Werkzeuge ist der Schichtaufbau von elementarer Bedeutung. Hierbei wird unterschieden in mikrokrista11ille, nanokristalline, Mehrlagen- (engl. multilayer) und dotierte CVD-Diarnantschichtel1 . Es findet dabei e ine Unterscheidung der Schichten je nach vorherrschender Kri stall itgröße in der Schicht statt, siehe Bild 14. 11 .

a

b

Diamant- Kristallitkristallit grenze

CVDDiamantschicht

~'--I~ Werkzeug-

grundkörper

ca. 20 fJm Bild 14. 11

CVD-Dial11antdlinnschicht: (a) Auibau und (b) reale Schnc idcngcslal1 (VD I 2841. 2008)

14.4 Tribologie der Zerspanungstechnik

557

Bei den mikrokristallillell Diamantschichten wachsen, ausgehend vom Substrat, beim Beschichten die im Mikrometerbereich liegenden Diamantkristalle und bilden scharfkantige Kri stallflächen aus. Schnell wachsende Kristalle überlagern bei diesem Wachstumsvorgang langsamer wachsende und die Kristaliitgräße steigt somit in Abhängigkeit der Schichtdicke an . Außerdem sind die Kristalle direkt mit dem Substrat verbunden, während im nanokristallinen Bereich Kristalle einzeln in der Schicht eingebunden sind. Bei den Ilallokriswllillell Schichten liegen die Abscheidungen der Diamantkrislallite, wie der Name suggeriert, größenmäßig im Nanometerbereich. Sie ze igen nicht die statist ische Verteilung der mikrokristallinen Struktur auf, dafijr aber aufgrund ihrer Größe eine geringe Rauheit. Multilayer-Schichten bestehen aus, sich im Aufbau abwechselnde, nano- und mikrokrista llinen Schichten, die unterschiedliche Krista llitorientierungen aufweisen können und dem jeweiligen Anwendungsfall gerecht konzipiert werden können. Letztlich existieren noch die dotierten CVD-Diammllscl!ichtell. Eine Dotierung, üblichef\\Jeise mit Bor, findet in den meisten Fällen statt, um eine elektrische Lei lfahigkeit der Diamantschicht herzustellen (Goss et al. , 2008). Festzustellen ist, dass CYDDickschichten e ine mikrokristalline Morphologie aufweisen, während die CYDDünnschichten eine nanokristalline, eine mikrokri sta lline oder eine Multilayer-Morphologie aufweisen können. Eine Dotierung der CYD-Schicht während des Beschichtungsprozesses ist bei beiden Schichnypen möglich. Durch die größeren länglichen Kristallite lässt sich mit der mikrokrista11inen Diamantschicht eine höhere Diamantqualität und somit in der Zerspanung eine größere abrasive Yerschleißbeständigke it realisieren. Eine größere adhäsive Yersch leißbeständigkeit hingegen lässt sich durch die höhere Oberflächengüte und dem geringeren Re ibungskoeffizienten bei der nanokristallinen Diamantschicht beobachten. Zusätzlich ist die höhere Anzahl von Korngrenzen, bedingt durch die geringere Kristallitgröße, bei nanokristallinen Schichten Grund fijr eine höhere Rissbeständigkeit. Der Grund dafUr besteht darin, dass sich Risse bei ihrer Einle itung schlechter fortpflanzen können, somit schwieriger das Substrat erreichen, um dann eventuelle Schichtschäden hervorzurufen. Weitere Eigenschaft des nanokristallinen Diamanten ist die weitaus geringere Wärmeleitfjhigkeit gegenüber der des mikrokristallinen und der des reinen , einkristall inen Diamanten. Inwieweit diese Eigenschaft Einfluss auf die Wärmeleitung im Vergleich zu den anderen Schichtmorphologien in der Zerspanung hat, ist noch nicht zweifelsfrei gek lärt. Die oft zu beobachtende geringere Ef\\Järmung der Werkzeuge in diesem Fall kann auch mit dem geringeren Reibungskoeffizienten in Verbindung gebracht werden (Frank el al., 2006). Som it können durch die gezielte Beeinflussung von Prozessparametem beim Besch ichtungsvorgang und den damit entstehenden Auswirkungen in Wachstum und Ausrichtung der Kristall ite spezia lisierte Muhilayer-Schichten geschafTen werden. Diese Multilayer-Schichten vereinen die jeweiligen Vorteile der nano- und mikrokristallinen Schichtmorphologien und es ist möglich auf den jeweiligen Anwendungsfall konzipierte Schichtsysteme zu entwickeln (YOl 2840,2005, VD I 3824,2002). Ein Nachteil dieser Schichtsysteme ist, dass aufgrund der chemischen Affinität von Kohl enstofT und Eisen, CYD-diamantbeschichtete Werkzeuge ftir die Zerspanung von Eisenwerkstoffen nicht geeignet sind. Ein weiteres Forschungsthema moderner Besch ichtungen in der Zerspanung bildet das Abscheiden von kubischem Bornilrid auf Hartmetallsubstrat, siehe Bild 14.12. Diese Schichten besitzen zum einen hohe Härte und Yerschleißwiderstand und können zum anderen in der Zerspanung von unlegierten, legierten und gehärteten Stählen sowie Nickelbasis- Legierungen eingesetzt werden. Das Potential cBN-beschichteter Wendeschneidplatten wurde in der Zerspanung von einer Nickelbasislegierung im Vergleich zu TiAIN-beschichtete Werkzeuge deut-

558

14 Tribologie in der Produ ktionstechnik

lieh: Bei einer Schnittgeschwindigkeit von Vc = 50 m/min zeigten die cBN-beschichteten Werkzeuge Standzeitcn von [5 Minuten , eine Verbesserung gegenüber der TiA1Nbeschichteten Werkzeugen um 100 % (Uhlmann cl al., 2009).

Bild 14.12

cBN-Bcs!;hichlung auf einem Hartmctal1substr
14.5 Triboinduzierte Innovationen in der Produktionstechnik Zur Il lustration der Möglichkeiten der Iribologischen Optimierung in der Produktionstechnik werden exemplarisch das Hochgeschwindigkeilsfräsen, die Oberflächenbearbeitung von hochharten Schneidstoffen, Mikrowerkzeuge und die Mikrostrukturierung von Spritzgusswerkzeugen rur medizintechnische Stents dargestellt.

I-Iochgeschwindigkcitsfrä sen mit keramischen Werkzeugen Nickel-Basislegierungen besitzen herausragende mechanische und thermische Eigenschaften sowie e ine ausgeprägte Korrosionsbeständigkeit. Mit bis zu 15 Legierungselementen, die oft mehr als 50 % Massenanteil ausmachen, gehören sie zu den am weitesten entwickelten Legierungen tiberhaupt (Bürgel, 2006). Die hohe Warm festigkeit in Verbindung mit der geringen Wärmeleitfäh igke it von Nickel-Basislegierungen fUhren beim Hochgeschwindigke itsfräsen zu Temperaturen um 1200 oe an der Spanunterseite (Wiemann, 2006). Im Zusammenspiel mit den im WerksHickmaterial enthaltenen abrasiven Karbiden ist das Werkzeug dadurch extremen thermomechanischen Belastungen ausgesetzt. Sil iziumcarbid-Wh isker verstärktes AI2Ü3 und SiAION-Schneidkeramiken haben sich in der Hochgeschwindigkeitsbearbeitung dieser Wcrksto!lklasse bewährt . Bild 14.13 zeigt ein kerami sches Fräswerkzeug. Hauptverschleißmerkma le sind Schneidkantenvenundung und Kerbverschleiß, wobei Letzterer standzeitbestimmend ist. Bei niedrigen Schnil1geschw indigkeiten ist der Kerbverschleiß stärker ausgeprägt. Im Bearbeilllngsprozess kommt es zu adhäsiven Verschweißungen von Werkstoff und Werkzeug, die sich zykl isch aufbauen und ausbrechen.

14.5 Triboinduzierte Innovationen in der Produktionstechnik

559

Die Abscherung geschieht dabei innerhalb des Schneidstoffgefiiges und löst dadurch kleine Te ile der Schneidkante ab. Maßnahmen, die Verschweißungen verringem und/oder das Ausbrechen venneiden, haben daher einen positiven Einfluss auf die Standzeit. Es wurde festgeste llt, dass sich der Kerbverschleißfortschritt in einer Argon-Schutzatmosphäre sowie einer N2reichen Atmosphäre schneller entwickelt als an gewöhnl icher Luft oder reinem Sauerstoff. Die frisch erzeugten Werkstückoberflächen sowie die Späne sind reaktiv und bilden relativ schnel l Ox idschichten , die die Gefahr der Verschweißung zwischen Werkzeug und WerksHick verringem (Wiemann, 2006).

a)

Bild 14. 13

b)

c)

......1 mm

Keramisches Fräswerkzeug bei der llearbdtung vo n Nickcl-Has islegicrungen: a) im ungcbrauchtcn Zustand. b) nach fllnf llearbcitungssc hrillcn. c) nach ze hn Bearbcitungssch rillen

Oberniichenbearbeilung \'on hochharlen Schneid slolTen Die hohe Härte von z. B. PK D Schneidwerkzeugen stellt ftir die Nachbearbeitung dieser Werkzeuge ein Problem dar. Konventionelle Verfahren zur Nachbearbeitung von Oberflächen wie Schleifen und Polieren lassen sich nur bedingt einsetzen. Die wesentlichen Nachteile des Einsatzes der Schleifbearbeitung zur Werkzeugherstellung sind die geringe Abtrennrate, der hohe Versch leiß der Schleifwerkzeuge oder der hohe Verbrauch an Schleifmitteln . Ein we iterer wichtiger Nachteil besteht in der begrenzten geometrischen Flexib ilität des Verfahrens. Das Schleifen ist daher ftir die Bearbeitung von hochharten Schneidstoffen unwirtschaftl ich und ftir bestimmte Anwendungen wie der dreidimens ionalen Bearbeitung von Werkzeugen nicht einsetzbar (Suzuki et al, 2005). Das Abtragen durch Funkeneros ion ist eine Altemative zur Schleifbearbeitung von hochharten Schne idstoffen . Hier wird eine hohe Spannung zw ischen der Arbeitselektrode und dem Werkstück angelegt . Durch geziehe Steuerung der Elektrode kommt es zum Abtrag durch das Überspringen eines Funkens in Form eines Plasmas. Der WerkstotT wird dabei jedoch innerhalb einer Wärmeeinflusszone auch partiell verbrannt. Daher ist ei ne Nachbearbe itung durch Schleifen nach dem Erod ieren erforderl ich (Olsen et al., 2004). Eine innovative Möglichkeit zur Bearbeitung dieser Schneidstoffe stellt die Laserbearbeitung dar. Gegenüber den konvent ionellen Verfahren arbe itet der Laser berührungslos und we ist

560

14 Tribologie in der Produ ktionstechnik

daher keinen Werkzeugverschleiß im eigentlichen Sinn auf. Der Laserbearbeitungsprozess ist unabhängig von der I-Hirte und der elektrischen Lcitflihigkeit des WerkslückwerkslOffes, mit ihm kann ein vergleichsweise schneller Matcrialabtrag erzielt werden. Darüber hinaus ist die Erzeugung von hochpräzisen Strukturen in der bearbeiteten Oberfläche durch die Fokussierung des Laserstrah is mögl ich, deren Geometrien mit alternat iven Verfahren nicht herstellbar sind .

Am Fraunhofer Institut IPK wurden mittels Laserstrahlabtragen Spanleitstufen mit einer Tiefe von 100 ~11l1 in PKD- Werkzeuge eingebracht, siehe Bild 14.14. Die Ziele dieser Spanleilstufen si nd:

•

Optimierung des Span flusses

• •

Reduzierte Prozesskräfte und -temperaturen Geringerer Werkzeugverschleiß

•

Erhöhung der Oberflächengüte des Bauteil

Bild 14. 14

Oben: Spanlcitgeometrien (Links: Lange Spanleitstufe. Rechts: kurze Spanlcitstufc) Unten: die entstehende Späne beim Drehen (Links: Span info!ge der ßearbeilUng mit den Langen Span!eitslUfe. Rechts: Span info!ge der Bearbeitung mit der kurze Span!eitstufe)

~1ikro \verkzeuge

Mikrowerkzeuge werden heute fUr unterschiedlichste Bearbeitungsaufgaben eingesetzt. Die Hauptanwendungen sind die Hochpräzisions (HP)- und Ultrapräzisions (U P)-Zerspanung.

14.5 Triboinduzierte Innovationen in der Produktionstechnik

561

Während fiir die UP-Zerspanung nahezu ausschließlich Werkzeuge aus monokristallinem Diamant Verwendung finden, werden fur die HP-Zerspanung von insbesondere Stahlwerkstoffen unbeschichtete oder beschichtete Hartmetall-Werkzeuge eingesetzt. Das Substrat ist hier zumeist Feinkorn- oder Ultrafeinkorn- Hartmetall. Mit solchen filigranen Hartmetallwerkzeugen können Spanungsdicken von I ~m bis 100 !-Im realisiert werden (Kotschenreuther, 2008). Typische Durchmesser rur Mikro-Fräswerkzeuge betragen D :5 I mm. Aufgrund der geringen Spanungsdicken muss bei der Zerspanung mit Mikrowerkzeugen der SchneidkantenefTekt (ploughing, size-efTect) berücksichtigt werden (Ti kai, 2009). Da Schichtsysteme zur Verschieißminimierung die Schneidkantenradien von Mikrowerkzeugen signifikant beeinflussen, muss neben dem Schichtmaterial und dem Beschichtungsverfahren auch die Schichtdicke bei Mikrowerkzeugen empirisch auf die Bearbeitungsaufgabe abgestimmt werden (Tikai, 2009). Es kann zwischen drei Anwendungsfallen unterschieden werden: I. Grafit als sehr spröden Werkstoff, z. B. zur Herstellung von Elektroden, lässt sich gut mit einem negativen Spanwinkel bearbeiten (Tikai , 2009). Es werden kristalline, nanokristalline oder auch multilayer Diamantschichten eingesetzt. Diamantschichten zeichnen sich durch eine hohe Härte (10.000 HVO.05) aus, eignen sich grundsätzl ich zur Bearbeitung von NichteisenwerkstofTen und können Schichtdicken zwischen 6 ~m und 500 ~m auf\yeisen. 2. Für die Bearbeitung von Stahl bis zu 65 HRC hat sich Titanaluminiumnitrit (TiAIN) auf Grund hoher Härte und großer Abrasionsbesländigkeit bewährt (Klein , 2005). Als Beschichtungsverfahren wird Lichtbogenverdampfen (Arc-PVD oder arc evaporation) ei ngesetzt. Trotz erhöhten Werkzeugbelastungen, durch einen um die Schichtstärke vergrößerten Schneidkantenrad ius. kann durch die Beschichtung als Abrasionsschutz eine bis zu dreifach höhere Standzeit gegenüber unbeschichteten Mikrowerkzeugen erreicht werden (Schauer, 2006). Um unerwünschtes " Pflügen" (ploughing) bei negativem Spanwinkel zu vernleiden. muss bei gegebener Spanungsdicke die Schichtdicke auf den Schne idkantenradius des unbeschichteten Werkzeuges abgestimmt werden. 3. Die Bearbeitung von leicht zerspanbaren Werkstoffen wie Kupfer, Messing oder Al uminium ist durch eine sehr geringe abrasive Wirkung gekennzeichnet. In diesem Fall ist ei ne Beschichtung nicht zwangsläufig erforderlich da eine Erhöhung des Schneidkantenradius durch eine Besch ichtung bei konstanter Spanungsdicke sogar einen Anstieg des Werkzeugverschleißes bewirken kann (Schauer, 2006). Mik rost ru kt urierun g \'on Sp ritzgusswer kze uge n ru r med izin technische Stc nts Herz- Kreis lauf- Erkrankungen slehen an vorderster Stelle der Todesursachen in Deutsch land. Das vorrangige Krankheitsb ild ist dabei die Arteriosklerose, bei der es über Verfetlungen. Verhärtungen und Verkalkungen zur Degeneration und Verengung der Arterien kommt. Sofern ein Gefaß im menschlichen Organismus pathologisch eingeengt ist, kann versucht werden, dieses mit einer Katheterintervention zu erwe itern, in der dem Patienten eine Gefaßstütze, ein so genannter Stent, appliziert wird. Die zurzeit eingesetzten GefaßstUtzen bestehen mei st aus einem Drahtgeflecht. Sie werden entweder mittels Ballonkatheter aufgestellt oder expandieren selbstständig auf eine bestimmte Form. Trot z a ller bisherigen Entwicklungsbemühungen ist die interventione lle Stennherapie nicht optimal. In bis zu 30 % aller Stentapplikationen kommt es häufig zu einer erneuten Verengung der Blutgefaße (Reslenose).

562

Bild 14. 15

14 Tribologie in der Produktionstechnik

Anwe ndung des I'ofmgediiehtnis-Effd'(\e s am Beispiel eine s polymeren Stents bei pathogener Arteriel1" eriinderung (Gefiißstenosc) (Uhlmann et a1.. 2008)

Ziel der Weiterentwicklung des Prinzips des selbslexpandierbaren polymeren Slenls unter Ausnutzung des Memory- Verhaltens von Kunststoffen (siehe ßild 14. 15) ist es, minels Mikro- bzw. Nanostrukturierung von geeigneten Spritzgießwerkzeugen eine funktionalisierte Oberfläche auf die Innenfläche von röhrenlOntligen Stents aus Shape-Memory-Polymer aufzubringen, um einen Selbstreinigungseffekt durch den Blutfluss innerhalb der Gefaßstütze zu erreichen. Als mögl iche Herstellungsverfahren für die Oberflächenstruktur kommen das Spritzgießverfahren sowie das Tauchen aus der Lösung mit einem strukturierten Stempel in Frage. Als Strukturierungsmethoden für die dazu erforderlichen Formwerkzeuge bieten sich sowohl die Laser-Strukturierung (siehe Bild 14.1 6) oder nasschemische Ätzverfahren an (Uhlmann ct al. , 2008).

Bild 14. 16

Laserstrukturierte Proben a) Aluminium b) Werheugstahl

Bei der Herslel1ung von Polymerstents treten in Abhängigkeit von den verwendeten Kunststoffen hohe Fließgeschwindigkeiten der Schmelze sowie ein hoher Einspritzdruck auf. der mit hohem Werkzeugverschleiß verbunden ist. Daher werden die Werkzeugkomponenten nach der Strukturierung zur Erhöhung der Härte und Verschleißbeständigkeit nitriert. Ein weiteres Problem ist die Entfonnung der strukturierten Sterns. Die abgefontllen Strukturen können beim Abstreifen des Stents vom Werkzeugdom deformiert oder zerstört werden. Hierflir werden druckluftunterstiitzte Entformungsprozesse und -werkzeuge entwickelt und konzipiert, die die Zerstörung der Strukturen ventleiden.

14.6 VerfUgbarkeit von Produktionsan lagen und Instandhaltung

563

14.6 Verfügbarkeit von Produktionsanlagen und Instandhaltung Werkzeugmasch inen werden in der industriellen Fertigung hohen Belastungen ausgesetzt Diese Belastungen können physikalischer, chemischer oder elektrochemischer Natur sein und zur Abnutzung von Maschinen (vg1. VDI -Richt linie 3822 und DIN 3 1051) fUhren. Verschleiß unterliegen dabei diejen igen Komponenten, welche d irekt oder über ein Medium mit einem Gegenkörper in Kontakt stehen und zu diesem eine Re lativbewegung ausfUhren . Zu den besonders hoch belasteten Komponenten e iner Werkzeugmasch ine zäh len Hauptspindel, Li nearführungen und Kugelgewindetriebe. Aber auch Getriebe und Teleskopabdeckungen sind re ibungsbehaftet und unterliegen somit ebenfalls dem Versch leiß. Um Werkzeugmaschinen wirtschaftlich zu betreiben, müssen geeignete Maßnahmen zur Gewährleistung der technischen VerfUgbarkeit ergrifTen werden. DlN 4004 1 definiert die Verfligbarke it eines technischen Systems als die Wahrscheinlichkeil oder das Maß. dass das Syslem beslimmle Anforderungen :;;/1 b::w. innerhalb eine.~ I'ereinbarlen Zeilrahmens erfülli. Ein wesentl iches Mitte l zur Opt imierung der technischen VerfUgbarkeit ist die Instandhaltung. DIN 3 I051 definiert d ie Instandhahung als Kombina/ion allel' lechnischen lind adminislratil'en Maßnahmen sowie Alaßnahmen des Managements während des Leben.~=ykllls einer Belrachlungseinheil =111' Erhallllng desjunklionsj(ihigen Zlislandes oder der Riickjiihl'l/llg in diesen so dass sie die gejordene Funklion erfüllen kalln. Dazu zählen insbesondere : • • • • •

Wartung, Inspektion, Instandsetzung, Schwachstellenana lyse und Verbesserung.

Die Instandha ltung lässt sich grob nach drei unterschiedl ichen Instandhaltungsstrategien d urchfUhren. Dabei unterscheidet man auf der oberen Ebene zwischen der reakt iven und der präventiven Instandhaltung, wobei sich die präventive Instandha ltung wiederum in periodisch vorbeugend, zustandsabhängig und vorausschauend aufteilen lässt, siehe Bild 14.1 7.

Bild 14.17

Einteilung der InstandhaltungsslTalegien

Der wesentl iche Unterschied zw ischen der periodisch vorbeugenden und der zustandsabhängigen Instandha ltung besteht darin, dass fLjr d ie zustandsabhängige Instandhaltung die Kenntnis über den realen Zustand der betreffenden Verschleißkomponente notwendig ist. Die periodisch

564

14 Tribologie in der Produktionstechnik

vorbeugende Instandhaltung dagegen sieht den zyklischen Austausch von Versch leißteilen anhand von Erfahrungswerten vor. Der reale Verschleißzustand bleibt unberücksichtigt, wodurch die optimale Ausnutzung des vorhandenen Abnutzungsvorrats nicht gewährleistet ist Während bei stationär betriebenen Anlagen mit konstanten Umgebungsbedingungen, wie z. B. Pumpen, mit der vorbeugenden Instandhaltung aufgrund die Bauteillebensdaucr noch relativ gut ausgeschöpft werden kann, ist dies bei Werkzeugmaschinen mit stark schwankenden Belastungsprofilen und einer entsprechend hohen Schwankungsbreite bei den Ausfallraten mit dieser Strategie nicht mehr möglich. Kommen bei bestimmten Werkzeugmaschinen und Anlagen bei einem verschleißbedingten Schaden zusätzlich noch hohe Kosten aufgrund des Produkt ionsausfalls dazu, eignet sich die EinfUhrung der zustandsabhängigen Instandhaltung. Unterstützt wird dieser Trend auch durch die zunehmende Betrachtung der Lebenszyld uskosten von Produktionsanlagen durch die Betreiber und der EinfUhrung neuer Methoden wie Total Cos' ofOwllership (TeO) oder Life Cycle Cosling (LeC). Die grundlegenden Methoden der Maschinendiagnostik •

Schadensverhütungsstrategien.

•

Zustandsüberwachung.

•

Zerstörungsfreie Prüfung

sind in Kapitel 22 ,.Machinel}' Diagnostics" dargestellt.

565

15 Tribologie von Werkzeugen In diesem Kapitel sollen einige grundsätzliche Ausftihrungen zum tribologischcn Verhalten von Zerspan- und Umformwerkzeugen gemacht werden. Eine umfassende Darstellung ist wegen der großen Vielfalt der in der Praxis eingesetzten Werkzeuge nicht möglich.

15.1 Zerspanwerkzeuge Die spanenden Fertigungsverfahren können unterteilt werden in:

Spanen mit geometrisch bestimmter Schneide

Drehen Bohren , Senken, Reiben Fräsen Hobeln, Stoßen

Räumen Sägen, Feilen -

Spanen mit geometrisch unbestimmter Schneide Schleifen Honen

Läppen Bei allen Zerspanungsverfahren handelt es sich um Tribosystcme mit offener Systemstruktur (siehe Kapitel 2.3) mit dem Werkzeug als Grundkörper und dem zu zerspanenden Werkstück als Gegenkörper sowie gegebenenfalls einem KühlschmierstofT als ZwischenstofT. Das Beanspruchungskollektiv ist durch hohe dynamische Schub-, Druck- und Zugspannungen bei gleichzeitig hohen thermischen Beanspruchungen gekennzeichnet (König und Lung, 1987). Die folgende n AusfUhrungen beziehen sich vor allem auf Drehwerkzeuge.

Während des Zerspanvorganges treten am Schneidteil Verschleißerscheinungen auf. die sich je nach Belastungsart und -dauer unterschiedlich stark ausbilden. Bild 15.1.1 zeigt die wichtigsten, hauptsächlich am Drehwerkzeug vorkommenden Verschleißformen. Der Verschleiß tritt an den Stellen auf, die mit dem Werkstück oder mit dem Span in Kontakt kommen. Die Verschleißmessgrößen sind in Bild 15.1.1 schemat isch mit dargestellt. Zur quantitativen Beurteilung des Verschleißes wird vor allem die Verschleißmarkenbreite VB herangezogen. Nach dem heutigen Stand der Erkenntnisse können fUr den SammeibegrifT .. Verschleiß·< folgende Einzelursachen angeben werden:

-

Abrasion Adhäsion Obern ächenzerrüttung Tribooxidation

Zu diesen grundlegenden Verschleißmechan ismen (siehe KapitelS) können DifTusion sowie mechanische und/oder thermische Überbeanspruchung hinzukommen.

566

15 Tribologie von Werkzeugen

•

'<

, , •

,

,

'" Kolkverschleiß

FrelfIJlchenv .. rschlelB Hauplllchnei de

Frelllächenverschleili

Neben,chnelde

Bild 15. 1.1

Schnitt A·A

110 o:a

Spanwinkel Fmlwlnkel

SV, SchneidenvlfSl U In RIchtung Spanfliich e SV, Schneidenversau In RIchtung Freifläche VB Vel1l chlelßmarkenbrelte KL

KolklippenbreTte

KT KM

Kolktlele Kolkmlttenabst.1nd cI .h. Abstand der tiefsten Stelle der Kotkung von der je......lligen Schneide

Vcrschlcißforrncn lind Verschleißmessgrößen um Schneidlc;! (Köni g. 1997)

Die Vorgänge überlagem sich in weiten Bereichen und sind sowoh l in ihrer Ursache als auch in ihrer Auswirkung auf den Verschleiß nur zum Teil voneinander zu trennen. ßild 15. 1.2 verdeutlicht, wie die vier zuerst genannten Versch leißmechanismen von der Schnimemperatur abhängen, die vor allem durch die Schnittgeschwindigke it und den Vorschub bee influsst wird. Die Adhäsion trill vor allem im Kontaktbereich zwischen Span fläch e und Span in Erscheinung, wenn die Adsorptions- und Reaktionsschichten der Span fläch e abgerieben sind, so dass sich die in neren Grenzflächen von Werkzeug und Span unter hohen Pressungen berühren. Verschleiß entsteht, wenn durch Adhäsion geb ildete Verschweißungen wieder getrennt werden und die Trennstelle im Schneidstoff liegt. Adhäsion ist auch fur die Bildung von Aufbauschnciden verantwonlich. Mit zunehmendcr Schnittgeschwindigkeit und Schnitttemperatur wird die Aufbauschneidenbildung jedoch zurückgedrängt und es gewinnen zunehmend Diffusions-, Oxidations- bzw. Tribooxidationsprozesse als Verschleißursachen an Bedeutung. Abrasionsvorgänge sind eine wesentl iche Ursache rur den beim Zerspanen sich ausbildenden Werkzeugverschle iß. Abrasivverschleiß tritt sowohl bei niedrigen als auch bei hohen Schnittgeschwindigkeiten auf. Verursacht werden kan n dieser durch hane, im Werkstück e ingeschlossene Bestandteile wie Oxide, Carb ide oder Nitride, durch Bestandteile des Schneidstoffes , d ie im Bereich der Verschleißzone heraus gebrochen worden sind oder von harten durch Adhäsion oder Tribooxidation entstandene und auf Werkstück oder Span übertragene Verschieißpartikel.

15.1 Zerspanwerkzeuge

567

$chn i ttcmpcratur .. (Schnit tgeschwindigkeit; Vor SChub u. a . l Bild 15. 1.2

Versehleißurs.1ehen bei der Zerspanung (Vicrcggc. 1970: König. 1997)

Die Tribooxidation wird erst bei höheren Schnitttemperaturen wirksam. Tribochemisch gebildete Reaktionsprodukte können mit dem Span abgefuhrt werden oder als Belag auf dem Schne idstoff bleiben. Der Verschleiß kann dadurch erhöht oder reduziert werden. Ob d ie Tribooxidation einen erhöhten Verschleißbeitrag verursacht, hängt VOll der Härte der gebildeten Reaktionsprodukte im Vergleich zu der des Schneidstoffes ab. Eine Verschleißminderung tritt dann e in, wenn die Reaktionsschichten einen unmittelbaren Kontakt von Grund- und Gegenkörper verhindern, so dass die Wirkung von Adhäsion und Abrasion eingeschränkt wird. Bei hohen Schnittgeschwindigkeiten und den dadurch bedingten hohen Schnitttemperaturen kann es zu Diffusionsvorgängen zwischen SchneidstofT und Werkstoff kommen. Dabei kann sowoh l ein Ein- al s auch ein Abdiffundieren von Elementen in bzw. aus dem Schneidstoff erfolgen. Dies kann zu einer Verringerung des Verschleißwiderstands, insbesondere des SchneidstofTwiderstandes gegen Abrasion fUhren. Ein typisches Beispiel fLir difTusionsbedingten Verschleiß ist die Kolkbildung beim Zerspanen von Stahlwerkstoffen mit unbeschichteten Hartmetal len . Die Oberflächenzerrüttung tritt bei mechanischer und/oder thermi scher Wechselbelastung auf. Sie kann zu Gefiigeveränderungen, Ermüdungs-, Rissbildungs- und Risswachstumsvorgängen bis hin zum Abtrennen von Versch leißpart ikeln fuhren. Be im Zerspanen im unterbrochenen Schnitt ist sie eine wesentliche tribologische Ursache fLir den auftretenden Versch leiß. Auch die Bildung von Lamellenspänen, wie sie bei der Bearbeitung von Titanlegierungen zu beobachten ist, kann zur Oberflächenzerrüttung beitragen.

568

15 Tribologie von Werkzeugen

100

Spanfläche

• VB

\\

min

•

\\

60

Freifläche

40

30

Messpunkte

.......... +

Ig VB

20 VBIT\8X

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c

8l 19 ,

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a.,." Steigul'\Qswinkel der

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•

k = lan O:vs " c30 :

\

20 40 m/mln Schnittgeschwindigkeit " c Bild 15. 1.3

100

Schema für die Auswertung des Vcrsch1cißstandzcit-Drch" cl"Suchcs mit entsprechender Standzcit-KuT"C (Köni g. 1997)

Zur Kenn zeichnung der Verschleißbesländigkeit eines Schlleidstoffes hat die Standzeit des Werkzeuges die größte Bedeutung. S ie ist die Zeit in Minuten, während der ein Werkzeug vom Anschnitt bis zum Erreichen e ines vorgegebenen Standzeitkriteriums Zerspanarbeit leistet. Grundlage Hir die Ermil1l ung der Standzeit si nd Langze itverschleißversuche. Trägt man den Versch leißbetrag - z. ß. die Verschleißmarkenbreite VB - Hir untersch ied liche Schn ittgeschwindigke iten Vc über der SchniHzeit 1c auf, so erhält man Kurven, wie sie schemati sch in Bild 15.1.3 wiedergegeben sind. Zu e inem Grenzwert der zulässigen Versch leißmarkenbreite VBnHl~ kann man die zugehörigen Standzeiten T ermitteln und diese in einern doppeltlogarithmi schen Koordinatennetz g leicher Te ilung über der Schn ittgeschwindigkeit auftragen.

15.1 Zerspanwerkzeuge

569

Für einen konstanten Vorschub erhält man als Ergebnis eine Standzeitkurve, d ie sich über einen großen Bereich durch e ine Gerade annähern lässt. Die so erhaltene Standzeitgerade kann durch die in der Praxis häufig angewandte vereinfachte Taylor-Gleichung k T=vc·x·Cv

beschrieben werden. Der Faktor k entspricht dem Tangens des Ne igungswinkels. Die Konstante C" bedeutet d ie Standzeit T in Minuten fijr Vc "" I mJmin. Sie hängt vom Zerspanwerkzeug, dem Werkstoff und den Schn ittbed ingungen (mit Ausnahme der Schnittgeschwind igkeit) ab und stel lt dam it einen Systemkennwert dar. Die im Bereich der Zerspanung mit geometrisch bestimmter Schneide zum Einsatz kommenden Schneidstoffe können schwerpunktrnäßig eingeteilt werden in : Werkzeugstähle (Kaltarbeitsstäh le und Schnellarbeitsstähle) Hartmeta lle (unbeschichtetllnd beschichtet) Schneidkerarn iken hochharte Schneidstoffe auf der Basis von kubischem Bornitrid und Diamant In Ta belle 15. 1.1 sind e inige bei Rallmtemperatur gemessene Eigenschaften von Schneidstoffen zusammengeste llt . Da Zerspanwerkzeuge hohen thermischen Beanspruchungen ausgesetzt sind, ist die Temperaturabhängigkeit dieser Eigenschaften von besonderer Wichtigkeit. Die Härte von Werkzeug- und Schnellarbeitsstählen ni mmt oberhalb 550 °C stark ab, während die von vornhere in höhere I-Hirte der Hartmeta lle und besonders die der keram ischen Werkstoffe bis zu deutlich höheren Temperaturen nur wenig sinkt, siehe Bild 15.1.4 . 2500

b-----

Mischkeramik I

2000

6Xidkeram ik

0

r'> 1500

'" "5•

~'O~~

~ ~

~

Kerami~

1000 Schnellarbeilstahl

500

o

Hartmetall (P1Ol"",,-

t:::-...

Stellit

I"200

400

600

Temperatur T

800

0

C 1000

Bild 15. 1.4 Warmhärle verschiedener Schncidsloffe (König. 1997)

570 Tab.15.1.I

15 Tribologie von Werkzeugen Eigcnschaflcn von wichtigen Schncidwcrkstoficn Hartmetall

Oxidkeramik

PKD

CBN

3,5

3,5

KlO

P10

1'25

Dichte (gIem]

14,9

10,6

12,6

4,2

Härte HV

1680

1660

1490

1750

5400

4500

4600

4700

7500

5000

2000

1700

2200

600

960 - 2100

570 - 1050

630

520

550

410

-

-

9,6

8,1

10,0

5,1

-

-

80

25

45

15

120 - 560

37 - 200

5,5

7,2

6,7

8

6,7

6,7

Druckfestigkeit [N/mmZ]

Biegefestigkeit [N/mm~]

E-Modul [kN/mm2)

Bruchzähigkeit [MPa·m lfl] Wänneleit fahigkeit lW· m·'·K·'] Wänneau9 dehnungs koeffizient (10--6K"]

5000 -8000 3700 - 5100

Schnellarbeitsstähle sind hochlegierte Stähle. die als Hauptlegierungselemente Wolfram. Molybdän, Vanadium, Cobalt und Chrom enthalten. Sie verfUgen über eine hohe Biegefestigkeit und damit über günstige Zähigkeitseigenschaflen. Ihre maximale Härte wird durch eine Sekundilrhilrtung erzieh, die durch ein Anlassen bei ca. 540 bis 580 °C erfolgt. Ihre Härte von ca. 60 - 67 HR C behalten sie bis zu Zerspantemperaturen von ca. 600 °C bei. Hartmetalle bestehen aus einer dukti len metallischen Bindephase (Cobalt oder Nickel), worin Carbide oder (Carbo)-Nitride als Träger der Härte und des Verschleißwiderstands eingebettet sind. Durch gezielte Änderung der Hartstoffanteile. der Komgrößen und des Bindemetallanteils ist es möglich, Hartmetallsorten mit unterschiedlichen Verschleißeigenschaflen herzustellen. Hartmetal1e auf der Basis von Wolframcarbid-Cobalt zeichnen sich durch eine hohe Abriebbestiindigkeit aus. Ihre geringe Wamlhärte, Oxidationsbeständigkeit und Diffusionsbeständigkeit gegenüber Eisenwerkstoffen wird durch das Zulegieren von Titan-, Tantal- und Niobcarbid verbessert. TiC verbessert den Widerstand gegen WamlVerschleiß, verschlechtert jedoch die Zähigkeitseigenschaften. TaC wirkt in kleinen Mengen komverfeinernd und damit zähigkeitsund kantenfestigkeitsverbessemd. Die Regel, wonach bei den WC-Co-Hartmetallen eine Härtezunahme mit einer Abnahme der Zähigkeit einhergeht, wird bei den Feinst- und Ultrafeinstkornhartmetallen durchbrochen. Die Verringerung der WC-Kristallitgröße unter I 11111 fUhrt bei gleich bleibendem Bindergehah sowohl zu einer Erhöhung der Härte als auch der Biegefestigkeit, siehe Bild 15. 1.5. Die sog. Cennets sind Hartmetalle auf der Basis von Titannitrid ( Bild 15. 1.6). TiN besitzt gegenüber Stahl eine geringere Löslichkeit und größere Diffussionsbeständigkeit als TiC und bewirkt damit eine Steigerung des Verschleißwiderstands, vor allem bei der Stahlbearbeitung mit hohen Schniugeschwindigkeilen.

15.1 Zerspanwerkzeuge

571

Feinstkorn WC-6Co- Hartmetalle

Drehen von Hartguß (80 Share)

N

E

~ 0 0

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" ," ,

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U ltrafeinstkom

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a p " I .0mm WendeschneidplaUe:

SPGN 120308 scharfkantig ,

x, "75 ·

~ ;ii

Standard

Feinstkom

Ultra· feinslkom

Bild 15. 1.5 Gclligc:lutb:lu und Eigenschaften von Fcinst- und Ultmreinslkornlwrtmewllcn im Vergleich zu cincm Standard K-Hartmctall (König. 1997) Große Bedeutung hat die Beschichtung der Zerspanwerkzeuge mit angepassten Schichtsystemen gewonnen (vgl. Kap. 14.4.2). Primäre Aufgabe der Beschichtung ist es, während des Zerspanvorganges den Kontakt zwischen Werkstoff und Werkzeugsubstrat zu unterbinden . Durch die Versiegelung der Schneidstoffoberfläche mit einer Schicht werden nicht nur Diffusions- und Oxidationsvorgänge zwischen Werkstoff und Schneidstoff unterbunden, sondern vor allem die Hartstoff- und Binderphase dem abrasiven Versch leißangriff von Werkstückoberfläche, Spanunterseite und Spanrand entzogen. HartstofTschichten weisen aufgrund ihrer auch bei hohen Temperaturen großen Härte einen hohen Widerstand gegen Abrasionsversch leiß auf und tragen damit unmittelbar zur Steigerung des Leistungsvermögens der Schneidstoffe bei. Die Beschichtung von Zerspanwerkzeugen kann nach dem CVD-Verfahren (Chemical Vapour Deposition: chemische Abscheidung aus der Damp fphase) oder nach dem PVD-Verfahren (Physical Vapour Deposition: physikalische Abscheidung aus der Dampfphase) erfolgen. Hartmetall e werden meist nach dem CVD-Verfahren beschichtet. Verfahrensvarianten sind das Hochtemperatur-CVD-Verfahren (Beschichtungsternperaturen ca. 900-1100 0C), das Miueltemperatur-CVD- Verfahren (ca. 700- 900 °C) und das Plasma-CVD- Verfahren (ca. 450-650 °C). Die PVD-Beschichtung erfolgt bei Prozesslemperaturen von 200-600 oe. Sie wurde daher zunächst fU.r die Beschichtung von HSS-Werkzeugen erschlossen. Die prozesstechnischen Details der PVD- und CV D- Verfahren sind in Kapitel 14.4.1 dargestellt.

15 Tribologie von Werkzeugen

572 Hartmetall

Cermet

HW -P10

~

HT-P15

~iip,iiii

Hartstotfparfkel:

WC (Ti, Ta, Nb, W) C

:s;&'-i(iiijj:::

Bindephase:

Co-W-C-Mischkristall

Hartstoffpartiket' TiN (I!, Ta, W) (C, !:!) (I!, Ta, '(:!, Mo) (~, N) (I!, Ta, W , Mo) (C, !:!) Bindephase:

-~~.;:,>=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.

wac-

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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0

60

•

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° [] Trockenschnilt

•• Bohremulsion

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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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6

G-CuAll0Ni

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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

- Ges
- Orut:kberührzti t

I

- Oberflöche - Hörle

- Gdüge

v Qber ll(i( t-el

lknge!!!!>gsmedium : 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

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I

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V

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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 pltm
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0.33 0,25

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Bild 15.2.4

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Coulomb Siebel u.

.l

7

R<:ibungsrcgctn (Pawdski. 1968; S(':hcy. 1983)

Dass d ie Reibung eine Systemeigenschaft ist, die neben den Beanspruchungsbedingungen von den Eigenschaften des Werkzeugwerkstoffes von den Eigenschaften des umgefomlten Werkstoffe abhängt, geht aus Bild 15.2.5 hervor. Mit einem Formkopf aus GG25CrMo werden bei der Umformung von Blechen besonders niedrige Re ibungszah len erzielt; offenbar wirken die Graphitlamellen des Graugusses als Festschmierstoff. Andererseits kann auch durch eine Oberfliic henbeschichtung des umzuformenden Werkstückes die Reibung venn inder1 werden, indem z. B. Zinkschichten mit e iner niedrigen Scherfestigkeit auf die Bleche aufgebracht werden (Doege u. Heßberg, 1989). Die Reibungszahl hängt ferner von der Ar1 des verwendeten Schmierstoffes und von dem unter den Beanspruchungsbedingungen herrschenden Reibungszustand ab. Wegen der Zunahme hydrodynamischer Tragantei le nimmt sie bei Ölschm ierung im A llgemeinen mi t si nkender Pressung und steigender Geschwindigkeit ab (Pawelski, 1962. 196 3, 1964; Doege, Graner1 u. Schne ider, 1985; Balbach, 1986). Bci Feststoffschm ierung sinkt die Rcibungszahl meistens mit steigender Pressung, siehe Bild 15.2.6. Es kann angenommen werden, dass bei hinreichend hohem Druck der relativ ge-

ringe innere Scherwiderstand des Festschm ierstoffes unabhiing ig vom Druck ist. Ähnl ich wie bei der Festkörperreibung muss dann d ie Re ibungszahl mit zunehmender Pressung abfallen (Pawclski, 1968).

15 Tribologie von Werkzeugen

578 3: Zink-Nicke I-Schicht 1: SI 1405 2: ltgi.rlv,rziflkl 4: Eleklrol. nrzinld (pho$pha liut) 0,11

-

-

0,11. 0.15

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Bild 15.2.5

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6: r.uerv.ninkl

Ziehgesch.... .

: O . 03m s~ 1

For mkoptr odlus

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Blechdicke : ( Q.O,7Smm Fl(i. chenpr essung : to.1SN/mm2 Schmier s toffmenge : ohne

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und I k sbcrg. 1(89)

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S,hmierstolf : 0,20

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5

Buogtner mittlerer Werknugdruck Pm/kimt- l _ _

Bild 15.2.6

Druckabhiin gigkeit der Reibungszahl bei Schmierung mit FestschmicrslOtlcn (pawelskL 1968)

15.2 Umforrnwerkzeuge

579

Der Versch leiß von Umformwerkzeugen wird vor allem durch die Verschleißmechanismen Adhiision und Abrasion hervorgerufen. Bei höheren Temperaturen gewinnen tribochemische Reaktionen an Bedeutung. Tribochemische Reaktionen bestimmen auch die Wirkung einer Reihe von Hochdruckzusätzen in Schmierölen (Schey, 1983). In der Umformtechnik wird ftir die versch iedenen Werkzeuge eine große Anzahl von WerkstotTen eingesetzt, s iehe Ta belle 15.2. 1. Außerdem gewinnen Beschichtungen oder Verfahren zur Bee influssung der Randschicht zunehmend an Bedeutung (Tabe lle 15.2.2 ). Ta b. 15.2. 1 Werkstofi'c Hir Werkzeugc der Um forrnteehnik (SehrnO\:ekel und Frontzek. 1987: Verderbcr. 1987)

Werkstoffgruppe

Beispiele

Kaltarbeitsstähle

X155CrVMo121 X165CrMoV12 XZlOCrW12

Warmarbeitsstäble, sekundärhärtend

X38CrMoV51 X32CrMoV33 XZOCoCrMolO9

Warmarbeitsstäble, austenitisch

X50NiCrWV1313 X6NiCrTi2615

Gusseisen

GG25 GG30 GG2SCrMo GG25CrNi

Hartguss Schnellarbeitsstähle

86-S-2 PM86-5·3

Hartmetalle

WC mit Zusätzen von TaC u. TiC, Co-Binder ; Fe·TiC

Kobaltbasislegierungen

CoCr28Ni

Nickelbasislegierungen

NiCr19NbMo NiCr19CoMo

Molybdänlegierungen Kupfer·Aluminium-Legierungen 13· 14% Al; 2,5-6,S%Fe; 0·6,5% Ni; Rest Cu Zinklegierungcn Epoxidharze

3·4,5% Al; 2.5·3,75% Cu; 0,03·1,25% Mg; Rest Zn

15 Tribologie von Werkzeugen

580

Tab. 15.2.2 Bcschiclnungsycrfahrcn fljr Werkzeuge der Umfonntechnik Verfahren

Beispiele

Thermoche mische Behandlungen

Nitrieren Nitroc:arburieren Borieren

VanEldiercn Galvanische Abscheidung

Hartverehromen

CVD

Abscheidung von

PVD

Abscheidung von TiN, Ti-AI-N, Ti(C,N)

Ionenimpla ntation

Implantieren von N in Stahl

ne, TiN, TiC + TiN

Das tribologische Verhalten der verschiedenen Werkstoffe hängt entscheidend von dem angewandten Um formverfahren und den dadurch bedingten Größen des Beanspruchungskollekt ivs

und der tribologischen Systemstruktur ab. Dazu sollen nachfolgend ein ige Beispiele vorgestellt werden. Zur Simulation der beim Tiefziehen ablaufenden tribologischen Prozesse wird häufig der " Interm ittierende Streifenz iehversuch mit Umlenkung" venvendet , siehe Bi ld 15.2.7. N ~td ler

Bild 15.2.7 l'rin zipskiae .. Intermittie· rendcr Streifcnzichversuch mit Um1cnkung·· (Woska. 1982: SchnlOcdd und Frontzck. 1987)

Dabei wird ein endloses Blechband zwischen Niederhalter und Ziehkante um 90° umgelenkt, so dass ständig neuer WerkstotT in d ie Umfonnzone gelangt. Als Versch le ißkriterium wird die Änderung der Rauheit der Blechoberf1äche herangezogen, d ie durch e ine adhäsiv bedi ngten Materialübertrag auf das Umformwerkzeug und eine dadurch bedingte Riefenb ildung auf dem Blech hervorgerufen wird.

15.2 Umformwerkzeuge Ble<:hwerknoff Reuhtiefe bAnlieferung Werkzeugltoffe Blechdicke Ziehkentenr-clius Niederhalterkrett mal(, Vortchubgeschwi ndigkeit

20

r'l·2r'r''''n''","~b'r'ii';:hk:;h'it;':"t

581 X5CrNi189 R z -2,0 t.O.3J1 m 12379 u Sonderlegierungen s-O,8mm R - 4 rnrn F N -3OOQN v · 0,25 rn/s

1.2379 hartverrhromt

15

10 5

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" Bild

Anzahl der Z ü g e _

t5.2.8 Änderung der ßkehrauticfc beim $trcifenzich\ crsuc h mi t ve rschiedenen Wcrkzcug\\crkStotTen und Beschichtungen (Schmoed:cl und Frontzek. 1987)

Die in Bild 15.2.8 dargestellten Ergebnisse, die mit e inem BlechwerkstofTaus austenit ischem Stah l X5CrNi 189 gewonnen wurden, zeigten nach 10 bis 500 Um fonllungen eine totale Zerstörung der Blechobernäche mit einer entsprechenden Aufra uung, wenn das Werkzeug aus unbeschi chtetem Kaltarbeitsstahl oder nitriertem, boriertem, hartverchrorntem oder mit Chromcarbid besch ichteten Hartmetall bestand. Bei den nitrierten Werkzeugen hängt das Versch leißverha ltcll vorn Aufbau der Nitrierschicht ab. Bei glimmn itrierten Ziehkanten ohne ci ne äußere Verbindungsschicht traten sofort starke adhäsive Wechsc lwirkungen mit dem Blech in Erscheinung, während eine 8 ~tm dicke t-FexN-

15 Tribologie von Werkzeugen

582

Verbindungsschicht zu einem deutlich besseren Verhalten fLlhne. Salzbadnitriene Werkzeuge mit ähnlichem Schichtaufbau bestätigten d ieses Ergebnis. Weitaus besser schnitten Aluminillmbronze (Ampco 25) und Vanadincarbid-, Titancarbid- und Titannitridschichten ab. Für die Aluminiumbronze wurde auch mit f '" 0,05 die niedrigste Reibungszahl gemessen. Zwischen dem auslenit ischen Blech und den Titancarbid- und Titannitridschichten bestand auch eine ausgeprägte Adhäsionsneigung. Die sich bildenden Mikroverschweißungen wurden aber in der Kontaktfläche abgeschen . Die result ierende Reib-Schubbeanspruchung fLlhrte schließlich zum Schichlversagen im Bere ich der Hallptverschleißfläche . Wird anstelle des austenitischen Stahlbleches die Aluminiumlegierung AIMgO,4S i 1,2 umgeformt , wobei die Versuchsbedingungen dem Karosseriepressen angepasst werden, so ergibt sich ein grundsätzlich anderes Verhalten. Zwar hat der unbeschichtete Kaltarbeitsstahl wiederum den höchsten Verschleiß, alle anderen Werkstoffe und Beschichtungen zeigen aber bis zu 104 Zügen noch keine ausgeprägte Blechaufrauhung (Schmoekel u. Frontzek, 1987). Der Einflu ss verschiedenartiger Beschichtungen wurde auch in Stauchversuchen und beim NapfRückwänsfließpressen systematisch untersucht (Westheide, 1986). Die bei m Stauchen des Stahles 20MnCr5 mit einem Seifenschmierstoff gewonnenen Ergebn isse sind qualitativ in Tabelle 15.2.3 zusammengeste llt. Bei diesen Untersuchungen wirkten sich Hanverchro1l1en und Ionenimplantieren von Stickstoff neben der CVD-TiC-Besch ichtung besonders positiv aus. Beim Napf-Rückwänsfließpressen schnitten die PVD-TiN-Beschichtung und das Vanadieren der Werkzeuge besonders günstig ab, siehe Bild 15.2.9. Stempelwerksloff- 56·5·2 i Werkstü(kwerk sloff '20 Mner S; Sc hmier sloff- Bonderlube 236 h , /d ·, - 10 . nK -- 40 min ' )

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16

unbeschichtet

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1 10 18

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ionen Ilfl>Iantlert 1018 W/(m 2 150 keV

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

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(teilweise UmfangsrIsse I

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Bild 15.2.9

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--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

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+

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)

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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).

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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-

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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.

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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 _

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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

<

- - Liquid lubricants and greases -~

lai

Solid lubricants

Temperature. oe

160

200

250

300

500

-----------+1---+1---+1---+1------------1 Liquid lubricants

Greases - - - -...

Ibl

<

Molten sodium

-----~.. ~

Solid lubricants

Temperature, oe

o-0.5

-30 -42

Butane

-100

-58

-253 -273

-162 - 183-196 Liquid natural gas

Freon

Liquid propane gas

Liquid nitrogen

Liquid hydrogen

Liquid

Qxygen

>-

Liquid lubricants and greases-.Solid lubricants

Icl 10' 1

106

1

Radiation dose, rad s 107 108

1

1

1 09

1

10'0

1

- - - - Liquid lubricants and 9reases- - - - - - - - - -- -

Idl Bild 16.9

Einsatzbcn:i!.:h ,'on Sthmicrstoffcn in Abhängigkeit von Umgcbungsdru!,:k und Umgcbungslcrnpcralur in intcmatioll,l1cr Tenninologic

16.4 Werkstoffe fijr Tribosysteme im Vakuum

595

Bild 16. 10 zeigt den Einfluss der l uftfeuchte auf den Verschleiß von MoS2-, TiN und TiB2PVD-Schichten (Zhang et al., 2003). Während die beiden letzteren keine Feuchtabhängigkeit zeigen, ist dies insbesondere bei zuHillig (random) orientiertem MOS2 stark ausgeprägt. Bei basal, also parallel zum Substrat ausgerichteten Basisebenen ist der Verschleiß insgesamt geringer und erst oberhalb einer relativen Feuchte von 50 % erhöht. Die Orientierung des MoS 2Schichtgitters lässt sich durch die Prozessparameter bei der PVD-Beschichtung beein fl ussen, so dass zu erwanen ist, dass zukünftig MoSrSchichten mit verminderter Feuchteempfind lichkeit entwickelt werden. MoS 2, basal ausgerichtet

TiN

"o

Relative Luftfeuchtigkeit _ Bi ld 16.10

EinOuss der Luftfeuchle auf den Verschleiß verschiedener l3cschichlUllgCIl

Ein weit verbreiteter lamellarer Festschm ierstoff fLir den Einsatz in nonnal feuchter Luft ist Graphit, der jedoch im Vakuum Reibungszahlen bis 0,4 , verbunden mit hohem Verschleiß, aufweist. Grafit und MoS2 verhalten sich also genau entgegengesetzt, wie in Bi ld 16.10 dargestellt (vgl. Kap. I0.3 Festschmierstoffe). Einige Varianten diamantartiger Kohlenstoffschichten (Dle) sind jedoch rur Vakuumanwendungen geeignet (Fontaine, Donnet, Erdemir, 2008) und elTeichen Reibungszahlen unter 0,01. Von Donnet et al. (1999) wurden verschiedene Titan-haltige amorphe KohlenstotTschichten a-C: H:Ti getestet. Die niedrigsten Reibungszah len im UHV lagen auch bei diesen im Bereich um 0,01. Die Unterschiede zwischen Graphit und MoS2 zeigten sich auch bei Untersuchungen an reibungsmindernden Schichten (Anti- Frict ion Coatings) von Gamulya et al. (1984) in Hochvakuum-Umgebung (10. 7 mbar). Es handelte sich um durch Sprayen aufgebrachte Schichten, die Polyharnstoff al s Binde- und Ethanol bzw. Butanol als Lösungsmittel enthielten. Als Festsch mierstoffe waren MOS2 und Grafit einzeln und in Kombination beigemischt. ßild 16. 11 zeigt den typischen Reibungsverlauf von Graphit- und MoS2-haltigen Filmen (Gamulya et al., 1984). In allen drei Fällen existiert ein ausgeprägtes Einlaufverhalten mit erhöhter Reibung. An die Einlaufphase sch ließt sich ein langer stat ionärer Bere ich bis 10.000 bzw. 100.000 Reibungszyklen an, in dem nur noch sehr geringer Verschleiß auftritt. Das anschließende Schichtversagen zeigt sich in einem starken Anstieg der Reibungszahl. Die drei Kurven spiegeln das typische Verhalten der beiden Festschmierstaffe im Vakuum wieder: Graphit zeigt die höchste Reibung und geringste lebensdauer, MoS2 die niedrigste Reibung und eine

596

16 Vakuurntribologie

etwa I Ofache Lebensdauer. Bemerkenswert ist, dass die stationäre Reibungszahl bei allen drei Schichten unter 0,02 liegt.

0.010

!

0,08

i

"••

0,06

,c

~

'.

0,04

~

a:

0,02

o

Graphit

/'\.

N

,) /

//~~ r-10'

/

10'

MOS z + Graphit

M,,;,j .-/'

10'

10'

Gleitbeanspruchungsdauer, Zyklenzahl ------.

Bild 16. 11

Reibungszahl und Lebensdauer I'on Graphil- und MoSz·haltigcn AI'- Coatings

16.4.2 Flüssige SchmierstofTe, Fette Trotz der genannten Einschränkungen werden flüssige Schm ierstoffe im Vakuum durchaus eingesetzt. Für Hochgeschwindigkeitsanwendungen mit längerer Lebensdauer kommen praktisch nur flii ssige Schmierstoffe in Frage. Weitere Vorte ile gegenüber festen Schm ierstoffen sind die Möglichkeit der Nachschmierung und die allgemein höhere Betriebssicherheit. Selbst bei einem Zusammenbruch von Öl- oder Fettschmierung regeneriert der Schmierfilm häufig in sehr kurzer Ze it. Hauptsächlich fiir Anwendungen in der Luft- und Raumfahrt wurden diverse flüssige Schmierstoffe entwickelt. Wie bereits unter 16.1 emähnt, werden diese hauptsächlich zur Schmierung von Wälzlagern eingesetzt. Als Schmierstoffe kommen dabei Mineralöle hohen Moleku largewichts, Ester und Polyalphaolefine (PAO) zum Einsatz (Sanders, Cutler, Miller, Zabinski, 2000, Dube et a1. , 2003). Multialkylierte Zyklopentane (MAC) (John, Cutler, Sanders, 2001) und Perfluorpolyether (PFPE) besitzen niedrige Dampfdrücke und werden als Grundöle filr Schmierfette in Weltraumanwendungen benutzt. Auch ionische Flüssigkeiten (RT IL: room temperature ionic liquid) können als Schmierstoffe in Vakuumumgebung benutzt werden. Von Suzuk i, Shinka und Masuko (2007) wurden Imidazolium-basierte RTiLs tribologisch charakterisiert. Es zeigte sich, dass diese Stoffe unter den Gesichtspunkten thernlischer Stabil ität, Lasttragfah igkeit, Reibung, Verschleißschutz, Flüchtigkeit Temperaturabhängigkeit der Viskosität ftir Vakuumeinsatz auch über einen größeren Temperaturbereich geeignet sind.

16.4.3 Polymere und Polymcr-KolllllOsite Polymere werden durch Vakuumumgebung nur gering beeinflusst, so dass sich mit diesen Werkstoffen in reiner Fonn oder als Bestandteil von Kompositwerkstoffen Reibungszah len

597

16.4 Werkstoffe fiir Tribosysteme im Vakuum

von 0,05 bis 0,2 erreichen lassen. Lager aus Polymeren können ohne zusätzliche Schmierung betrieben werden, was im Vakuum einen erheb lichen Vorteil darstellt. Femer sind sie relativ unempfindlich gegenüber Fremdpartikeln. Für tribologische Anwendungen geeignet s ind Polyamid (PA), Polyimid (PI), Polytetrafi uore· thylen (PTFE), Polyoxymethy len (POM), Polyethylenterephtalat (PET) sowie besonders PoIyetheretherketon (PEEK). Diese polymeren Werkstoffe eignen sich in besonderer Weise als Gleitpartner Hir metallische Gegenkörper. Die mechani schen und tribologischen Eigenschaften werden dabei durch die Zugabe von FestschmierstofTen (MoS2. Graphit) sowie Flill- und Ver· stärkungsstofTen in weiten Bereichen gezielt e ingestellt (Friedrich, Lu, Häger, 1993). Di e Fest· schmierstoffe bewirken eine Verbesserung des Gleit· und Verschleißverhaltens und sollen es in einem möglichst großen Temperaturbereich konstant halten. Ergebnisse von tribologischen Messungen im Hinblick auf Vakuumanwendungen s ind in den ßild 16.12 und ßild 16. 13 dargestellt. Getestet wurden Kompositwerkstoffe mit PEEK·Matrix, und Anteilen vonje 10 Vol.% PTFE und C-Fasern gegen CrNi-Stahl (X5CrNiI810). Als Fest· schmierstofTwar entweder 10 Vol.% Graphit oder MoS 2 zugesetzt. -

- . - PEEK / MoS2, 7 MPa

0.25

i

'"

m N

.

. PEEK / MoS2, 1 MPa

-

~

-" D

PES< / Grait, 1 MPa

-r- PES< / G-ait. 7 MPa

~

0.15

~, --

0.10

0: 0.05

F

--

....

PEEK / -, 1 MPa

0.20

00

'"c

~

,

.......-

,

----

-

-

--<---- - ------

- ~---,

/

- - - - - - -- :,<,- ---

I' I !

-~ ;.-t-"--.,j

0.00

-60

Bild 16.1 2

-20

20

60 Temperatur in

100

oe -----.

140

180

Rcibung szahl von Graphit- und MoS2-haltigcn I'EEK-Komposil\\"crkstolTe gegen CrNiSt,lhl im Hochvakuum in Abhängigkeit von Restdrud.: und Tempcratur

Bild 16.12 zeigt den Verlauf der Reibungszah l im Hochvakuum rur zwei Flächenpressungen im Temperat urbereich zwischen -40 und 150 oe (The iler et al., 2008). Als Vergleich ist eine Kurve flir ein Komposit ohne SchmierstofT eingezeichnet, dessen Reibungszahl konstant bei f = 0, I liegt. Man erkennt deutlich das entgegengesetzte Verhalten der Graphit- und MoS2· gefUllten WerkstofTe. Während die Reibung fUr MoS 2 bei steigender Pressung abnim mt, steigt diese bei Graphit an. Auch zeigt sich unterhalb 0 oe bereits bei der niedrigeren Pressung ein Abfall Hir das MoS 2- und ein Anstieg fUr das graphithahige Kornposit . In Bild 16. 13 ist der Einfluss des Restdrucks auf die Reibungszahl des WerkstofTs mir MoS r Zusatz gezeigt (Theiler und Gradt, 2007).

598

16 Vakuurntribologie

0,4

r:c •

•c , D N

'. Cl:

.

0,3

0,2

~

11 Luft -LI Vakuum 10--3 mbar I. Vakuum 10- 5 mbar

>

,,)

0,1 "

> 1 MPa

Bild 16. 13

7 MPa

Reibungszahl von MoS 2-h
Man erkennt deutlich, dass diese mit sinkendem Druck abnimmt, was sicher auf die verminderte Restfeuchte zurückzufiihren ist. Die Tendenz ist bei hoher und niedriger Pressung die gleiche, wobei auch bei di esen Ergebnissen niedrigere Reibung bei höheren Pressungen auftritt. Dies lässt sich durch ei nen verstärkten Austritt von MOS2 aus der Oberfläche erk lären , der durch eine Oberflächenanalyse mir energiedispersiver Röntgenspektoskopie nachgewiesen wurde. Be i hoher Pressung erreicht der KompositwerkslOff mit 10 Vo1.% MoS z Re ibungs7..ahlen, d ie im Bereich von MoSz-PVD-Schichten liegen, was ze igt, dass dieser flir den Einsatz in Vakuum umgebung sehr gut geeignet ist.

599

17 Tieftemperaturtribologie Die Tiefiemperaturtribologie beschäft igt sich mit Tribomaterialien und tribolog ischen Systemen der Kryotechnik. die im Temperaturbereich unterhalb von 120 K (- 153 oe) arbeitet . Dies ist der Bereich der tiefkalten verflüss igten Gase wie, Stickstoff, Wasserstoff und Helium mi t Siedepunkten bei 77, 20 und 4,2 K. Flüss igerdgas, das neben Wasserstoff als alternati ver Kraftstoffdi skutiert wird, siedet bei 11 2 K und fallt somit auch in diesen Bereich. Die Bedeutung der Kryotechnik lässt sich bereits mit zwei Beispielen illustrieren • e

Medizintechnik : Fl üssiges Hel ium ist beispielsweise in der medizinischen Diagnostik Kemspintomografen unentbehrlich .

ruf die Kühltechnik von

Automobiltechnik: Das große Energ iepotential, das z. B. in flü ssigem Wasserstoff als Treibstoff steckt, ist aus der Raketentechnik bekannt. Heute existieren bei a llen großen Automobilherstellern Prototypen mit Wasserstoffantrieb und es g ibt konkrete Überlegungen fUr deren MarkteinfUhrung (siehe z. B. www.h2mob ility.org).

Von zentraler Bedeutung fur Tribosysteme im Bereich der Kryotechnik ist die Tatsache, dass die Arbeitstemperaturen weit unterhalb des Anwendungsbereichs flüssiger Schmierstoffe liegen, weshalb z. B. berührungslose oder Festkörperrcibungssysteme eingesetzt werden müssen. Im Folgenden soll gezeigt werden, welche Werkstoffe hierfür zur Verfugung stehen und welche Prüftechnik flir tribologische Messungen bei extrem tiefen Umgebungstemperaturen zum Einsatz kommt.

17.1 Tribosysteme in der Kryotechnik In den Bereichen Raumfahrttechnik, angewandter Supraleitung und industrie ller Flüssiggasversorgung finde n sich Anlagen bzw. Geräte, in deren Kaltte il Linear- oder Rotationsbewegungen auszufUhrell sind . Beispiele fUr extreme Anforderungen sind Ventile (Bozet, 2001) und insbesondere KrafistoIT-Turbopumpen fUr flüssigen Wasserstoff und Sauerstoff in kryogenen Raketentriebwerken (Gardos, 1986). Die Pumpen für Wasserstoff erreichen Drehzahlen bis 60.000 min-1 und sind Temperaturen zwischen 20 K (Stillstand) und 900 K (Betrieb) ausgesetzt. Die Kräfte auflager und Dichtungen betragen einige hundert Newton. Nicht ganz so hoch belastet sind die Expansionsmaschinen in Gasverflüssigem, die zumeist als Turboexpander, aber ftir geringe Verflüssigungsle istungen auch als Kolbenmaschinen ausgelegt werden. Bei den TurboExpandern werden Gas- oder auch Folienlager eingesetzt (Hou, Zhu und Chen 2004). Weitere Beispiele fiir extreme tribolog ische Anforderungen finden sieh in der mechan ischen Struk tur von großen supraleitenden Magneten, wie s ie z. B. im l arge Hadron Collider am CE RN (Alloos et a1. 1994) oder fUr den magnetischen Plasmae inschluss in Fusionsreaktoren e ingesetzt werden. $0 werden im Fusionsexperiment WENDEl$TE IN 7-X $tützelemente zwischen den supra leitenden Magnetspulen vef\l'e ndet, die auf einem Durchmesser von ca. 6 cm lasten von bis zu 1500 kN tragen, was zu plastischer Verformung fUhrt. Gleichzeitig müssen diese Elemente aber Gleitbewegungen von einigen mm bei niedrigster Reibung zulassen , ohne dass dabei Stick-S lip auftreten darf (Gasparono el al. , 2005). Diese Baute ile befinden sich im Hochvakuum bei e iner Temperatur von 4,2 K und können nach dem Einbau nieht meh r ausgetauscht werden. Deshalb muss deren zuverlässige Funktion für die gesamte le-

600

17 Tieflemperaturtribologie

bensdauer der Anlage, in diesem Fall 20 Jahre, sichergestel lt werden. Mit Festschm ierslofTen wie MoS 2 sind diese Anforderungen durchaus zu erfül len (s iehe K ap. 17.3.3).

Da, wie bereits cmähnt, Schmieräle bzw. Schmierfette im Kaltteil kryotechnischcr Apparaturen nicht verwendet werden können, wird häufig versucht, Tribosyslcme in den \Vannlei] zu verlagern. Hierdurch werden jedoch Durchflihrungen, lange Wellen und Gestänge zwischen Wann- und Kaltte il der Anlage benötigt, was zu Lasten der mechanischen Stabilität geht und die Wännelast auf den Kaltteil erhöht. Für Kryobcdingungen gut geeignet sind berührungslose Lager und Dichtungen, da sie keine Reibungswämlc erzeugen, praktisch wartungsfrei s ind und eine nahezu unbegrenzte Lebensdauer haben. Magnetlager können z. B. sehr hohe Lagerkräfte aufnehmen und ermöglichen eine aktive Steuerung. Für letztere werden allerdi ngs externe Stromversorgung und Ansteuerelektronik benötigt. Gasschmierung weist ähnliche Vorteile wie magnetische Lagerung auf, erfordert aber, je nach Anwendungsfall, extrem hohe Oberflächengüten, Druckgaszufiihrung oder sehr hohe Drehzahlen. Diese Nachteile fuhren dazu, dass in der Kryotec hnik zumeist auf berührende Systeme zurückgegriffen werden muss.

Nicht unerwähnt bleiben soll, dass Reibungsuntersuchungen bei tiefen Temperaturen auch tljr die Grundlagenforschung von Interesse sind, da es Hinweise dafiir g ibt, dass der Übergang zur Supraleitung die Reibung beeinflusst (Zinenko, Silin, 1990 und Kuleba, Ostrovskaya, Pustovalov, 2001 ) oder die Haftreibung zwischen atomar glatten, inkommensurablen Kristallflächen verschwindet (Popov, 2001). Handelt es sich um Dielektrika, kann der Energieübertrag bei Gleitreibung nur durch Phononenanregung erfolgen. Der Beitrag der Phononen zur Reibungskraft verschwindet jedoch bei Annäherung an den absoluten Nu llpunkt, so dass in diesem Fall praktisch reibungsfreies Gleiten möglich wäre (Popov, 1999).

17.2 Tribologische Prüftechnik für Temperaturen unterhalb 120 K Tribolog ische Untersuchungen bei kryogenen Temperaturen erfordern Spezialapparaturen, die insbesondere hinsichtlich Kühlsystem, Wärmeisolierung und Messtechnik fur diesen Temperaturbereich ausgerüstet se in müssen. Mode llsysteme un d Probengeometrie Bei der Auswahl der Probengeometrie gelten fiir Modell11ntersllch ungen bei tiefen Temperaturen grundSätzlich dieselben Überlegungen wie fiir Messungen bei Raumtemperatur (siehe Kap. 8.3 "T ribologi sche Laborprüftechnik). Daher findet man in der Literatur übenviegend Ergebnisse von Messungen mit der Kugc1-Ebene-Geometrie oder ähnlich einfachen Anordnungen (Kragelsky, 198 1; Yuklmo, Vvedensk ij , Sentyurikhina, 200 I). Andere Tieftemperatur-Apparaturen existieren z. B. fur Wälzreibung in LN2 (Quillien, et a1., 200 1), die Simulation von Gleitkontakten zwischen supra leitenden Magnetspulen (Gradt CI al., 2008) oder besonders hohe Drehzahlen (Subramon ian, Basu, 2006). Kühlsystem Für die Kühlung kann auf die hochentwickelte Kryostatentechnik zurückgegri ffen werden. Im Temperalurbereich zwischen ca. I und 120 K werden fast ausschließlich Bad- und Verdampfungsk ühlung mit den in Tabelle 17. 1 angegebenen verflüssigten Gasen als Kältemittel eingesetzt (siehe z. S , Frey u. Eder, 1981).

17.2 Tribologische Prüftechnik fiir Temperaturen unterhalb 120 K

601

Bei der Badkühlung befindet sich das zu küh lende Objekt direkt in einem Bad aus flüssigem Kiiltemittel. Di e im Objekt entstehende Wärme wird über Konvektion und Wämleleitung abgefuhrt und durch Verdampfen an der Oberfläche dem Bad entzogen. In den meisten Anwendungen steht das Kühlbad unter Normaldruck, die Arbeitstemperatur entspricht der Siedetemperatur des Kiiltemittels. In Tabelle 17.1 sind die gängigsten Kältemittel mit einigen physikal ischen Daten aufgeflihrt. Durch Dampfdruckerniedrigung, also Abpumpen von Gas oberhalb der Flüssigkeit, kann die Temperatur weiter gesenkt und über den Druck geregelt werden. Bei der als Verdampfungskühlung bezeichneten Methode fließt das Kältemittel durch einen Wärmetauseher in dem es an einer definiel1en Stelle, normalerweise einer Düse, verdampft. Die hierfur nötige Wärme wird der Umgebung entzogen und bewirkt somit eine Kühlung. Die Oberfläche des zu kühlenden Objekts kommt also nicht mit dem Kältemittel in Berührung, was fur einige AnwendungsHilie sichergeste llt werden muss. Ein weiterer Vorteil dieser Methode ist, dass die Temperatur mittels einer Durchflussregelllng, ggf. zusammen mit einer Heizung, kontinuierlich einstellbar ist. Wegen der indirekten Klihlung können jedoch im Vergleich zu Badkühlung nur geringere Wärmeströme abgefiihrt werden. Ist die Probenkammer direkt an eine Gaskältemaschine gekoppelt, spricht man von Refrigeratorklihlllng. Dies ist immer dort von Vorteil, wo über längere Zeit ohne Unterbrechung gekühlt werden muss. Tab. 17.1 Kaltemittel

Flussige Kältemittel: Angaben aus Ixl der Gase. AIR LIQUIDE lJeul.I"chland Kurzzcichcn

SicdelempcTiltur. K loe

Dichte n. um Siedepunkt. kgll

Verd
Stickstuff

LN 2

77.3 /- 195.9

0.8085

198.6

Wassers1ofl"

LH 2

20.4 /-252.8

0.07079

445.6

Neon

LN,

27. f 1-246.1

1.206

86.07

Helium

LHe

4.23 /-268.92

0.f25

20.413

Wärmeisolierung Als Werkstoffe ftir Kryobehälter müssen Material ien mit niedriger WänneleitHihigkeit eingesetzt werden. Hier spielen vor allem austenit ische Edelstähle und Quarzglas eine Rolle. Der Stahl 1.4301 hai bei 300 K eine Wärmeleitfähigkeit I.. von 0,15 Wcm-1K-I , bei 4 K von 0,004 Wcm- I K-I , Quarzglas bei 300 K von 0,012 Wcm-1K-I, bei 4 K von 0,001 Wcm-1K-1 (Frey u. Eder, 1981). Austenitische Stähle bieten neben ihrer geringen Wärmeleitt:ihigkeit den Vorteil , dass sie nicht zur Kaltversprödung neigen. Behälter aus diesen Stählen s ind daher robust und auch flir den Straßentransport von Kältemitteln geeignet. Glaskryostaten werden vor allem fiir Laboraufbauten eingesetzt, insbesondere wenn Sicht auf die Einbauten notwendig ist. Zur Wänneisolierung werden die in der Kryotechnik vef\\!endeten Behlilter doppelwand ig ausgefijhrt und der Zwischenraum auf mindestens 10-4 mbar evakuiert. Wärmetransport zw ischen den Wänden dieses Isoliervakuums findet dann praktisch ausschließlich durch Strahlung statt. Diese Strahlullgsverluste lassen sich noch durch mehrlagige, metallisierte Folie minimieren, die als Strahlungsschild wirkt (Superisolalion). Bei geringeren Ansprüchen an die Standzeit der Behälter können fur den Einschluss von LH2 und höher siedenden Kältemitteln Jso lierungsmaterial ien wie aufgeschäumte Kunststoffe, Mineral- und Glasfaserwolle eingesetzt werden, d ie lediglich die Konvektion verhindern.

17 Tieftemperaturtribologie

602

Messtec hnik Zur Temperatunnessung werden werden fast ausschließlich Thermoelemente, Widerstandsoder Halbleiterthermometer benUlzt, wobei die meisten auch fLir die Messung hoher Temperaturen geeignet sind. So reicht z. B. der Anwendungsbereich von Platin-Widerstandsthermornetern von 20 bis 600 K. Kohleschichtwiderstände sind dagegen nur bis ca. 50 K zu benutzen, reichen jedoch bis 10 mK mit ansteigender Empfindlichkeit hinab. Die Auswahl hängt hauptsächlich vom zur VerfLigung stehenden Einbauvolumen und der elektrischen Leistung ab. Widerstandsthermometer sind in der Handhabung einfach, aber verhältnismäßig voluminös und erzeugen eine Heizleistung von bis zu 0, 1 mW. Thennoelemente hingegen benötigen nur das Einbauvolumen der Drahtverbindung und erzeugen praktisch keine Wämle. Chromei/AuFe-Thermoelemente haben einen großen Anwendungsbereich von I bis 500 K. Wegen der zu messenden Spannungsdifferenzen im IlV-Bereich und der erforderlichen Referenztemperatur, ist die Messtechnik jedoch aufwendiger als bei Widerstandsthermometern. Für die Messung mechanischer Größen wie Kräften und Abstandsänderungen können Dehnmessstreifen (DMS) benutzt werden. Standard-DMS aus Konstantan können bis minimal 77 K eingesetzt werden, solche aus einer speziellen CrNi-Legierung bis 4,2 K (Hottinger Baldwin Messtechnik GmbH, Katalogangaben). Tribo m e terll u s fUh run g en

Ein Beispie l für ein Tribollleter mit Badkühlung ist die in Bild 17 .1 und Bild 17.2 dargestellte Apparatur (siehe auch Gradt, Bömer, Hübner, 2001). Der Kryostat ist ein vakuum-superisoliertes MetalIdewar, das Messungen in LN], LH2 lind LHe ermöglicht. Die Probcnanordnung besteht aus einer rotierenden Scheibe, auf deren Stimseite ein feststehender Körper (Stift oder Kugel) gepresst wird. Die Lastaufgabe erfolgt über einen Eintauchrahmen, auf dessen unterer Traverse der feststehende Probekörper montiert ist. Der gesamte Rahmen wird mittels eines Balgzylinders durch Gasdruck parallel nach oben bewegt. Dies ergibt eine mechanisch sehr stabile Konstruktion, die Nonnalkräfte bis 500 N erlaubt. Antrieb, Kraft- und Wegsensoren si nd im Wannteil der Anlage angeordnet, wobei rur die Antriebswelle eine ferrofluidische Drehdurchftihrung verwendet wird. Kraft meMose Belastungseinheil Orehdurchführung /

r~~F~~·~/

.~"\

Orehmomenlensensor Motor

LH •

~ Bild 17. 1

Kryotribomeler mi t ßadkühlung

Bild 17.2

Foto der Apparatur

17.3 Werkstoffe fiir Tribosysteme bei tiefen Temperaturen

603

Eine Apparatur, die eher fiir Grundlagenuntersuchungen geeignet ist und auch Messungen in Vakuumumgebung emlöglicht, ist in Bild 17.3 da rgestellt (Burton. laborek, Rutledge, 2006). In diesem Aufbau werden Reibungszahlen durch Veränderung der Steigung ei ner Führungsschiene ftir einen Gleitkörper gemessen. Die Kühlung der 70- und 4-K-Schilde erfolgt über Gas- bzw. Verdampfungskühlung. vaeuum

fccdlhrough ~

r-"'-------, l ___ __

/

•

/

vaCUUJll ean

70K shicld

l / 4KShiCld

SUle~

-.: : . ~

spolligln

high-spccd camcra

sliding block

\ cQunlerwdghl

Bild 17.3 Origina I-Prinz ipdarslcllung eines Kryo-Vakuullltribornelcrs (ßurlon. Taborck. Rut1cdgc. 2006)

17.3 Werkstoffe für Tribosysteme bei tiefen Temperaturen Der Temperaturbereich der Kryotechnik liegt weit unterhalb der Erstarrungspunkte flü ssiger Schmierstoffe (Kragelsky, 1981). Die kryogenen Flüssigkeiten selbst sind nicht in der Lage als Schmierstoffe zu wirken oder hydrodynam ische Schmierfilme aufzubauen (Bozet, 2001). Tribosysterne in der Kryotechnik sind deshalb bis auf wenige Ausnahmen (siehe Kapi tel 17.1) trocken reibende Systeme, bei denen Festschmierstoffe oder Materialpaarungen eingesetzt werden, die auch ohne Schmierung günstige Reibeigenschaften aufweisen.

17.3.1 Melallische Werksloffe Betrachtet man nur die reinen Festigkeitsparameter wie Dehngrenze, Scher- und Zugfestigkeit, sind tiefe Temperaturen fiir metallische Werkstoffe kein Probl em, da diese Parameter mit abnehmender Temperatur zunehmen (Frey u. Eder, 1981; Read, 1983). Materialien mil krz- oder hex-Gitter neigen jedoch zu erheblicher Kaltversprödung, was sich in einern schlagartigen Abfall der Kerbschlagzähigkeit um teilweise mehr als eine Größenordnung ausdrlickt. Aufgrund dieser Eigenschaft, die auch die härtbaren martensitischen Stähle betriffi, werden diese in der Kryotechnik nomlalerweise nicht eingesetzt. Hierfijr kommen nur die kaltzähen, austenitischen Werkstoffe in Frage. Ein zusätzliches Problem tritt bei Anwendung von LH 2 auf, da neben der Kalt- auch die Wasserstoffversprödung, zu berücksichtigen ist. Diese sp ielt bei hoch festen Stählen, Ni, Ni-Basis legierungen , Ti und T i- Legierungen eine große Rolle. Gering bis vernachlässigbar ist sie bei austenitischen Stählen, AI-Legierungen, Cu und CuLegierungen (Moulder und Hust, 1983). Allerdings kann es in austenit isehen Stäh len bei hoher

604

17 Tieflemperaturtribologie

mechanischer Verformung durch tribologische Beanspruchungen zu Martensitbildung (HlibneT, 2001) und H2-spezifischer Rissb ildung kOlTlmen (Hübner, cl al, 2003). Bild 17.4 zeigt ein Beispie l ruf derartige Rissbildung.

Bild 17.4 Ras[cr~ lek \rorlCrlrn ikroskopi sehe

Aufnahme einer V<:rschlcißspur auf

Stahl I.HOI nach Rciblx:anspru-

chung in LI 12 (T = 20 K): Netz aus Sprödbrüchen quer zur Rcibrichlung (lIübner CI al.. 2003)

Für tribologisch beanspruchte Bauteile wie z. B. Kuge llager kann auf den Einsatz martensitischer Stähle nicht verzichtet werden. Solange keine plastische Verformung auftritt, spricht auch nichts gegen den Einsatz diese WerkstotTe. Probleme bereiten eher die fehlende Fellschm ierung und Fremdpartikel, wie z. B. Eiskrista lle. Wie sich d iese auswirken können, ist in den Bildern 17.5 und 17.6 am Beispiel von Kugellagertests in LN2 und LHe gezeigt. ßild 17.5 zeigt den zeitl ichen Verlauf des Reibmoments bei dem LN2-Test. Während das Lager zunächst sehr ruh ig lief, kam es in der zweiten Hälfte der Laufzeit zu Schwankungen und einem Ansteigen der Re ibung. Der Wert des Re ibmoments von ca. 0, 13 Nm (entspricht f = 0,007) ist aber sicher noch kein Indiz flir vollständiges Lagerversagen. 0.1.

0.12

E z

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,, Bild 17.5

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9000

Kugcllagcrtcst in LN ] : Verlauf des Reibrnorncnts: FN = 400 N: 11 = 3000 rnin- I

10000

17.3 Werkstoffe fiir Tribosysteme bei tiefen Temperaturen

605

8ild 17.6 zeigt Rasterelektronenmikroskop-(REM-)Aufnahmen von Kugellagerkomponenten aus einem Versuch bei 4,2 K in Flüssighelium. Auf den Laufflächen der Kugeln sind Riefen zu sehen, die wahrscheinlich durch Eiskristalle, d ie zwischen Kugel und Käfig gelangt sind, verursacht wurden. Hinweise auf e in dauerhaftes Blockieren e iner Kugel konnten nicht gefunden werden . Eine weitere Schädigung der Kugeloberfl ächen sind kleinere Ausbrüche (Bi ld 14.4.5 b), d ie wahrscheinlich auf die Kahversprödung des martensitischen Stahls (100Cr6) zurückzuruhren sind.

a) Riefen

b) Materialausbrüche

Bild 17.6 Kugdlagertest in LHc: FN "" 400 N: n "" 3000 min· l. Schädcn auf den Kugelotx:rOächcn

Weiche Metalle wie Gold, Silber, Blei und Indium lassen sich in bestimmten Fällen a ls SchmierstofTe einsetzen (Sherbiney und Hallin, 1977). Sie zeigen sowohl im Vakuum als auch bei tiefen Tem peraturen unproblematische tri bologische Eigenschaften mit minimalen Reibungszahlen von ca. f = 0, I (Roberts, 1990 und Subramonian et al., 2005). Deshalb werden sie häufig bei We ltraumanwendungen z. B. zur Beschichtung von Laumächen von Kugellagern benutzt, wo sie sehr lange Lebensdauern unter Wälzbeanspruchung erreichen. Bei Gleitbeanspruchung haben diese WerkstofTejedoch verglichen mit laminaren FestschmierstofTen eine deut lich geringere Lebensdauer.

17.3.2 Polymere und Polymer-Komposite Die berei ts in Kapitel 16 erwähnten vakuumtauglichen thermoplastischen Kunststoffe Polytetrafluorethylen (PTFE), Polyimid (PI ), Polyamid (PA), Polyoxymethylen (POM), Polyethylellterephtalat (PET) und Polyetheretherketon (PEEK) werden auch für Tieftemperaturanwendungen eingesetzt. Die Eigenschaften dieser Materialien sind jedoch stark temperaturabhängig. Da die Polymerketten unterhalb ihrer Glastemperatur eingefroren vorliegen , sind Elastizitätsmodul und Härte bei tiefen Temperaturen gegenüber Raumtemperatur deutlich erhöht (Gläeser, Kissei , Sned iker, 1974, Hübner et al. , 1998, Friedrich, Theiler, Klein, 2009). In Fo lge dessen nehmen sowohl Reibung als auch Verschleiß zu tiefen Temperaturen hin ab. Allerdings sinkt mit abnehmender Temperatur auch die ohnehin niedrige Wärmeleitfähigkeit, was Einfluss auf das tribologische Verhalten der Polymere in Kryosystemen hat, insbesondere dann, wenn die Reibungswärme nieht schnell genug abgefiihn werden kann. Dieser Fall ist u. u. gegeben, wenn in schlecht wärmeleitender, gasförmiger Umgebung gearbeitet wird bzw. wenn im Reib-

606

17 Tieflemperaturtribologie

kontakt durch Sieden der Klihlnüss igkeit eine Gasblase entsteht (Bozct, 1993). Die tatsächliche Temperatur im Kontakt kann dann durchaus bis auf RT ansteigen, mit den entsprechenden Folgen fLlr das Reibungs- und Verschleißverhalten. In Bild 17.7 ist dies am Beispie l eines KornpositwerkslofTs mit PTFE-Matrix verdeutlicht. Der Verschleiß nimmt zu den tiefer siedenden Kältemiueln hin deutlich ab. Erst in LHe nimmt er wieder zu, was wahrscheinlich auf die enllähnle, durch die Reibungswärme bedingte Gasblase

um den Kontakt zurückzufLihren ist . .... 2.5

.-z

E

E E 2.0

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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

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so

% o>TFE

Bi td 17.8

Rcibun gszahl von PTFE/PEEK · Vcrbundll"erkstoffcn gegell Stahl IOOCr6 in Abhiingigkcit von der Zusammcnsctzung b<:i Raul11(cl11pcratur und in L N2: 0.2 l11/s: FN '" 50 N

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608

17 Tieflemperaturtribologie . RT, luft D 71K, LN2

3.0

E

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2.5

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C

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2.0

1.5

8

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d

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1.0

0

>• 0.5 0.0 PTFE mal ,bl;, 9%PEE K, 15%CF

Bild 17.9

PEEK ma trix, 15%PTFE, 15%CF

Vcrschtcißkocf11zicnt tUr zwei PTFEIPEEK-VcrbulldwcrkstolTc bei RT und in LNz: Gcgcnkörpcr: Stahl l 00Cr6: G1citwcg: 2000 In: v = 0.2 rn/so FN = 16 N

17.3.3 Festschmierstoffe Lamellare Festsch miers toffe, speziell MoSz, sind auch fur tiefe Temperaturen gee ignet. Diese werden entweder in reiner Form oder mit Bindemitteln als Anti-Friction (A F-) Coatings aufgebracht und ze igen minimale Reibungszahlen bis 0,03 , unter speziell en Bedingungen sogar darunter (Robcrts, 1990, Donne! el al, 1995 und 1996). Mit Ti-halligen PVD-MoSz-Schichten werden in LNz Re ibungszahlen zwischen 0,015 und 0,06 bei minimalem Verschleiß an Grundund Gegenkörper erre icht (Subramonian et al., 2005). Als Beisp iel ist in Bild 17.10 der Reibkraftverlauf einer MOS2-PVD-Beschichtung bei reversierender Bewegung in LHe gezeigt (Grad!, Assmus, 2006). Diese Beschichtung so ll an Stützelementen fUr supraleitende Magnetspu len Ausgleichsbewegungen bei niedriger Re ibung zulassen und das Auftreten von Stick-S lip verhindern. Charakteri st isch ist, dass eine sehr kurze Einlaurphase auflrin, nur der erste Reibzyklus weicht erheblich von den darauffolgenden ab. Während der dargestellten ersten 5 Zyklen steHt sich dann ein Reibverhalten ein, das sich im späteren Verlauf nur noch geringfligig ändert. Die Re ibungszah len liegen allgemein zwischen 0,03 und 0,06, was fUr MoS2- Beschichtungen im Rahmen des Üblichen liegt. Es treten nur seh r niedrige Haflreibungsspi lzen und ke in StickSlip- Verhalten auf. Hafl- und Gleitreibung sind praktisch gleich g roß. Da die Auslenkung der Proben s inusförmig erfolgte, war die Gleitgeschwindigkeit nicht konstant. Die Rechteckform der Reibungsverläufe drückt somit die Geschw indigkeitsunabhällgigkeit der Reibungszahlen aus. Schichtversagell war bei diesen Versuchen nicht festzusteHen , so dass d ie Beschichtung flir diese Anwendung gut geeignet ist. Grafit, der wie MOS2 eine Schichtgitterstruktur aufweist, benötigt eine Mindestfeuchte um als SchmierstofT zu wirken und ist deshalb fUr kryogene Umgebungsmedien ungee ignet. Eine Ausnahme macht LH2> in dem Grafit zumindest als Komponente in Polymerkompositen Re ibung und Verschleiß mindert (Theiler und Gradt, 2007).

17.3 Werkstoffe fiir Tribosysteme bei tiefen Temperaturen

609

Diamantartige Kohlenstoffschichten (DLC : diamond-like Carbon) sind auch fiir andere Kältemittel gee ignet. Die amorphen, wasserstoffhaltigen Varianten (a-C H, ADLC) erreichen Re ibungszahlen zwischen 0,05 und 0,1 , die Reibung von wasserstofffreien polykristallinen oder tertagonal amorphen (ta-C) Diamantschichten liegt bei sehr geringem Verschleiß deutlich darüber (Gradt, Börner, Schne ider, 2001 und Ostrovskaya et al., 200 I).

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Bild 17. 10

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V

Verlauf der Reibung bei rcvcrsicrcnder Gleitbcwegung (Vorzciehenweehsel der Reibungszahl) eincr Paarung MoS2 auf Stahl 1.4429 gegen Al-Bronze während der ersten Reibungszyklen: T = 4.2 K: FN= 250 N: Hu b llx = 5 mm: v = 0.2 mm/s I4. 3.4 AF·Coatings

Anti-Friction-(A F-)-Coatings, früher als Gleitlacke bezeichnet, bestehen aus Festschmierstoffen und zume ist organischen Bindemitteln. Wenn MoS 2 oder PTFE als Schm ierstoffe eingesetzt werden, sind diese häufig auch fLir den Einsatz bei tiefen Temperaturen gee ignet. Die tribologischell Eigenschaften hängen dann wesentlich von den Tieftemperatureigenschaften des Bindemittels ab. In ungünstigen Fä llen erhöht sich die Härte der Schichten so stark, dass Stah l-Gegenkörper abrasiv verschlissen werden, die Schicht se lbst jedoch nur geringen Verschleiß zeigt. Ein Be ispiel fiir geeignete Beschichtungen sind MoS2-AF-Coat ings mit Polyharnstoffals BindemiHei (Yukhno, Vvedenskij, Sentyurikhina, 2001 und Gradt, Hübner, Ostrovskaya, 2004). Sie besitzen seh r gute Reibeigenschaften unter Extrembedingungen, wie tiefe Temperaturen oder Vakuum. In Bild 17.1 1 sind die Re ibungszah len ruf diese Beschichtungen auf AI-Substraten gegen 100Cr6-Kuge ln dargestellt (Gradt, Hübner, Ostrovskaya, 2004). Für alle Umgebungsmedi en wird eine hervorragende Schmierwirkung fes tgestellt . Mit Senkung der Arbeitstemperatur vermindert sich die Reibungszahl deutlich . Das beste Ergebn is wird mit f = 0,02 bei T = 77 K im Vakuum erreicht. In den mei sten Fä llen fuhren höhere Lasten und Geschwindigkeiten zu niedrigeren Reibungszahlen.

610

17 Tieflemperaturtribologie

SLC auf AI·Substrat 0,15

.5

N/O.06 mls 020 N/1.0 m/s

lS

~

0,10

o

'"c,

~ 0,05

'"

0,00 Luft, RT

Va k uum, 77 K

He.(3as, 77 K

LN2, 77 K

l He, 4.2 K

Umgebungs-Temperatur/-Medium Bild 17. 11

Rcibungszahlcn I'on MoS 2 mil PolyhamstolT-Bindcr in verschiedenen Umgebungsmedien

611

18 Hochtemperaturtribologie Die Temperatur ist eine fundamentale Beanspruchungs- bzw. Ein fl ussgröße fiir alle tribologischen Systeme. [n herkömmlichen Tribosystemen, wie z. B. Gleitlagem, fiihrt normalerweise ein flüssiger Zwischenstoff die Reibungswärme weitgehend aus dem Reibkolltakt ab, senkt die Reibungszahlen und schützt vor adhäsiven Verschleißmechanismen. Mit den therm ischen Stabilitätsgrcnzcn flüssiger Schmierstoffe ergeben sich unter Einbezichung der polymeren Werkstoffe obere Anwclldungstcmperaturen von etwa 400 oe. Hochtcmperaturtribologie ist die Tribologie von IngenieurwerkstofTen und techn ischen Systemen oberhalb dieser Grenze.

18.1 Tribosysteme in der Hochtemperaturtechnik Die Hochternperaturtribologie ist durch folgende Entwicklungen gekennzeichnet: •

•

•

Tribologische Kenngrößen fiir Temperaturen oberhalb von 400 °C werden flir die Konstruktion adiabatischer Verbrennungsmotoren (Havstad, SAE 860447) und keramischer Gasturbinen benötigt. Reibungs- und Verschleißkenngrößen bei Umgebungstemperaturen über 800 °C wurden mit den Schwerpunkten " Ingen ieurkeramiken" (Buckley, 1967) und .. Festschm ierstoffe" (Sliney, 1982) unter Anwendung refraktäre Metalle und deren Carbide, Boride und Nitride (Semenov, 1995; Tkachenko et a1. , 1978) weltweit von der Raumfahrt forciert. Im Temperaturbereich von 800 °C bis 1.200 °C nimmt infolge der aufwendigen Tribometrie (Gienau et a1., 2004) und den Einschränkungen venvendbarer Werkstoffe der Datenbestand stark ab, Literatur für T > 1.200 °C ist kaum vorhanden .

Die Hochtemperaturtribologie-Forschung ennöglicht den Einsatz neuer thennisch stabi ler Konstruktionswerkstoffe (Mörgcnthaler, 1993) und ruhrt zu signifikanten Standzcitvcrlängerungen von Fertigungssystemen. Als innovative Anwend ungsbeispiele können genannt werden: Subst itution von Werkzeugen aus WC-Hartmetallen durch Si 3N4-T iN- Komposite beim Hochtemperatur-Walzlaminieren und bei der Warmumformung von höchstfesten Werkstoffen Ermögl ichung der Luftlagerung von Turboladern, die in der Start/Stop- Phase sehr verschieißbeständige Gleitpaarungen erfordern Leistungssteigerung von Bremsscheiben und Belägen aus kohlefaserverstärkten KohIcnstoffcn (CFC) oder mit Silizium infiltrierten Kohlenstoffen (MMC) Motortechnikfortschril1e durch keramische Schichten und Cermet-beschichtete Kolbenringe Effizienzsteigerung von Kühlkreisläufen jeglicher Art und im chemischen Anlagenbau durc h Gleitringdichtungen und Gleitlagern auf der Basis von AI 20 J - und SiCWerkstoffen. Ein Charakteristikum der Anwendungen der Hochtemperaturtribologie ist, dass im ungeschmierten Reibungszustand (Festkörperreibung, Trockenlauf) nur die beiden Wi rkflächen der kontaktierenden Triboelemente die Reibungsverlustleistung dissipieren, wodurch hohe " Blitz-

612

18 Hochtemperaturtribologie

temperaturen" (vgl. Kap. 3.5.2) in den Mikrokontakten generiert werden. Diese reibungsinduzierten Temperaturerhöhungen sind von großer Bedeutung, da mit ansteigender Temperatur diejenigen Werkstoffeigenschaften, welche die Kontaktmechanik bestimmen, wie die Mikrohärte, der E-Modul und die " Festigkeiten", je nach Werkstoffk lasse, meist stark abnehmen. Die Thermodynamik und die Kinetik des Oxidationsverhaltens der Werkstoffe ergänzen die Komplexität der Hochtemperaturtribologie, da s ich tribologisch ..günstige" oder "ungünstige" , tribooxidativ gebildete Reaktionsschichten ausbilden (Hong et al., 1987). Demzufolge muss man die Hochtemperaturtribologie unter dem thermischen Gesichtspunkt der Umgebungstemperatur und der s ich ergebenden Blitz- oder Mikrokontakttemperaturen, insbesondere mit ansteigender Gleitgeschwindigkeit, betrachten (vgl. Kap. 3.5), damit adhäsive Verschleißmechanismen im Trockenlaufnicht zum Ausfall des tribologischen Systems fUhren. Der pv-Wert, d. h. das Produkt aus der Lagerpressung p und der Gleitgeschwindigkeit v (Gleitkomponente bei Wälzbewegungen), beschreibt den Eintrag an mechanischer Beanspruchung in den Kontaktbereich, welche die Oberflächen e iner Gleitpaarung ertragen können und stellt eine tribologische Belastungsobergrenze dar, siehe Bild 18.1.1. Durch Multiplizieren des pv-Wertes mit der Reibungszahl f erhält man den Tenn f· p . v, welcher die im Reibkontakt dissipierte Wärmestromdichte (Reibleistungsdichte) in W/mm' kennzeichnet, die im Trockenlaufvon der Re ibungspaarung aufgenommen werden kann. 1000

schwerer Verschleiß

T= 22~C

.I .

Implegniene HOltbrondkohle

§S~I§n~~,~~,~n!,~.~~~~~~~~~~~;::== SIntereisen

AI~0Jl60 T i.Ü740TIs~ AI_O/(Ti.Mo)(C.N )+29Co MgO·ZrOzISSiC MgO,ZrOzlMgO-Zrü<

Thermopla $l e

Milder

Polyimid pur

Ve rschleiß

0.1 0.01

0.1

1

10

100

Gleil geschwindigkeil (rn/51

Bild 18. 1. 1 VcrschlcißticfiagcJVcrschlcißhochlagc-Übcrgiillgc fllr ullgcschmicrtc Glcitpaarullgcll

Dabei muss der pv-Wert größer als 100 (N/mm')(m/s) sein, um eine Flüssigschmierung zu substituieren. Wie sich aus dem pv-Produkt ableitet, sind in der Tat in bestimmten Skalen bereichen die Werte der Gleitgeschwindigkeit und der Pressung austauschbar. Wird v klein, so definiert me ist die Fließgrenze den Wert der höchsten Pressung, wie auch bei kleinen Pressungen mit ansteigender Gleitgeschwindigkeit das Erreichen der Schmelztemperatur der Mikrokontakte den oberen Wert der Gleitgeschwindigkeit definiert.

18.2 Tribologische Prüftechnik fiir Temperaturen oberhalb 400 C

613

Wie im Kapitel 5 Verschleiß dargestellt, lassen sich die Dimensionen des Verschleißes den Reibungszuständen Feslkörperreibung. Misch4/Grell~reib/ll1g und Hydrodynamik der Stribeck 4 Kurve zuordnen (vgl. Bild 5. LI). Verschleißkoeffizienten kv von k v "" 10-6 .. . 10- 9 mm 3fN m sind fiir die Misch-/Grenzreibung typisch und Werte k v < 10--9 mm 3fNm fiir die Hydro 4 dynami k. Ingenieurkeramiken, Cermets, Hartmetalle und lriboaktive Werkstoffe haben im Trocken lauf vor allem bei höheren Temperaturen meistens höhere Werte des Versch leißkoeffi 4 zienten, die als Funktion der Gleitgeschwind igkeit und Umgebungstemperatur ca. fiinf Zehnerpotenzen überstreichen, siehe Bild 18.1.2. HgO-ZrO, IZ N ~O) : HIP_SN IFX-9S01 t~",,:, ..-HIP4RBSN 411 ~ - SSN (N0200) :::::'SiSi( (Sk 53111 SiSiC (Sk308)

r.400 ·(

.

_AI~!

...... HIP-RBSN IZN40) 411 _~C~~~~....t190-ZrO! - SSN (N0100) ........AI~! IA 1999.1)

(.10.1999.71

- SSi( l[k.Si,OI

,

........ SiSi( (Sk308) - SiSi( (Sk5311) - SSiC (Ek.Si(OI

... ,,rel. Lu fthu(M . 20 - 40%

o

1 10- ~:--:':--:':---:-=--:-----~. 0,03 0.1 0.3 1 m/o 3 GI.ilgos
10"'

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1 111 /. 3 (Milgu(h"indig k.il

r ~ 800'( r.l000·C

",:::::---\;;",.\, ___ HgO - ZrO, 1ZN 40) ___ SSN (N0100) - Hlp4RBSN 411 ---AI~l

_ -

",;::!'f!C::::: -

'.1999.7)

S S,N, IN02001

- l1g0-2,O,IZN401

SiSiC (Sk]081 SSi( 'E k~Si(D) SiSi( (Sk53111

10-' ~-:';----;c,----;:------!-----~. 0.03 0,1 0,3 1 m/s 3 Gleitges
Bild 18. 1.2

10')

HIP_R8SN

411

- SSiC IHaSi,CI

10"~:--:,-~-c--'--7------0,03

0,1

0.3

1.. /s]

GI~ilges,~ ",jndigk.i!

Verschlcißkocfiizicnt kcmmischcr Gleitpaarungen unter Fcstkörpcrrcibllng bei verschiedenen UmgcbungstcmpeTalurcn (angleichc Paarungen: s - 1.000 m. FN = 10 N)

18.2 Tribologischc Prüftechnik für Temperaturen oberhalb 400 oe Der schematische Aufbau des HochtemperatUltribometers ( HIT) (nach DIN 50324 oder ASTM G-99) fur die G leitverschleißversuche ist in Bild 18.2.1 dargestellt. Die hier als Prüf4

614

18 Hochtemperaturtribologie

körper verwendeten Toroi"de haben, verglichen mit emer Stift-Scheibe-Anordnung, größere Wärmespeichervolumen. Dies stellt im Trockenlauf unter Gleitreibung einen Vortei l hinsichtlich der Temperaturstabilität dar. Das Prüfsystem hat außerdem den Vorteil, dass Verschleißpartikel nicht die tribologische Beanspruchung stören, sondern aus dem Tribokontakt " herausfallen". Beide Wellen der Prlifkörper sind wassergekühlt. Die kardanische Lagerung des Belastungsarmes teilt die Nomlalkraft FN von der zu messenden Reibkraft FR, die mit einem Kraftaufnehmer gemessen wird. Die Prlifanordn ung befindet sich in einem " Temperierofen". Nach dem Einbau der Proben werden die obere und untere Ofen hälfte zusammengefahren. Das BAM-Hochtemperaturtribometer ist flir Langzeitversuche bis weit über 100 Stunden geeignet.

Bild 18.2. 1

BA 1vl-l lochtemp.:raturtribometer und die

C har;I~.;(cri stika

des Prüfsystems

Das Pr[ifsystem des Hochtemperaturtribometer hat folgende tribometrische Kennda ten: •

Struktur des Prüfsystems (artgleiche Paarungen oder gesintertes u-A1203 fiir (2)): Triboelement (I) rotierend, Gleitbewegung, Planfläche geläppt, Rauheit Rpk < 0, 1 ~m Triboelement (2) stationär, sphärische Fläche (Toroid). Probemnaterial: gesintertes polykristallines, 99,7-AI 20 3 (Rauheit Ra::; 0,04 11m und R pk s: 0,02 ~m) oder Werkstoff bzw. Beschichtungsmaterial der rotierenden Probe.

•

Beanspruchungskollektiv: Nomlalkraft: FN = [0 N (Referenzwert), Hertz'sche Pressung PI-! ::;;: 750 ... 1250 MPa (je nach E-Modul) G leitgeschwindigkeit: v = 0,00 I ... 20 m/s Temperatur: Raumtemperatur ... 1000 "C Gleitweg: s = 1000 ... 2000 m

18.3 Werkstoffe fiir Tribosysteme bei hohen Temperaturen

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Die Reibungskraft , der lineare Summenversch ieiß und die Probentemperatur nahe der Reibstelle werden kontinuierlich aufgezeichnet. Das Verschleißvolumen wird aus den Kalottenabmessungen und Rauheits-Tastschnittprofilen errechnet. Ein Verschleißkoeffizient fiir d ie rotierende Probe von - 10- 8 mm 3INm markiert bei den verwendeten Gleitwegen unter diesen Bedingungen die Auflösungsgrenze. Der Gesamtverschleißkoeffizient entspricht der Summe der VerschleißkoetTizientell des stationären und des rotierenden Probekörpers. Der pv-Wert (siehe Bild 18. 1.1) am Versuchsende wird aus der Verschleißmarke der stationären Probe, der Normalkraft und der Gleitgeschwindigkeit berechnet.

18.3 Werkstoffe für Tribosysteme bei hohen Temperaturen Ungeschmierte Materialpaarung können bei Verminderung der Reibungszahlen auf f == 0,01 bis 0,001 bzw. des Verschleißkoeffizienten auf kleiner 10- 8 Imn 3/Nm hinsichtlich der Verschleißerwartung generell mit solchen unter Hydrodynamik oder Elastohydrodynamik konkurrieren, wobei die trocken laufenden Gleitpaarungen dann Reibleistungen von bis zu 1.000 Watt/mm 2 und mehr aufzunehmen haben. Im Folgenden sind verschiedene metallurgische Lösungsansütze aus der Tribologieforschung dargestellt, welche den Betrieb unter Hochtemperaturbeanspruchungen einzeln oder teilweise zu lassen.

18.3.1 Melallische Werkstoffe Systemati sche Untersuchungen zur Hochtemperaturtribologie metallischer Werkstoffe wurden bisher wenig durchgefiihrt, die meisten Untersuchungen befassen sich mit Abrasivverschleiß (Stellite®). Im Folgenden sind stichwortartig einige Ergebn isse von Hochtemperaturuntersuchen an metallischen Werkstoffen zusammengestellt . Da bei hohen Temperaturen die Mikrohärte von Nickel- und Kobaltbasislegierungen, wie INX-750, Rem:41 , INC909 oder MA956 und Triballoy®, und die der metallischen Matrix, gering ist und mit steigender Temperatur abnimmt, fOrdert dies den Verschleißmechanismus der Adhäsion. Hier spielt die Tribooxidation mit der Ausbildung von keramischen Reaktionsschichten. allerdings dann auf einem weichen Stah lsubstrat, eine entscheidende Rolle zum Schutz vor Adhäsionserscheinungen (Bems und Fischer, 1993). Die Voroxidation an Luft von INX-750 bildet einen dünnen Film aus Cr203 und NiFe204, welcher vor adhäsivem Versagen schlitzt, allerdings sind die pv-Wene bzw. die tribologische Tragfahigkeit eher gering. Es ist deshalb nicht unerwartet, wenn in Tribotests bei 22 °C, 400 °C und 800 °C die Reibungszahlen f zu Versuchsbeginn von artgleichen NiCr-Legierungen f > 1 sind und dann mit zunehmender Versuchszeit, infolge der Tribooxidation, abnehmen. Die Gleitreibungszahl erniedrigt sich mit ansteigendem Chromgehalt auf f :::: 0,3, was auf die nachgewiesene Bildung von NiCr204 and Cr203 zurückgeht. Oberhalb von 800 °C dominiert Cr203 als Reaktionsschicht vor. Andererseits dominiert in der Reaktionsschicht NiO, wenn die Legierung 10-15 Gewichts-% Chrom und weniger enthält (Scott, 1997). Geringere Verschleißkoeffizienten von 10- 5 mmJlNm bis 10...{i rmn 3INm bei 400 �