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Korrosionsbeständige Wälzlager in

wasserhaitigen Hydraulikflussigkeiten

Von der Fakultät für Maschinenwesen

der Universität Hannover

zur Erlangung des akademischen Grades

Doktor-Ingenieur

genehmigte

Dissertation

von

Dipl.-Ing. Hartmut Werries

geboren am 1. März 1963 in Osnabrück

1995

1. REFERENT:

2. REFERENT:

VORSITZENDER:

-11-

i ". ,., . . ~. ' ... '. I' \'

Prof. Dr.-Ing. E.-G. Paland

Prof. DrAng. M. Hager

Prof. Dr.-Ing. H. Louis

TAG DER PROMOTION: 23. Februar 1995

, -m-

VORWORT

Die vorliegende Arbeit entstand während meiner Tätigkeit am Institut für Maschinenelemen­te, Konstruktionstechnik und Sicherheitstechnik (IMKS) der Universität Hannover.

Mein besonderer Dank gilt Herrn Prof. Dr.-Ing. E,-G. Paland, dem Leiter des Institutes, für die Anregung, die stete Förderung und wohlwollende Unterstützung meiner Forschungsarbeit.

Herrn Prof. Hager danke ich rur die freundliche Übernalune des Korreferates.

Herrn Prof. Louis danke ich für die Übernahme des Vorsitzes der Prüfungskommission.

Ferner sei allen Mitarbeitern des Institutes sowie den zahlreichen Studenten gedankt, die mich

bei den Untersuchungen unterstützt haben.

Nicht zuletzt gilt mein Dank auch dem Forschungskuratorium Maschinenbau (FKM) e.V. und der Forschungsvereinigung Antriebstechnik (FV A) e. V., die diese Arbeit ermöglicht haben.

H. Werries

-N-

ABSTRACT

WERRIES, lIARTMur:

Korrosionsbeständige Wälzlager in wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten

In feuer- und explosionsgefahrdeten Bereichen werden wasserhaltige Hydraulikflüssigkeiten

als Druckmedium eingesetzt. In solchen Hydraulikanlagen befinden sich Wälzlager, l.B. in

Radial- und Axialkolbenpumpen, die sich mit den wasserhaltigen Flüssigkeiten als Schmier­stoff begnügen müssen. Die chemisch-physikalischen Eigenschaften führen zu einem erhöh­

ten Verschleiß und KOITOsionsschäden, so daß diese Wälzlager oft nur ein Bruchteil der bei

Ölschmierung üblichen Lebensdauer erreichen.

Im Rahmen dieser Arbeit werden die Wechselwirkungen von wasserhaltigen Hydraulik­

flüssigkeiten mit korrosionsannen Wälzlagern untersucht. Die Versuche werden mit einer

HFA-Mikroemulsion (Wasseranteil von 98 %) und mit einer HFC-Hydraulikflüssigkeit

(Polyglykollösung mit einem Wasseranteil von 45 %) durchgeführt. Im Vergleich zu dem

Standardwälzlagerstahl 100 Cr 6 werden der AISI 440 C und ein neuentwickelter korrosions­

armer Stahl, der Cronidur 30, geprüft. Bei dem Cronidur 30 handelt es sich um einen hoch­

aufgestickten martensitischen Stahl. Neben diesen korrosionsannen Wälzlagerstählen werden auch verschiedene Oberflächenbehandlungen flir Wälzlager, wie z.B. das Dünnschichtver­

chromen, untersucht.

Mit Hilfe von Korrosionsprüfungen, z.B. der Salzsprühnebelprüfung, werden Unterschiede

des Werkstoffverhaltens bei ausschließlich korrosiver Beanspruchung aufgezeigt. Elek­

trochemische Untersuchungen geben Aufschluß über die Korrosionsmechanismen.

In CERT -Versuchen, Zugversuchen mit niedriger Dehnrate, wird das Einwirken der was­

serhaltigen Hyrlraulikflüssigkeiten untersucht. Damit kann die Gefahr der Spannungsrißkorro­

sion aufgedeckt werden. Bei dünnschichtverchromten Proben kann eine Versprödung durch

den Verchromungsprozeß nachgewiesen werden.

Reibmomentmessungen an Axialzylinderrollenlagern geben Aufschluß über die Schmierungs­

eigenschaften wasserhaltiger Hydraulikflüssigkeiten.

Lebensdauerversuche mit Wälzlagern aus korrosionsannen Stählen erfolgen bei praxis­

üblichen Betriebsbedingungen unter Lufabschluß. Die Wälzlagerstähle erfahren dadurch eine

gleichzeitige Beanspruchung durch die dynamische Wälzbelastung und die chemisch-physi­

kalische Wirkung der wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten. Mit Hilfe metallographischer

Untersuchungen an ausgefallenen Lagern werden die Ausfall- und Schadensmechanismen

ennittelt. Die statistische Versuchsauswertung kann flir eine Lebensdauervorhersage der

Wälzlager in wasserhaltigen Flüssigkeiten genutzt werden. So erhält der Wälzlagerhersteller

Hinweise für weiterführende Entwicklungen und der Konstrukteur Kriterien zur Auslegung

von Wiilzlagerungen, z,B. rur Hydraulikpumpen.

-v-

INHALTSVERZEICHNIS

Formelzeichen, Einheiten, Begriffe ..................... , ................... VII

1 Einleitung . ............................................................ 1

2 Stand der Technik ...................................................... 4

2.1 Hydraulikflüssigkeiten ................................................ 4

2.2 Wasser als Verunreinigung im Schmierstoff .. , ............................ 8

2.3 Wälzlager in wasserhaltigen HydraulikflUssigkeiten ......................... 8

3 Theoretische Untersucbungm ........................................... 10

3.1 HERTZseher Kontakt ................................................. 11

3.2 Lebensdauertheorie für Wälzkontakte ...... , , , , . , . , .. , ... , .............. 13

3.3 Berechnung der nominellen Wälzlagerlebensdauer ......................... 14

3.4 Schmierungszustände im Wälzkontakt "",." .... " .................... 14

3.5 Modifizierte nominelle Lebensdauer von Wälzlagern ... , , .. , . , . , , .......... 20

3.6 Übertragbarkeit auf wasserhaltige Hydraulikflüssigkeiten ................... 22

3.6.1 Viskosität von wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten .................. 22

3.6.2 Schmierfilmhöhen bei wasserhaltigen Hyclraulikflüssigkeiten ........... 25

3.6.3 Lebensdauerbeiwerte für wasserhaltige Hydraulikflüssigkeiten .......... 28

3.7 Schadensmechanismen .. , .................................. , ... , . , , .. 29

3.7.1 Schadensmechanismen mineralölgeschmierter Wälzkontakte . , , ......... 29

3.7.2 Schadensmechanismen in wasserhaltigen Flüssigkeiten ................ 31

3.8 Lebensdauer von Wälzkontakten in wasserhaItigen Flüssigkeiten ............. 35

3.9 Korrosionsarme Wälzlagerwerkstoffe """." .. ", ..................... 37

3.9.1 Chromstähle und Chromschichten in korrosiven Medien ............... 38

3.9.2 Passivschichten in korrosiven Medien bei mechanischer Belastung ....... 39

3.9.3 Korrosionsarme Stähle ....................................... , .. 40

3.9.4 Oberflächenbehandlungen ....................................... 42

3.10 Folgerungen aus den theoretischen Untersuchungen, . , .................... 46

-VI-

!.Experimentelle Untersuchungen ...... ................................... 48

4.1 Werkstoffe für Korrosionsproben, CERT-Proben und Versuchslager ........... 49

4.2 Versuchslager .. ................................................... . 51

4.3 Versuchsflüssigkeiten .. .............................................. 52

4.4 Wälzlagerlebensdauerplilfstand ........................................ 53

4.5 Flilherkennung von Wälzlagerschäden .................................. 55

4.5.1 Schwingungsentstehung im geschädigten Wälzlager . .................. 57

4.5.2 Meßdatenerfassung am Wälzlagerlebensdauerprüfstand ................ 60

4.5.3 Analyse des Zeitsignals ......................................... 63

4.5.4 Frequenzanalyse ............................................... 65

4.5.5 Automatisierte Lagerdiagnostik . .............. , ................... 69

5 Uotersuchungsergebnjsse . ............................................. , 71

5.1 Korrosionsuntersuchungen ................................. , ...... , .. 71

5.1.1 Klimaplilfungen nach DIN 50018-KFW 0,2 S ........................ 72

5.1.2 Salzsprühnebelplilfungen nach DIN 50021-SS ....................... 77

5.1.3 Elektrochemische Messungen .................................... 82

5.2 CERT-Untersuchungen .............................................. 88

5.3 Reibungsverhalten wasserhaltiger Hydraulikflüssigkeiten ................... 97

5.3.1 Reibungsverhalten von HFA-Hydraulikflüssigkeiten ................... 98

5.3.2 Reibungsverhalten von HFC-Hydraulikflüssigkeiten ................... 99

5.3.3 Schmierungszustand der Lager im Lebensdauerprüfstand .............. 10 I

5.4 Wälzlagerlebensdauerversuche ....................................... 102

5.4.1 Dünnschichtverchromte Lager in HFA-Hydraulikflüssigkeiten .......... 102

5.4.2 Wälzlager aus AISI 440 C in HFA-Hydraulikflüssigkeiten ............. 113

5.4.3 Wälzlager aus AIS! 440 C in HFC-Hydraulikflüssigkeiten ............. 119

5.4.4 Wälzlager aus Cronidur 30 in HFA-Hydraulikflüssigkeiten ............ 124

5.4.5 Wälzlager aus Cronidur 30 in HFC-Hydraulikflüssigkeiten ............ 128

5.4.6 Ergebnisse der Wälzlagerlebensdauerversuche ...................... 129

6 Zusammenfassung . ................. , ................................. 131

7 Literaturverzeichnjs .................................................. 133

-Vll-

Formelzeichen, Einheiten,Jll:griffe

Wenn im Text nicht anders bezeichnet, gelten folgende Indizes und Formelzeichen:

a, b m Halbachsen der HERTZSchen Druckellipse

a m2/s Schwingbeschleunigung

a, Lebensdauerbeiwert für Erlebenswahrscheinlichkeiten

a, Lebensdauerbeiwert für besondere Lagerausführungen und Werkstoffeinfluß

a, Lebensdauerbeiwert für besondere Betriebsbedingungen

a" Kombination aus den Lebensdauerbeiwerten a2 und a3 :

a23 = a2 "a3

B mm Breite des Lagers

c Exponent der Lebensdauerbeziehnung

C N Dynamische Tragzahl eines Lagers

Cr Crest-Faktor

C, bez. Amplitude im Cepstrum

Co N Statische Tragzahl

d mm Bohrungsdurchmesser eines Wälzlagers

D mm Außendurchmesser eines Wälzlagers

D. m Wälzkörperdurchmesser

D,. m Teilkreisdurchmesser des Wälzkörpersatzes

e Exponent der Lebensdauerbeziehung

E N/m' Elastizitätsmodul

E' N/m2 reduzierter Elastizitätsmodul

EH mVH Potential bezogen auf Wasserstoff

ER mVH Ruhepotential bezogen auf Normal·Wasserstoff-Elektrode

Epas mVH Passivierungspotential bez. auf Normal· Wasserstoff·Elektrode

Eakl mVH Aktivierungspotential bez. auf Nonnal· Wasserstoff·Elektrode

Eo mVH Durchbruchpotential bez. auf Normal-Wasserstoff-Elektrode

f Hz Frequenz

F N Lagerkraft

F Faktor für die Aussagesicherheit in der British Standard-Institu-tion Norm (BSI) - PD 6487

G Werkstoffparameter

h Exponent in der Lebensdauerbeziehung

h, m Zentrale Schmierfilmhöhe

h_ m Minimale EHD-Schmierfilmhöhe

1 -VllI-

H Filmhöhenparameter

, mA Strom

1= ~cm' Bezogener Strahlstrom für Ionenimplantation

j mAlcm2 Stromdichte

j", mAlcm2 Passivierungsstromdichte

j, mAlcm2 Passivstromdichte

K, Faktor in der nach der British Standard-Institution (BS!) ge-

normten Lebensdauerberechnung

I m Länge des Laufbahnumfanges

ls m Spaltlänge in Richtung der Zylinderachsen

L Wälzlagerlebensdauer in Millionen Umdrehungen

L IOh nom h Nominelle Lebensdauer in Betriebsstunden, die von 90 % (50%)

(LSOhnom) einer genügend großen Menge gleicher Lager werden oder über-

schritten wird

L IO h Versuch h Lebensdauer der Versuchslager in Betriebsstunden, die von

(0,0 h Versuch) 90% (50%) der Lager erreicht werden

L" Modifizierte nominelle Lebensdauer in Millionen Umdrehungen

LJOBS1 h Nominelle Lebensdauer. berechnet für Rillenkugellager in schwerentflammbaren Druckflüssigkeiten nach BSI-Nonn

M. Nm Reibmoment eines Wälzlagers

n IImin Drehzahl

n, Exponent in der BSI-Lebensdauerbereclmung

N Anzahl der Überrollungen eines Punktes der Laufbahn

P Nimm' ~ächenpressung

P Exponent der Lebensdauerbeziehung

Po N/mm2 Maximum der HERTZsehen Flächenpressung

P N Äquivalente dynamische Lagerbelastung

PSD dB Bezogene spektrale Leistungsdichte der Beschklml).',lIl\gcl\

Q N Nonnalkraft zwischen Wälzkörper und Laun);!llll

'1' r 2 m Krünunungsradius der Kontaktkörper

R m Reduzierter Krümmungsradius der Kontaktk(l!"JH'1

R, m Quadratischer Mittenrauhwert

S(j,) mI(s'Hz) Spektrale Leistungsdichte der Beschleulllgllll)',('11

S(N) Überlebenswahrscheinlichkeit

t s Zeit

T s Zeitlicher Abstand zweier aufeinandel' 1011',1'1\111'1 Sh1I',U(1!lul"l'

U mls Hydrodynamisch wirksame GeschwiIHIII',k('11

-IX-

U Geschwindigkeitsparameter

V m' Volumen

w N/m Linienbelastung

W Belastungsparameter

Ws Nmmlmm' Spezifische Formänderungsarbeit der CERT -Proben

x,y,z Koordinaten im kartesischen Koordinatensystem

x Abtastwert des Beschleunigungssignals

Zw Anzahl der Wälzkörper im Wälzlager

Zo m Tiefe der maximale Orthogonalschubspannung

a m'/N Druck-Viskosität-Koeffizient

p Ausfallsteilheit im Weibulldiagramm

/'J. Schmierfilmparameter

€ 115 Dehnrate

€, Bruchdehnung

~o Ns/rn2 dynamische Viskosität bei Atmosphärendruck

~ Reibungskoeffizient

v mm2/s Betriebssviskosität

v, mm2/s Sollviskosität

vl,v 2 Querzahl (Keluwert der POISSONschen Konstante)

v so mrn2/s kinematische Viskosität bei 50 oe p kglm' Dichte

a N/mm2 Spannung

a m Summenrauhigkcitswerte

a Standardabweichung der Grundgesarntheit

<. N/mm2 maximale Orthogonalschubspannung unter der Oberfläche

< s Quefrenz im Cepstrum

< N/mm2 Hauptschubspannung

<", N/mm2 Ortogonalschubspannung

K Viskositätsverhältnis (K = vIv I)

! 1 EINLEITUNG 1

1 Einleitung

Seit mehr als 80 Jahren werden in hydrostatischen Anlagen zur Energieühertragung und

Steuerung überwiegend Hydraulikflüssigkeiten auf der Basis von Mineralöl eingesetzt. In

feuer- und explosionsgefahrdeten Bereichen kann das Austreten der unter Druck stehenden

Mineralöle zu katastrophalen Bränden führen. Flic den Steinkohlebergbau, die zivile Luft- und

Schiffahrt wurden deshalb schwerentflammbare Druckflüssigkeiten entwickelt. Diese

Entwicklung wurde erheblich durch ein folgenschweres Bergwerkunglück in Marcinelle in

Belgien vorangetrieben: Als am 8. August 1956 aus einer beschädigten Druckleitung Mi­neralöl verspIilht und von einem elektrischen Funken gezündet wurde, karnen 261 Gruben­

arbeiter ums Leben. Dies fülute innerhalb der Europäischen Gemeinschaft zu der Maßgabe,

in allen hydraulischen Anlagen des Steinkohlebergbaus unter Tage nur noch schwerentflamm­

bare Hydraulikflüssigkeiten einzusetzen. Ähnliche Forderungen treten in Hüttenbetrieben, in

Gießereien, in gummi- und holzverarbeitenden Industrien auf.

Eine Untergruppe der schwerentflammbaren Hydraulikflüssigkeiten, die wasserhaltigen

Hydraulikflüssigkeiten, finden auch ihre Anwendung in Bereichen der Technik, in denen

erhöhte Anforderungen an den Umweltschutz gestellt werden.

Rillenkugellager

Schrägkugellager

Bild 1.1: Axialkolbenpumpe für hydraulische Antriebe

In hydraulischen Antrieben werden Motoren und Pumpen zur LeistungsUbertragung einge­

setzt. Radial- oder Axialkolbenpumpen, wie in Bild 1.1 abgebildet, eignen sich dabei für die

Übertragung hoher Leistungen. In diesen Aggregaten erfahren die Wälzlager, Wellen, Pleuel,

Kolben und Zapfen hohe Belastungen. Die am höchsten belasteteten Maschinenlemente. die

Wälzlager, müssen sich jedoch im Regelfall mit dem Druckmedium als Schmierstoff begnü­

gen. Im Vergleich zu Mineralöl kommt es bei wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten zu

2 1 ElNLETIUNG

erhöhtem Verschleiß und oftmals einem KOITosionsangriff. Die Wälzlager erreichen deshalb nur einen Bruchteil der bei Ölschmierung erreichbaren Lebensdauer. Ein typischer Schaden

ist in Bild 1.2 dargestellt. Über die Schädigungsmechanismen in wasserhaltigen Hydraulik­

flüssigkeiten liegen bisher kaum Erkenntnisse vor.

Bild 1.2: Schaden eines Zylinderrollenlagers aus 100 Cr 6 nach dem Betrieb in einer

wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeit

AufgabensteIlung und Zielsetzung

hn Rahmen dieser Arbeit sollen die Wechselwirkungen von wasserhaltigen Hydraulikflüssig­

keiten mit Wälzlagerstählen untersucht werden. Es ist zu klären, welchen Einfluß verschiede­

ne wasserhaltige Hydraulikflüssigkeiten auf den Schädigungsmechanismus ausüben. Neuere

Entwicklungen auf dem Gebiet der Werkstofftechnik führen zu der Fragestellung, welches

Betriebsverhalten korrosionsarme Wälzlagerstähle aufweisen. Neben Alternativen in der

Auswahl der Wälzlagerstähle soll auch untersucht werden, ob sich eine Oberflächenbe­

handlung für Wälzlager in wasserhaItigen Flüssigkeiten eignet.

Ziel der Arbeit ist es, Aussagen über das Betriebsverhalten korrosionsarmer W:ilzlagcr in

wasserhaitigen Hydraulikflüssigkeiten zu treffen. Damit erhält der W:i1/.la~crhcrstel1er Hinweise für weiterführende Entwicklungen und der Konstrukteur Krilcril~ll l,lIr Auslegung

von Wälzlagerungen, z.B. für Hydraulikpumpen.

1 EINLEITUNG 3

Vorgebensweise

In den theoretischen Untersuchungen wird zunächst auf die Be1astungsgrößen im idealen

HERTZschen Wälzkontakt und auf das Verfahren zur Berechnung der nominellen Lebensdauer eingegangen. In der modifizierten nominellen Lebensdauerberechnung kann u.a. auch der

Schmierungszustand mineralölgeschmierter Wälzkontakte berücksichtigt werden. Es wird

geprüft, ob eine Übertragbarkeit auf wasserhaltige Hydraulikflüssigkeiten gegeben ist. Dies

geschieht unter tribologischen und werkstofftechnischen Gesichtspunkten. Das Korrosions­verhalten und die Ausfall- und Schadensmechanismen bei einer Wälzbeanspruchung sind

dabei von besonderem Interesse.

Aufbauend auf den theoretischen Erkenntnissen werden umfangreiche experimentelle

Untersuchungen durchgeführt.

Beginnend mit Korrosionsuntersuchungen werden die Wälzlagerstähle und Oberflä·

chenbehandlungen auf ihre Beständigkeit gegen einen korrosiven Angriff untersucht. Die

elektrochemischen Korrosionsprufungen klären, welche Korrosionsmechanismen in was·

serhaltigen Hydraulikflüssigkeiten auftreten. Dabei spielt das Passivierungsverhalten eine

entscheidende Rolle.

In den CERT-Versuchen zeigt sich das Zusammenwirken von gleichzeitiger korrosiver und

mechanischer Belastung. Somit kann für die Werkstoffe eine Empfindlichkeit gegenüber der

Spannungsrißkorrosion in wasscrhaltigcn Ilydraulikflüssigkciten nachgewiesen werden.

Im Wälzkontakt wirken sich neben den korrosiven Einflüssen auch tribologische Eigen·

schaften der wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten aus. Das Viskositäts·Druck· Verhalten des

Schmierstoffes beeinflußt maßgeblich, ob sich in einem Wälzkontakt ein trennender Schmier·

film aufbauen kann. Mit Hilfe von Reibmomentmessungen an Axialzylinderrollenlagern

werden die tribologischen Eigenschaften wasserhaltiger Hydraulikflüssigkeiten untersucht.

Im Wälzlagerlebensdauerpcüfstand werden diejenigen Werkstoff- bzw. Oberflächen­

behandlungsvarianten unter praxisüblichen Betriebsbedingungen getestet, die in den

Korrosions- und CERT -Untersuchungen gute Eigenschaften gezeigt haben.

Metallographische Untersuchungen ermöglichen die Zuordnung von Ausfall· und Schadens­

mechanismen. Diese Zuordnung ist allerdings nur im Frühstadium einer Wälzlagerschädigung

möglich, weshalb eine sensible Prüfstands-Daueruberwachung eingesetzt werden muß.

Die statistische Auswertung der Lebensdauerversuche ermöglicht eine Lebensdauervorher­

sage für Wälzlager in wasserhaltigen Flüssigkeiten.

4 2.1 HYDRAULlKFLÜSSIGKEITEN

2 Stand der Technik

2.1 Hydraulikflüssigkeiten

Die Druckflüssigkeit ist eines der zentralen Elemente jeder Hydraulikanlage. Die wichtigsten

Aufgaben einer Hydraulikflüssigkeit sind

• die Übertragung von Drucken (Leistungsübertragung),

• die Herstellung des Volumenschlusses innerhalb eines hydraulischen Kreislaufes,

• die Schmierung von sich relativ zueinander bewegenden Bauteilen,

• die Wärmeabfuhr und

• der Korrosionsschutz.

Aus diesen Aufgaben leiten sich die technischen Anforderungen an das Drucküber­

tragungsmedium ab. Das Bild 2.1 zeigt einen Vergleich verschiedener Druckflüssigkeiten.

Mineralöle konnten durch langjährige Entwicklungsarbeiten optimal auf dieses Anforde­

rungsprofil abgestimmt werden und decken dadurch ca, 88 % aller EinsatzfaIle ab. Die

technischen Vorzüge von Mineralöl liegen hauptsächlich im Viskositätsverhalten, sowie im

Verschleiß- und Alterungsverhalten [1].

++ sehr gut geeignet

+ gut geeignet

o geeignet

++

+

+

Bild 2.1: Kriterien verschiedener Hydraulikflüssigkeiten

+

0

0

+ ++

+ ++ ++ -

+ __ -+-_._-----1- ___

+ ++

1 2 STAND DER TEcHNIK 5

Die Selbstentzündung mineralischer Hydrauliköle erfolgt bei Temperaturen oberhalb von

350 oe. Diese Feuergefährduog läßt sich durch den Einsatz von wasserhaltigen und einigen

synthetischen Hydraulikflüssigkeiten vermindern, Die meisten schwerentflarrunbaren Hydrau­

likflüssigkeiten erreichen diese Eigenschaft durch einen hohen Wasseranteil. Sie bilden bei

großer Hitze eine flammenhemmende Dampfdecke und verhindern somit ein Ausbreiten des

Feuers.

Neben der Schwerentflammbarkeit wird auch die biologische Unbedenklichkeit nach der

CEC-Testmethode [1] ein zunehmendes Argument für den Einsatz von wasserhaItigen

Hydraulikflüssigkeiten [2]. Ökologische Zwänge und umweltpolitische Entscheidungen

haben den wasserhaltigen flüssigkeiten inzwischen einen Marktanteil von 10 % und den

biologischen abbaubaren Flüssigkeiten einen Anteil von ca. 2 % erreichen lassen. Vor dem

Hintergrund, daß nur 65 % der Hydraulikölmengen einer vorscluiftsmäßigen Entsorgung

zugeführt werden und der Rest in die Umwelt gelangt, kann mit einem deutlichen Anstieg des

Marktanteiles der biologisch abbaubaren Hydraulikflüssigkeiten gerechnet werden [1].

Bei dem Einsatz von wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten ergeben sich einige technische

Nachteile [3, 4, 5]. Der Viskositätsunterschied führt in den Spalten bei den Pumpen zu

verringerten Wirkungsgraden. Es ist zudem nur ein eingeschränkter Temperaturbereich im

Bereich von oae bis 60ae zulässig, gegenüber -20ae bis +1600e bei Mineralölen. Bei

Verunreinigungen wasserhaltiger Hydraulikflüssigkeiten besteht die Gefahr des Befalles

durch Mikroorgani:smen und von Entmischungen.

Bei der Auswahl einer Hydraulikflüssigkeit spielen neben technischen Kriterien auch die

Bezugs- und Wartungskosten eine bestimmende Rolle. Mineralöle sind im Rahmen der

vorgescluiebenen Ölwechselperioden nahezu wartungsfrei. Bei wasserhaltigen Hydraulik­

flüssigkeiten enstehen neben den Bezugskosten auch Kosten für die Überwachung der

Wasserkonzentration, der Keimzahl, des pH-Wertes etc ..

Eine Übersicht über die Hydraulikflüssigkeiten ist in Bild 2.2 dargestellt. Eine Spezifikation

findet man ftir den nationalen Bereich in den Einheitsblättem des VDMA 24317 [6] sowie in

DIN 24320 [7].

Typische Einsatzgebiete schwerentflammbarer Hydraulikflüssigkeiten sind in Tabelle 1.1

zusammengestellt.

Die wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten müssen den Forderungen des 7. Luxemburger

Berichtes der Europäischen Kommision für Sicherheit im Steinkohlebergbau [8] genügen und

werden von der deutschen Bergaufsichtsbehörde geprüft und freigegeben.

6 2.1 HYDRAULIKFLÜSSIGKEITEN

L Hydraullkflüsslgkellen I

mineralöl basisch biologisch abbaubar IschwerenHlammbarJ

I-H I- HL

t HETG (Rapsöl) HEPG wBsserhaltlge wB.serfre!e, synthetische

I- HLP/D HEES FlüsslgkeHen Flüssigkeiten I- HVLP/D

tHFC HFD

c.. sonstige HFB HFA

HFAs ~HFAE Wasserverdicker Mikroemulsionen

... Bild 2.2: Emtellung der Hydrauhkflusslgk.elten

Tabelle I! 1; Einsatzgebiete schwerentflammbarer Hydraulikflüssigkeiten

Bergbau Industrie Kraftwerke

HFA hydraulischer Grubenausbau hydraulische Pressen, z.B. Ka- -(Hydraulikstempel) rosseriepressen, Fertigungsein-

richtungen, Chemieanlagen

HFB wird, außer in Großbritannien, kaum verwendet

HFC offene Hydraulikkreisläufe Druckmaschinen, Warmarbeits- -

< 50 kW, hydrostatische An- maschinen, z.B. für Spritz- und

triebe Druckgußmaschinen

HFD geschlossene Hydraulik- Druckmaschinen, Warrnarbeits- Gasturbinen-

kreisläufe <500 kW, hydro- maschinen Regel- und-

statische Kupplungen Schmiersysteme

HFA-Hydraulikflüssigkeiten sind Öl-in-Wasser-Emulsionen bzw. Lösungen mit maximal

20 % brennbaren Anteil. Innerhalb der Gruppe der HFA-Hydraulikflüssigkeiten gibt es vier

verschiedene Flüssigkeitstypen, die im weiteren beschrieben werden:

• HFAE-Hydraulikflüssigkeiten sind Öl-in-Wasser-Emulsionen, die normalerweise

zwischen 1 % und 5 % Mineralöl enthalten, das mit Hilfe von Emulgatoren im Wasser

verteilt wird. Der Durchmesser der Öltröpfchen liegt im Bereich zwischen 40 und 250 11m.

l

2 STAND DER TEcHNIK 7

HFAE-Flüssigkeiten haben schlechte Schmierungseigenschaften und weisen eine geringe

Stabilität auf, insbesondere bei hartem Wassef kommt es zu Entmischungen.

• Die HFAsaHydraulikßüssigkeiten sind wässrige Lösungen, die aus einem Konzentrat

und Wasser angemischt werden. Synthetische HF As• Konzentrate stellen niedrige An­

forderungen an das zuzumischende Wasser. Die wichtigsten Additive, die hier Verwen­

dung finden, sind synthetische Schmierstoffe. HFAs-Flüssigkeiten sind beständig gegen mikrobiologische Zerstörung und erreichen einen geringfügig besseren Verschleißschutz als HFAE-Flüssigkeiten.

• Mikroemulsionen sind HFA-Fluide, die aus einem Konzentrat durch Anmischen mit

Wasser hergestellt werden. Die fein verteilten Konzentrattröpfchen haben einen Durch­

messer, der zwischen 2 und 25 f1I11liegt.

• Die sogenannten Wasserverdicker, auch als verdickte HFA-Fluide bezeichnet, sind hoch­

viskose Polymerlösungen, deren lange Molekülketten eine mechanische Matrix bilden, die

die freie Beweglichkeit der Wassennoleküle behindert. Dadurch haben solche Flüssig­

keiten bei Betriebstemperatur eine Viskosität, die im Bereich von Mineralöl liegt. Die

Schwierigkeit besteht bei diesen Produkten zur Zeit noch darin, ausreichenden Ver­

schleißschutz zusanunen mit hoher Scherstabilität zu erreichen, da sich Additive, die diese

Eigenschaften bewirken, gegenseitig negativ beeinflussen.

Häufig finden sich in obengenannten HFA-Flüssigkeiten synthetische und biologische Ester.

Kritisch ist dabei die hydrolytische Deständigkeit von Ester zu sehen. In Anwesenheit von

Wasser kann eine Hydrolyse stattfinden, d.h. eine Spaltung in Alkohol und Säure. Die Säure

kann wiederum Korrosion verursachen [10].

HFB-Flüssigkeiten sind Wasser-in-ÖI-Emulsionen, die im allgemeinen aus 40 % Wasser

bestehen. Die übrigen 60 % setzen sich aus Öl, Emulgatoren und anderen Additiven zu­

sammen. Wasser-in-ÖI-Emulsionen kommen vorwiegend in Großbritannien zum Einsatz. In

anderen Industrieländem haben sie nur wenig Bedeutung.

HFC-F1üssigkeiten sind Wasser-Glykol-Lösungen, die einen Wasseranteil von ca. 40 % aufweisen. Sie gehören normalerweise der Viskositätsklasse ISO VG 46 an. Dadurch können

HFC-Flüssigkeiten Mineralöl ersetzen, ohne daß Rohrquerschnitte, Pumpen, Ventile, Kolben

u.a. verändert werden müssen. Es besteht jedoch teilweise die Gefahr der Unverträglichkeit

mit Dichtungsmaterialien und Lacken.

HFD-Flüssigkeiten sind~synthetische, wasserfreie Druckflüssigkeiten, die dem tribologischen

Verhalten von Mineralöl am nächsten kommen. Aufgrund erheblicher ökologischer Nachteile

finden sie nur Einsatz in einigen Leistungsantrieben, bei denen ein erhöhter Schutz des

Wartungs- und Bedienungspersonals und Maßnahmen gegen Flüssigkeitsverluste vorzusehen

sind [9].

8 2.2 WASSER ALS VERUNREINIGUNG IM SCHMIERSTOFF

2.2 Wasser als Verunreinigwlg im Schmierstoff

Wasser ist bekannt als einer der gefahrlichsten Verunreinigungen im Schmieröl [11, 12}. In

Bild 2.4 sind verschiedene Lebensdaueruntersuchungen an Wälzkontakten zusammengestellt. Darin wird deutlich, daß bereits geringe Mengen Wasser zu einer stark verringerten Wälz­

lagerlebensdauer führen.

t 100

%

75 ~

m ~ ~

" 0 50 c m .c ~ m

25 ~ g m ~

0 0,01 0,1 1

Wassergehalt im Schmierstoff • % 10

Bild 2.4:

Auswirkung ge­

ringer Wasser­

anteile auf die

Lebensdauer von

Wälzkontakten,

zusammengestellt nach [13 bis 20]

Mit einer geeigneten Additivierung der wasserhaltigen Flüssigkeiten wird der schädigende Einfluß in geringem Ausmaß beeinflußbar [14, 21. 22, 23].

2.3 Wälzlager in wasserhaitigen Hydraulikflüssigkeiten

Es stellen ~ich bei schwerentflammbaren Flüssigkeiten, die ihre Schwerentflammbarkeit

durch einen hohen Wassergehalt erzielen, verringerte Lebensdauem der Wälzlager ein.

Erste Untersuchungen zur Einsetzbarkeit von HFC-Hydraulikflüssigkeiten wurden 1956 auf

Schiffen durchgeführt. Dabei erreichten die Wälzlager nur 4 % der nominellen Lebensdauer

{24]. Die ersten HFC-Flüssigkeiten für den Bergbau kamen ca. 1958 zum Einsatz. Dabei

wurden zunächst die Drucköle durch HFC-Flüssigkeiten gleicher Viskosität ausgetauscht. Bei

diesem Ersatz traten ebenfalls verfrtihte Wälzlagerschäden auf [25, 26, 27]. Ähnliche Ergeb­

nisse verschiedener Lebensdauerversuche sind im folgenden aufgeführt:

• Kugellager in verschiedenen HFC-Flüssigkeiten erreichten 4 % bis 8 % der nominellen

Lebensdauer [28, 29).

• Kegelrollenlager in HFC-Flüssigkeiten fielen im Vergleich zu Mineralöl nach 14 % bis

24 % der Lebensdauer aus [30].

1

I 2 STAND DER TECHNIK 9

• Wälzlager in Zahnradpumpen für hydrostatische Antriebe erreichten in HFB-Emulsionen weniger als 25 % der üblichen Lebensdauer. In HFA-Hydraulikflüssigkeiten war ca. 5 %

der üblichen Lebensdauer zu verzeichnen und in HFC-Flüssigkeiten überstanden die Lager

nicht einmal 2 % der Lebensdauer [31].

• In dem FV A-Forschungsvorhaben 73fI zeigten verschiedene Lager in HFA-Flüssigkeiten

Lebensdauern von 0,7 % bis 5 % der nominellen Lebensdauer [32, 33].

An den Wälzlagern wurden verschiedene Verschleißfonnen, wie Hochglanzpolitur, Riffel­

bildung, Lochfraß, Oberflächenkorrosion und lackartige Deckschichten festgestellt. Bei einem

Teil der Versuche war ein lnftzutritt bei der Umlaufschmierung gegeben. In den in der Praxis

eingesetzten Hydraulikpumpen besteht jedoch keine Möglichkeit des Luftzutrittes.

Um die Lebensdauer der Wälzlager in wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten zu erhöhen,

wurden bisher einige konstruktive Maßnalunen erarbeitet I34 bis 38]. Diese konstruktiven

Maßnahmen verlangen entweder eine Entlastung bzw. Überdimensionierung der Wälzlager

oder abgedichtete Lager mit einer Lebensdauerschmienmg. Andererseits werden auch Wege

zur Verbesserung der Wälzlagerlebensdauer in der Additivierung der wasserhaltigen Hydrau­

likflüssigkeiten gesucht [39].

Es sind aber bisher kaum Erkenntnisse über die Schadensmechanismen vorhanden, die in

wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten zu verfriihten Wälzlagerschäden führen. Noch weniger

Erkenntnisse liegen vor über das Betriebsverhalten korrosionsanner Wälzlager in wasserhalti­gen Hydraulildlüssigkeiten. Grunde hierfür liegen in der Schwierigkeit in der Übertragbarkeit

von Kurzzeitversuchen auf das System Wälzlager:

• Kurzzeitversuche, z.B. im Vierkugelapparat, sind oftmals nicht auf Wälzlager übertragbar,

weil im Wälzlager spezifische Betriebsbedingungen vorliegen.

• Es müssen Synergieffekte von mechanischer Belastung und korrosiven Beanspruchung

berücksichtigt werden. Die Korrosionsgeschwindigkeit wird durch eine mechanische

Beanspruchung erhöht und die Werkstoffermüdung wird durch einen korrosiven Angriff

beschleunigt.

• Die Korrosion und die Ennüdung sind zeitabhängige Schadensmechanismen. Bei der

Korrosion handelt es sich um eine kontinuierlich zunehmende Schädigung. Bei der

Ennüdung ist der Zeitraum von der Schadensidentifikation bis zum Totalschaden kurz im

Vergleich zur Versuchsdauer.

• Vergleichbare Betriebsbedingungen filr Axialkolbenpumpen verlangen z.B., daß Wälz­

lager unter Luftabschluß, d.h. unter der Flüssigkeitsoberfläche, betrieben werden.

• Der Einsatz von metallographischen Untersuchungsverfahren setzt eine SchadensfrUh­

erkennung voraus. Zu einem späteren Zeitpunkt, wie in Bild 1.2 dargestellt, ist das Auf­

finden der Schadensursache kaum noch möglich.

\0 3.1 HERTZSCHER KONTAKT

3 Theoretische Untersuchungen

Die Lebensdauer eines Wälzlagers wird bei normalen Beriebsbedingungen durch die Ermü­

dung des Werkstoffes begrenzt. Nonnale Betriebsbedingungen stellen sich bei Wälzlagern aus Standardstählen ein, die mit einem geeigneten Schmierstoff bei ausreichender Schmier­

stoffmenge bei nonnaler Sauberkeit betrieben werden. Die nominelle Lebensdauer eines Wälzlagers wird mit der Lagerbelastung und den Tragzahlen berechenbar. Die Tragzahlen sind u.a. aus der HERTZSchen Pressung abgeleitet worden und in den Wälzlagerkatalogen

tabelliert. Zur BerüCksichtigung des Schmierungszustandes fließen Schmierstoffkennwerte in die Berechnung ein. Ein Hauptbestandteil dieses erweiterten Berechnungsverfahrens ist die EHD-Theorie. In verallgemeinerter Fonn ist dieses Verfahren in der modifIZierten nominellen

Lebensdauerberechnung berücksichtigt [40, 41]. Die Werkstoffe gehen in diesem Berech­

nungsverfahren mit ihren mechanischen Kennwerten ein. Der Konstrukteur hat damit ein

praktikables Werkzeug für die Lebensdauerabschätzung eines Wälzlagers. Das Bild 3.1 beschreibt vereinfachend die Einflüsse auf die Wälzlagerlebensdauer .

Belastung

Werkstoff­festigkeit Korrosion

Schmierstoff

HERlZ'sche f---~ EHD-Th"orie for' Pressung

Bild 3.1: Vereinfachtes Modell der Wälzlagerlebensdauer

Wenn jedoch wasserhaltige Hydraulikflüssigkeiten als Schmierstoff zum Einsatz kommen,

müssen auch korrosive Einflüsse in der Berechnung der Wälzlagerlebensdauer berücksichtigt

werden. Im folgenden werden die klassischen Berechnungsverfahren vorgestellt, um zu

überprüfen, ob eine Übertragbarkeit auf wasserhaltige Hydraulikflüssigkeiten möglich ist.

Dabei sind das Korrosionsverhalten und die Ausfall- und Schadensmechanismen unter

Wälzbeanspruchung von besonderem Interesse.

3 THEORETISCHE UNTERSUCHUNGEN 11

3.1 HERTZseher Kontakt

Aus der HERTZsehen Theorie ergibt sich die Verteilung der Normalspannungen in der

Berührfläche. Daraus kann der ebene Spannungsverlauf unter der Oberfläche errechnet

werden, wie er in Bild 3.2 für die Druckflächenmitte dargestellt ist.

° 1 Ir I

\ /f~~/ 0,47 a /1'

Omax amax 'Omax

I r Omax /

10max '--- -, V 0,3 O"max= po

1 / Jaz

I a max

I

2a •

z 2

z a

Bild 3.2: Hauptnormal- und Hauptschubspannungen unter einem HER'IZschen Kontakt

zwischen Kugel und Ebene nach [42]

Die Spannungen sind auf die maximale Spannung oma>:: an der Oberfläche bezogen. Diese

Maximalspannung ist gleich der maximalen HERTZsehen Normalspannung Po' Die Spannung

Oy klingt mit zunehmender Tiefe rascher ab als die Spannung 0Z' Es errechnet sich nach der

Hauptschubspannungshypothese die Hauptschubspannung mit T = (oz - Oy) I 2. Für einen

Punktkontakt ergibt sich die maximale Hauptschubspannung t max : 0,31· 0max in der Tiefe z

:::: 0,47·a. Für eine Linienberüluung wird die maximale Hauptschubspannung t max ;:;: 0,30·omax

in der Tiefe z: O,78·b erreicht (b: halbe Breite der Kontaktfläche). Der Richtungsvektor der

maximalen Schubspannung schließt mit der z-Achse einen Winkel von 45° ein [3]. Anders

verhält es sich mit der Orthogonalschubspru,.nung "t"yz. die orthogonal zur äußeren Belastung,

12 3.2 LEBENSDAUERTHEORIEFÜR WÄLZKONTAKTE

also parallel zur y-Achse steht (Bild 3.3). Beim Üherrollvorgang hat '" in dem Gebiet vor der z-Achse die gleiche Richtung wie die Rollbewegung; auf der z-Achse ist 't'yx Null und im Gebiet hinter der z-Achse ist 't"yz; der Rollbewegung entgegengesetzt. Es handelt sich also um eine Wechselschubspannung. Bei Punktkontakten betragen die Extremwerte "t yx max ::; ±

O,21S.omu

in der Tiefe z = O,35·a und bei Linienkontakten wird 't'yx m",,::; ± O,2S·omax in der

Tiefe z ~ 0,5·b erreicht [43J.

t 0,3

"I ! 0,2 ... b

g> :J c: c: <11 C.

'" .0 :J

0,1

° "§ -0,1 (ij c: o g> -0,2

€ o N -0,3

't"yzlamax in Abhängigkeit von ylb für z = 0,5 b

... '\

1\ \

7

-2,0 -1,0

I 11

J /

11

/ J

°

\ \

\.

1,0 2,0

Bild 3.3:

Schubspannung unter der Oberfläche bei einem Linien­kontakt nach der Orthogonal­

schubspannungshypothese

nach [43J

Q) .0 bez. Abstand zur Kontaktmille Je

b •

0,50 IrJ=; - r

0,78

/ nach Wechselschub-spannungshypothese

Omax

0,50

r '---- nach Haupt-

schubspannungs-z hypothese b

Bild 3.4:

Schubspannungen nach der Hauptschubspan­Dungs- und Wechsel­

schubspannungshypo­these bei Linienkontak­

ten nach [44 J

1

1 3 THEORETISCHE UNTERSUCHUNGEN 13

Aus den Einzelspannungen kann mit verschiedenen Vergleichsspannungshypothesen ein Maß

für die Werkstoffbeanspruchung ennittelt werden (Bild 3.4). Neben den in Bild 3.4 genannten

Hauptschubspannungs· und Wechselschubspannungshypothesen wird auch die Gestalt­

änderungsenergiehypothese (GEH) zur Ermittlung der Tiefe und der Größe der maximalen

Belastung unter einem Wälzkontakt verwendet (siehe Bild 3.9). Die Höhe der maximalen

Belastung und die Anzahl der Lastwechsel begrenzen die Lebensdauer eines Wälzkontaktes.

3,2 Lebensdauertheorie für WäIzkontakte

Um die Lebensdauer von Wälzkontakten berechenbar zu machen, haben LUNDBERG und

PALMGREN [45, 46] eine Lebensdauertheorie aufgestellt, die auf der Ermüdung des Werk­

stoffes im Bereich der maximalen Orthogonalschubspannung beruht. In dieser Theorie wird

die Überlebenswahrscheinlichkeit eines Volumenelementes in Abhängigkeit von der Anzahl

der Überrollungen berechnet:

In

mit

1

SeN)

"t'C 'N e o

h Zo

v

SeN) Überlebenswahrscheinlichkeit,

1"0 maximale Orthogonalschubspannung unter der Oberlläche,

N Anzahl der Überrollungen bzw. Lastwechsel eines Punktes der Laufbahn,

V Volumen entsprechend der Spannungskonzentration,

Zo Tiefe der maximale Orthogonalschubspannung unter der Oberfläche,

c, h experimentell bestimmte Exponenten und

(3.1)

e Maßzahl der Lebensdauerstreuung, die experimentell ermittelte Weibullsteigung.

Im Falle der Punktberiihrung (Kugellager) wird angenommen, daß das für die Spannungskon­

zentration nach Gleichung (3.1) stellvertretende Volumen Vproportional zur Länge der Achse

der Berührungsellipse 2a, dem Umfang der Laufbahn I und der Tiefe Zo unter der Oberfläche

ist [47].

V-a'z '/ o (3.2)

Bei einer Linienberührung wird für 2a das 1 ,5fache der effektiven Rollenlänge angenommen.

14 3.3 BERECHNUNG DER NOMINELLEN W ÄLZLAGERLEBENSDAUER

3.3 Berechnung der nominellen Wälzlagerlebcusdauer

In Verbindung mit umfangreichen Lebensdauerversuchen wurde aus der Lebensdauertheorie

von LUNDBERG und PALMGREN [45. 46] die Berechnung'gleichung (3.3) f1ir die nominelle Lebensdauer aufgestellt.

L = (CIP)P 10 nom (3.3)

mit

LlOnoln nominelle Lebensdauer in Millionen Umdrehungen, die von 90 % einer genügend

großen Menge gleicher Lager erreicht oder überschritten wird, bevor die ersten

Anzeichen einer Werkstoffermtidung auftreten,

C dynamische Tragzahl eines Lagers in N,

P äquivalente Lagerbelastung in N,

p Leben,dauerexponent (p = 3 für Punktkontakt, p =10/3 für Linienkontakt).

Der Lebensdauerexponent p berücksichtigt unterschiedliche Spannungszustände bei Punkt­

und Unienberuhrung. Wälzlager gelten bei einem Belastungsverhältnis CIP unter 6 als hoch

belastet, zwischen 6 und 15 als mittel und bei Werten über 15 als niedrig belastet

Die Grundlagen zur Berechnung der dynamischen Tragzahl C sind in dem technischen

Bericht [47] als ergänzende Hintergrundinformation zur DIN/ISO 281 hergeleitet.

Seit 60 Jahren werden Wälzlager in erster Linie nach diesem Verfahren zur Bereclmung der

nominellen Lebensdauerberechnung ausgewählt Mit Hilfe dieser Lebensdauerberechnung

können nur standardmäßige Betriebszustände erlaßt werden. Veränderte Betriebsbedingungen

durch andere Schmierstoffe, höhere Temperaturen oder Verunreinigungen führen zu ver­

änderten Schmierungszuständen und können in einem modifizierten Verfahren berücksichtigt

werden.

3.4 SChmierungszustände im Wälzkontakt

Das Tribosystem "Wälzlager" ist gekennzeichnet durch hochbelastete Wälzkontakte und im

Normalfall nur gering belastete Gleitkontakte. Bei mineralölgeschmierten Lagern hängt die

Gebrauchsdauer von Ermüdungsvorgängen und auch von Verschleißvorgängen bei Misch­

reibung ab.

1

1 3 THEORETISCHE UNTERSUCHUNGEN

t _~~~~~~~~JJF~IU~-S~S~i9~k~e~it~sr~e~ib~u~n~g~~~~~~~ :l EHO-Schmlerung (Vollständige Trennung der Wälzflächen) -c .,

E o E .0

" a:

Drehzahl n •

Bild 3,5: Das Verhalten des Reibmomentes bei verschiedenen Schmierungszuständen

15

In Abhängigkeit vom Schmierstoff, der Mikro- und Makrogeometrie der Berührungsflächen

und den Bewegungsverhältnissen stellen sich ähnlich der STRIBECK-Kurve (siehe Bild 3.5)

verschiedene Zustände ein. Es werden in den Kontaktflächen drei Reibzustände unterschie­

den:

Bei der Festkörperreibung treten die Oberflächen in einen metallischen Kontakt. Durch die

Festkörperreibung kommt es zu erhöhtem Verschleiß.

Der Bereich der Mischreibung ist gekennzeichnet durch teilweise metallische Berührung.

Die Normalkräfte werden durch den Schmierstoff und einzelne Festkörperkontakte über­

tragen. Dabei erfolgt ein Einlaufen der Flächen gegeneinander.

Die elastohydrodynamische Schmierung (ERD-Schmierung) führt zu einer vollständigen

Trennung der Oberflächen. Der Betrieb ist verschleißfrei. Der Reibungswiderstand besteht in

diesem Fall nur aus dem Scherwiderstand benachbarter Flüssigkeitsschichten, der Flüssig­

keitsreibung.

Elastohydmdynamjscber Schmierfilm

Die elastohydrodynamische Schmiertheorie befaßt sich mit der Ausbildung des Schmierfilms

in hochbelasteten Wälzkontakten, die mit hoher Geschwindigkeit aufeinander abrollen. In

Bild 3.6 sind schematisch der Schmierfilm und die Druckverteilung dargestellt, die sich

zwischen zwei Wälzpartnem unter elastohydrodynamischen Bedingungen einstellen.

Unter der Belastung verfonnen sich die Wälzpartner und bilden einen Schmierspalt, in den

16 3.4 SCHMIERUNGSZUSTÄNDE IM WÄlZKONTAKT

der an der Oberfläche haftende Schmierstoff hineingefördert wird. Durch den hohen Druck im Spalt wächst die Viskosität des Schmierstoffes stark an, so daß sich bei entsprechender hydrodynamisch wirksamen Geschwindigkeit ein tragender Schmierfilm aufbaut {43].

Auslaufseite Einlaufseite

der Rolle

~~t~J[SChmiertilmhÖhe ho

L Verformung der Laufbahn

EH D-Druc',vert.eilUing I \.L-~HER1·Zsche Druckverteilung

2b nach HERTZ

Bild 3.6: Elastohydrodynamischer Schmierfilm und Druckverteilung bei einem Linien­

kontakt nach [43]

Die am häufigsten angewandte Gleichung zur Ermittlung der Schmierfilmhöhe bei

Linienkontakten ist die von DOWSON [4] formulierte Beziehung:

H= G .,54 . u·"·

2,65 ' ~----,-'=-­W·,13

Die dimensionslosen EHD-Kenngrößen sind wie folgt definiert:

H Filmhöhenparameter, H=hmi.1 R

G Werkstoffparameter, G= a; 'E'

U Geschwindigkeilsparameter, U = '1. 'U I(E" R)

W Belastungsparameter, W~ w I (E" R)

(3.4)

(3.5)

(3.6)

(3.7)

(3.8)

,

1 3 THEORETISCHE UNTERSUCHUNGEN

mit

hmin theoretische minimale EHD-Schmierfilmhöhe in ru,

R reduzierter Krürrunungsradius der Kontaktkörper in m, l/R= l/r} + 1/r2

a Druck-Viskositäts-Koeffizient in m2/N,

E' reduzierter Elastizitätsmodul in N/m2,

E' = 2 , , l-u l-u I , --+--

EI E,

1"]0 dynamische Viskosität beim Druck von 1 bar in Ns/m2,

u hydrodynamisch wirksame Geschwindigkeit in mls,

w

n . TI u =

120

D [1- (~)']

Dpw ·D pw

Linienbelastung in N/m, w =Qlls

Q Nonnalkraft zwischen Wälzkörper und Laufbahn in N,

15

Spaltlänge in Richtung der Zylinderachsen in rn.

17

(3.9)

(3.10)

(3.11)

(3.12)

Durch Einsetzen erhält man folgende Gleichung für Berechnung der theoretischen minimalen

EHD-Schmierfilmhöhe:

hmm

= 2,65 . ,,0,54 • 'l~,7 • E'-0,03 • R 0,43 • U 0,70 • W -0,13 (3.13)

mit experimentell ermittelter Umrechnung auf die zentrale Schrnierfilmhöhe ho in In,

ho = 1,23 ... 1,39 hmm (3.14)

In Bild 3.7 ist zu erkennen, daß die Filmhöhe hauptsächlich von den physikalischen

Eigenschaften des Schmiermittels, der hydrodynamisch wirksamen Geschwindigkeit und dem

reduzierten Krümmungsradius bestimmt wird. Lastparameter und Elastizitätsmodul wirken

sich nur wenig aus. Während z.B. eine Verdopplung der Drehzahl die Filmhöhe um etwa 62

% steigert, verringert sie sich beim Verdoppeln der Last nur um ca. 9 %. In Wälzkontakte

erreichen Filmhöhen von 0,05 bis 5 )..lIIl.

In den Gleichungen (3.4), (3.13) und (3.14) wird die Schmierfilmdicke für Linienberührung

angegeben. Bei Punktberührung muß das seitliche Abfließen des Schmierstoffes aus dem

Schmierspalt berücksichtigt werden.

18 3.4 SCHMIERUNGSZUSTÄNDE IM WÄLZKONTAKT

80

1 %

60

~ m 40 ~.>< 'tl .9

~%

00" cE ~-(j;'t 20 "m c'E 'l'!.c

20

m u 0 >Ul

-20

~%

~o

2Q. 2E' 2 R'

-2 %

~%

2u 2 w

LJ -9 %

Bild 3.7:

EHD-Schmier­

filmdickenver­

änderung durch

Verdopplung der Parameter

Die spezifische Filmdicke 6. gibt das Verhältnis der berechneten Schmierfilmhöhe zum

Summenrauhigkeitswert 0 der sich berührenden Oberflächen an. Damit kann beurteilt

werden, ob eine Oberflächentrennung vorliegt [49]:

(3.15)

mit

Ä spezifische Filrnhöhe,

hmin

theoretische minimale EHD-Schmierfilmhöhe,

o Summenrauhigkeitswert.

Die Berechnung des Summenrauhigkeitswertes (J erfolgt nach

o = IR 2 + R 2 V ql q2 (3.16)

mit Rq

/. Rq2

als quadratische Mittelrauhwerte der beiden Oberflächen.

Bei der Verwendung von Mineralöl mit einer ausreichenden Betriebsölviskosität stellt sich

mit einer spezifischen Filmhöhe II > 2 eine Oberflächentrennung ein. Bei solchen Betriebs­

bedingungen wird die Lebensdauer durch die Werkstoffennüdung bestimmt.

3.4,2 Mischreibung im Wälzkontakt

Unter EHD-Bedingungen werden geringe Tangentialkräfte an der Oberfläche übertragen. Für

!1 < 2 steigt die Reibung durch die Festkörperkontakte an. Entsprechend der in Bild 3.8

dargestellten Gleitanteile werden Tangentialkräfte in die Laufbahnoberfläche eingebracht.

1 3 THEORETISCHE UNfERSUCHUNGEN 19

Bild 3.8:

Gleitanteile in einem elliptischen Wälzkontakt eines Rillenkugellagers

nach [SOl

Diese Tangentialkräfte verändern die Spannungen unter der Oberfläche. Bild 3.9 veranschau­

licht diesen Sachverhalt für verschiedene Reibungskoeffizienten bis ~ = 0,4. Mit steigenden

Reibkoeffizienten werden die Tangentialspannungen höher .

•

o 0,2 0,4 0,6 0,8 1 o

1----+ ,,=~ \. "~0,25 0,5 ,,=0,05 rj,,=0,30

111-,,=0,40

'" I'" 1,0 l 1,5 f---+----+~

2,0 ~-+--#-~--~~

2,5 f--+-I--+--.....j.--+---I

Q

2b _.~+--t---

t' Jl a

z

Bi1d 3.9: Mittlere Vergleichsspannungen unter der Oberfläche bei tangentialen Schub­

spannungen an der Oberfläche nach der GEH bei einer LinienbefÜluung nach ISO]

20 3.4 SCHMIERUNGSZUSTÄNDE IM W ÄLZKONT AKT

Dies hat zur Folge, daß die Werkstoffanstrengung wächst und das Maximum der Anstrengung in Richtung der Oberfläche wandert. Mit Zunahme der Werkstoftbe1astung an der Oberfläche

führen dort die Werkstoffermüdung und ein abrasiver oder adhäsiver Verschleiß zur Schädi­

gung. Eine Schadensentwicklung beginnt mit einer Aufrauhung der Oberfläche, sog. Mikro­

pittings und Graufleckigkeit.

Solange das Beanspruchungsmaximum unter der Oberfache liegt, wird die Wälzpaarung auch

bei Mischreibung durch Werkstoffermüdung ausfallen [51].

3,5 Modifizierte nominelle Lebensdauer von Wälzlagm!

In der nominellen Lebensdauerberechnung wird eine Lebensdauerabschätzung für Stan­

dardbedingungen durchgeführt. Bei davon abweichenden Betriebsbedingungen, wie z.B. dem Betrieb im Bereich der Mischreibung, wird die Berechnung der modifizierten nominellen

Lebensdauerberechnung durchgeführt. Die Gleichung (3.17) nach DIN 281 [52) basiert auf

umfangreichen experimentellen Untersuchungen von [53, 54, 55, 56, 57]. Die Beiwerte

berücksichtigen die tribologischen Einflüsse, wie Vikosität und Schroierstoffmenge, sowie

Sauberkeit und Werkstoffqualität.

(3.17)

mit

4.a Modifizierte nominelle Lebensdauer in Millionen Umdrehungen,

a l Lebensdauerbeiwert für Erlebenswahrscheinlichkeiten,

a2 Lebensdauerbeiwert flir besondere Lagerausführungen und Werkstoffeinfluß,

(für den Standardwerkstoff 100 Cr 6 ist a, = 1)

a3 Lebensdauerbeiwert für besondere Betriebsbedingungen (Schmierungszustände),

a23 Oftmals wird ~3 als Produkt von a2 • a3 verwendet.

Zunächst wird die Sollviskosität v I mittels der EHD-Theorie berechnet oder vereinfacht aus

dem Nomogramm in Bild 3.8 abgeschätzt. Aus dem Quotient von Betriebssviskosität v und

Sollviskosität v I ergibt sich das Viskositätsverhältnis K.

In Bild 3.9 kann aus dem Viskositätsverhältnis K der Lebensdauerbeiwert a3 bestimmt werden.

Die durchgezogene Linie gilt für normale Bedingungen (normale Sauberkeit).

1

1 3 THEORETISCHE UNTERSUCHUNGEN 21

-'cu -(J)

o -" (J)

> o

CI)

t (') ca t:: Ol ~ Ol .0 ~

Ol :::J ca '0 (/J

C Ol .0 Ol -I

10 k-4~"'::

BUd 3.8:

Sollviskosität bei Betriebstemperatur

in Abhängigkeit

von der Drehzahl und dem mittleren Lagerdurchmesser nach DINIISO 281

[52J (Beiblatt) und

GFf-Arbeitsblatt

[58J

mittlerer Lagerdurchmesser dm •

10,0 r--,---,----,------,.---,------.,

5,0

2,0

1,0

0,5

0,2

0,1

Bild 3.9:

a3 Lebensdauerbeiwert nach DINIIS028I [52J

(Beiblatt) und GFf-Ar­

beitsblatt [58J

0,1 0,2 0,5 1,0 2,0 5,0 10,0

Viskositätsverhältnis K = v/v 1 ..

22 3.6 ÜBERTRAGBARKEIT AUF WASSERHAL TIGE HYDRAULIKFLÜSSIGKEITEN

Der Lebensdauerbeiwert ~ berücksichtigt, daß sich die Lebensdauer entgegengesetzt zur

Sclunierfilmhöhe verhält. Ein Viskositätsverhältnis lC = 4 bedeutet bei einer hohen Sauberkeit

des Sclunierstoffes eine voll trennende EHD-Scbmierung. Dies kann bei geringer Belastung zu einem dauerfesten Verhalten führen. Bei höheren Belastungen und/oder normaler Sauber­

keit treten Ermüdungsschäden auf. Im Bereich der Mischreibung. insbesondere bei K < 0,4,

wird die Festkörperreibung die maßgebende Beanspruchungsgröße. Die Folge ist ein ver­

stärkter Oberflächenverschleiß und eine Ermüdung der oberflächennahen Schicht.

3.6 Übertragbarkeit auf wasserbaItigti(ydraulikfliissigkeiten

Im folgenden wird geklärt, ob die oben dargestellten Lebensdauertheorien und Berechnungs­

modelle auf Wälzlager in wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten übertragbar sind. Dies

geschieht in einem Vergleich von Mineralöl und wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten unter

dem Aspekt des Schmierungsverhaltens und der Schädigungsmechanismen.

Neben der Werkstoffermüdung bei ERD-Schmierung und dem Verschleißverhalten bei

Mischreibung können bei wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten weitere Schädigungsmecha­

nismen erwartet werden. Hierbei gewinnt das Korrosionsverhalten der Wälzlagerstähle bzw.

der Oberflächenbeschichtungen an Bedeutung.

3,6.1 Viskosität von wasserbaltigen Hydraulikflüssigkeiten

Der Aufbau eines Schmierfilmes im Wälzkontakt ist nur bei einer ausreichenden Schmier­

stoffviskosität erreichbar. Die Viskosität des Schmierstoffes im Wälzkontakt wird von der

Viskosität 110 und dem Druck- und Temperaturverhalten bestimmt. Hierin zeigen Mineralöle

und wasserhaltige Hydraulikflüssigkeiten erhebliche Unterschiede.

Viskosjtäts-Temperatur-Verhalten von HydraulikflüsslgkeUen

In Bild 3.10 ist die Viskositäts-Temperaturabhängigkeit verschiedener Hydraulikflüssigkeiten

dargestellt.

Es ist deutlich erkennbar, daß die Viskosität von Wasser und auch von HFA-Aüssigkeiten ein

vielfaches niedriger ist als die von Mineralöl. HFD- und HFC-Aüssigkeiten erreichen Visko­

sitäten wie Mineralöl.

3 THEORETISCHE UNTIRSUCHUNGEN

10000

l 1000 ;>

-'etl 100 .'!: In 0 ~ In

:> 10 CD .s:: (J In

~ 1 E CD c

::2 0,1 0

Temperatur t .. Yiskositäts-Druckabhängigkeit von ßydraulikflüssjgkeiten

23

Bild 3,10;

Viskositäts-T emperatur­abhängigkeit verschiedener Flüssigkeiten bei Uroge­

bungsdruck nach [4J

Mit zunehmenden Druck steigt die Viskosität von mineralischen und synthetischen Schmier­

ölen exponentiell an. Durch diesen Effekt wird die Ausbildung einer ausreichenden Schmier­

filmhöhe in hochbelasteten Wälzkontakten überhaupt erst möglich. In der ERD-Theorie und

bestätigt durch experimentelle Untersuchungen besteht die in Gleichung (3.18) beschriebene

Abhängigkeit der Schmierfilmhöhe von dem Druck-Viskositäts-Exponenten a [59,60].

(3.18)

mit

hmin theoretische minimale EHD-Schmierfilmhöhe in m,

110 dynamische Viskosität bei Atmosphärendruck in Ns/m2,

a Druck-Viskosität-Koeffizient in m2/N.

Für verschiedene Schmierstoffe ist der Druck-Viskositäts-Koeffizient in Bild 3.11 dargestellt.

Die für paraffinbasisches Mineralöl in Bild 3.11 angegebenen Werte stellen die Basis für das

a,·Diagramm (Bild 3.9) dar [58J. Additivierte Mineralöle zeigen ,,-Werte zwischen den für paraffin- und naphtenbasischen Mineralöl gemessenen Werten. Für HFD-Hydraulikflüssig­

keiten können die Druck-Viskositäts-KoeffIzienten bei den Fluorkohlenwasserstoffen

abgelesen werden.

i .. ~

24

t 5,0

" 2 c: 10.8 .!!L " N ~ ~

1 :> i 2 o

3,0

2,0

1,0

3.6 ÜBERTRAGBARKEIT AUFWASSERHALTIGE HYDRAULIKFLÜSSIGKEITEN

1

a • naphtenbaslsches Mineralöl b • paraffinbasisches Mineralöl h e - DIester 9 _ Triarylphosphatester h - Fluorchlorkohlenwasserstoff ; • Polyglykol k,l- Silikone

• , b

2 3 4 S 810 20 3040 60 60100 mr2 300

Kinematische Viskosität v -

Bild 3.11: Druck-Viskositäts-Koeffizient als Funktion der kinematischen Viskosität. gül­

tig für den Druckbereich von 0 bis 2000 bar nach [58, 61]

Bei den HFA-Flüssigkeiten bestirrunt das Wasser mit einem Anteil von mehr als 98 % das Viskositäts-Druck-Verhalten. Der Druck_Viskositäts-Koeffizient von Wasser liegt bei IX""

S.lO-lI m2/N. Für HFC_HydraulikflUssigkeiten, die auf Polyglykol-Flüssigkeiten mit einem

Wasseranteil von 45% basieren, ergeben sich a-Werte -= 0,3·10'8 mllN.

Die Auswirkung der Viskositäts-Druck-Abhängigkeit verschiedener Hydraulikflüssigkeiten

ist in Bild 3.12 dargestellt.

10000

1 mm2

s 1000

> -.. ~

100 0

'" '" 5' 10 Cl .<:: 0

'" ~ 1 E Cl c: s: 0,1

0 1000 2000 bar

Druckp •

Bild 3.12;

Druck-Viskositäts-Verhalten verschiedener Flüssigkeiten bei

einer Temperatur von 40°C

4000

3 THEORETISCHE UNTERSUCHUNGEN 25

Der Druck-Viskositäts-Koeffizient kann bei den oben aufgeführten homogenen Schmier­

stoffen quasistatisch mit Hilfe eines Hochdruckviskosimeters bestimmt werden. Für mehr­

phasige Flüssigkeiten, wie Z.B. HFA-HydraulikflüssigkeiteD (Öl-in-Wasser-Emulsionen mit

Tröpfchengröße ca. 1-10 ~m) geben solche Messungen jedoch keinen Aufschluß über das

Verhalten im Wälzkontakt, da die Filmhöhen im Wälzkontakt kleiner sind als die Durch­

messer der Öltröpfchen. Eine Emulsion weist folglich andere Eigenschaften auf. als sie nach

Viskositätsrnessungen der Grundflüssigkeiten erwarten lassen. Demzufolge kann bei solchen Flüssigkeiten die Filmhöhenberechnung nicht mit der ERD-Theorie erfolgen.

3.6.2 Scbmierfilmhöhen bei wasserhaltigen Hydraulikßüssigkeiten

Da sich die wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten in der Viskosität und dem physikalischen

Aufbau erheblich unterscheiden, sind entsprechende tribologische Unterschiede zu erwarten.

Tabelle 3.1; Filmhöhen wasserhaltiger Flüssigkeiten im Verhältnis zu Mineralöl nach [59]

Filmhöhe im Verhältnis zu Mineralöl bei

vergleichbarer Viskosität

Wasser in Öl HFB 25 - 30 %

Wasser-Glykol HFC 50 -70 %

Öl in Wasser HFA <25%

Es sind verschiedene Untersuchungen durchgeflihrt worden, die der Frage nachgehen, wie

sich Wasser im Wälzkontakt auf den Schmierfilmaufbau auswirkt [59, 62, 63, 64, 65].

Typische Filmhöhen wasserhaltiger Flüssigkeiten sind im Verhältnis zu Mineralöl in Tabelle

3.1 aufgeführt.

Scbmjerfilmaufbau bei HFA-und HFB HydraulikflüssigkeIten

Bei HFB-Flüssigkeiten, d.h. Wasser-in-ÖI-Emulsionen, bildet das Öl eine homogene Phase

in der Wassertröpfchen vorhanden sind. Diese Beschaffenheit kann bis zu einem Wasseranteil

von 60 % beobachtet werden. Bei einem höheren Massenanteil (Öl in Wasser-Emulsion)

bildet das Wasser eine homogene Flüssigkeit mit darin enthaltenen Öltröpfchen, siehe Bild

3.13. Bei den HFA-Flüssigkeiten handelt es sich um Öl-in-Wasser-Emulsionen. Die Öltröpf­

ehen, die oftmals größer als die Schmierspalte in Wälzlagern sind, befinden sich gleichmäßig

26 3.6 ÜBERTRAGBARKEIT AUF WASSERHALTIGE HYDRAULlKFLÜSSIGKElTEN

verteilt im Wasser.

Die Beschaffenheit einer Emulsion bestirrunt das Verhalten im Wälzkontakt und damit

Fähigkeit einen Schmierfilm aufzubauen. Filmhöhenmessungen von Öl-in-Wasser-Emulsio­

DeO (HFA-Hydraulikflüssigkeiten) in einem Wälzkontakt wurden mittels eines optischen

Interferrometers durchgefUhrt [65}. Die gemessenen Filmhöhen bleiben bis zu einem Wasser­anteil von 50 % nahezu konstant auf einem Niveau, wie sie mit reinem Öl erreicht werden, Bild 3.13. Bei einern höheren Wasseranteil kann kein EHD-Schmierfilm mehr aufgebaut

werden.

1,2

t ~m

1,0

0 .c:

0,8 ., s::; -0 s::; 0,6 Wassertröpfchen E ü: in Mineralöl

o 20 40 60 80 % 100

Wasserkonzentration ..

Bild 3.13: Filmhöhen bei Wasser-Öl-Emulsionen nach [651

Ein weiteres Phänomen zeigt sich bei niedrigen Rollgeschwindigkeiten {66, 67], siehe

Bild 3.14. Bei niedrigen Geschwindigkeiten sind auch ÖI~inWasser~Emulsionen in der Lage,

einen Schmierfilm aufzubauen. Dieser Schmierfilm erreicht die gleiche Höhe, wie er allein

von dem Öl aufgebaut würde (Bild 3.14). An der Einlaufseite des Wälzkontaktes bildet sich ein Öltropfen. Dieser Öltropfen scheint wie ein Polster vor der Einlaufzone vorhergeschoben

zu werden und den Wälzkontakt mit Öl zu versorgen, so daß ein Schmierfilm aufgebaut

werden kann. Bei höheren Geschwindigkeiten verschwindet dieser Tropfen und die Schmier~

filmhöhe nirrunt stark ab.

1

I

I , !

3 THEORETISCHE UNrnRSUCHUNGEN 27

1,0

t ~m

0,5

0,3

~ Mineralöl <I> v 40 = 20 mm2/s .<: 0,1 oe .c .s ü:

0,01 L--.J~.l-J-'-l..LlJ..J...._-L--'-...w...u..ll.l_---'-_l....J....w..u..w 0,001 0,01 0,1 rnls 1

Rollgeschwindigkeit u ..

Bild 3.14: Auswirkung des Rallgeschwindigkeit auf die Filmh5he eines WälzkonIaktes bei Wasser-Ölemulsionen nach [67]

Für Wälzlager ergeben sich in der Regel Überrollgeschwindigkeiten von weit mehr als Im/s. Aus diesem Grund kann davon ausgegangen werden, daß HFA-Flüssigkeiten nicht in der

Lage sind, einen Schmierfilm zur Trennung der Oberflächen im Wälzkontakt aufzubauen.

Schmierfilmautbau bei HFC-HydraulikOÜssigkeiten

Im Gegensatz zu HFA- und HFB-Flüssigkeiten handelt es sich bei HFC-Flüssigkeiten um eine homogene Wasser-Polyglykol-Lösung, die einen Wasseranteil von ca. 40 % aufweist. In Bild 3.15 sind Filmhöhenmessungen eines Kugel-Glasscheibe-Kontaktes in verschiedenen Aüssigkeiten dargestellt. Die Filmhöhe ist über der hydrodynamisch wirksamen Geschwin­digkeit für zwei HFC-Flüssigkeiten unterschiedlicher Zusammensetiung im Vergleich mit einern Mineralöl aufgetragen. Die HFC-Flüssigkeiten erreichen bei gleichen Versuchs­bedingungen erheblich kleinere Filrnhöhen als das Mineralöl [681. Für die verwendeten Versuchsflüssigkeiten werden die Druck-Viskositäts-Koeffizienten aMincra]öl ;:: 1,6· 10's m2/N

und a HFC = 0,2·10" m'/N angegeben. Der große Unterschied der Druck-Viskositäts-Koeffi­zienten fUhrt dazu, daß sich für HFC-Flüssigkeiten niedrigere Filrnhöhen ergeben als bei einem Mineralöl vergleichbarer Viskosität.

28 3.6 ÜBERTRAGBARKEIT AUF WASSERHALTIGE HYDRAULIKfLÜSSIGKEITEN

1 1,0

~m

~ 0,5

CD .s:: '0 0,3 .s:: E

iJ... 0,2

0,1

Mineralöl gleicher I HFC - Flüssigkeiten ViskosHät ~o ,; a - 1,61 .10.8 m2/N

-/ ~ ./ Y /' ""/

~ h • /

,/ ~ ~ Fluid A

-? ~ IW" Auld B a = 0,204'10-8 m~/N a =0,196 ·10-8 mZ/N

0,1 0,2 0,3 1,0 m/s 4,0

hydrodynamisch wirksame Geschwindigkeit u ..

EUd 3.15: EHD-Filmhöhen von HFC-Rüssigkeiten und Mineralöl in Abhängigkeit von der

Rollgeschwindigkeit einer Kugel auf einer Glasscheibe nach f68]

3.6,3 Lebensdauerbeiwerte für wasserbaltigtllydrauliktlüssigkeiten

Ein Lebensdauerbeiwert a3 kann für wasserhaltige Hydraulikflüssigkeiten nur mit Ein­

schränkungen angegeben werden. Die Bestimmung des a3-Faktors findet seine Grenzen bei

dem Viskositätsverhältnis K = 0,1 (Bild 3.9).

Eine HFA-Hydraulikfltlssigkeit erreicht ein Viskositätsverhältnis von K ;::: 0,02 und liegt damit

weit außerhalb des Diagrammbereiches, d.h. für diese extrem niedrigen Viskositäten liegen

keine Erfahrungswerte vor.

Für HFC-Hydraulikflüssigkeiten ergibt sich bei gleicher Viskosität 110 ein stark verringertes

Viskositätsverhältnis lC. Wenn sich bei einem Mineralöl der Klasse ISOVG 46 ein Viskosi­

tätsverhältnis von K = 1 einstellt, erreicht eine HFC-Hydraulikflüssigkeit der Klasse ISOVG

46 unter gleichen Betriebsbedingungen ein Viskositätsverhältnis von K := 0,13. Somit ließe

sich mit Hilfe des a3-Diagrammes die modifizierte nominelle Lebensdauer bestinunen. Dabei

ist dann allerdings nicht der lebensdauerverkürzende Einfluß durch einen korrosiven Angriff

berücksichtigt.

~.~~~~------------.......................... .

3 THEORETISCHE UNTERSUCHUNGEN 29

3.7 Scbadensmechanismen

Da der korrosive Angriff wasserhaItiger F!Ussigkeiten einen erheblichen Einfluß auf die

Lebensdauer eines Wälzlagers ausübt, ist eine Beurteilung der Schadensmechanismen

wichtig. Im folgenden werden zuerst die Schadensmechanismen bei mineralölgeschmierten

Wälzkontakten aufgezeigt. Daran schließen sich die Schadensmechanismen an, die auf einen

Stahl in wasserhaltigen Flüssigkeiten einwirken.

3.7.1 Scbadensmecbanismen mineralÖlgescbmierter Wälzkontakte

In mineralölgeschmierten Wälzlagern treten unter EHD-Bedingungen hauptsächlich Ennü­

dungsschäden auf.

WerkstoffermÜdung

Lange bevor ein Ennüdungsschaden durch Pittingbildung oder andere AbpJatzungen auf der Laufbahn sichtbar wird, haben Veränderungen des Werkstoffgefüges unter der Oberfläche im

Bereich der maximalen othogonalen Schubspannungen und maximalen Hauptschubspannun­

gen stattgefunden. Diese Veränderungen haben ihre Ursache in der mechanischen Belastung.

Die metallographischen Ausfallmechanismen werden nach [44] in mehrere Phasen aufgeteilt:

1. Phase

In der erste Phase der Materialennüdung treten Gleitungen (Bild 3.16) im martensitischen

Gefüge, d.h. plastische Verlormungen des Martensit-Gefüges auf. Im angeätzten Schliff treten

solche Zonen plastisch verformter Kristallgitter dunkel hervor. die sog. DEA's (Dark-Edging­

Areas).

crm ,

x

z

y

crm ,

Bild 3.16:

Gleitungen in der Tiefe maximaler Haupt­

schubspannungen nach [44)

Mit steigender Flächenpressung und entsprechend hohen Schubspannungsamplituden treten

Gleitungen gleichmäßig verteilt über das ganze, hoch beanspruchte Werkstoffvolumen auf.

Daraus können die sog. "Butterflies" (Bild 3.17) entstehen.

30 3.7 SCHADENSMECHANJSMEN

.. . .

'Butterfly' Nicht angeätzte helle Zone

Bild 3.17: Butterfly im GefUge eines durch Überrollung beanspruchten Bauteiles (44]

Sie liegen in der Tiefe der maximalen Hauptschubspannung und bilden mit der Laufbahn­

oberfläche einen Winkel von 45". Diese Erscheinungen treten bevorzugt an lokalen Werk­

stoffehlern oder Einschlüssen von Werkstoffverunreinigungen auf. Nach [44] sind dies

Neuhärtungszonen, die an Gleitflächen bei hohem Druck entstanden sind. Desweiteren treten weiße Bänder, WEA's (White-Edging-Area) auf, die ebenfalls auf einen Zerfall des Marten­

sits hindeuten. Diese Veränderungen des Martensits werden als Rißkeime mit lokalem Verlust

an Festigkeit betrachtet. Gleichzeitig entstehen Druckeigenspannungen parallel zur Ober­

fläche.

2. Phase

Ausgehend von den Rißkeimen bilden sich in der zweiten Phase Mikrorisse. Diese Mikrorisse

wachsen zu größeren Rissen zusammen, die sich bei weiteren Belastungen unter der Ober­

fläche in der Tiefe der maximalen Werkstoffbeanspruchung fortpflanzen.

3. Phase

In der dritten Phase treten zunehmend größere Risse auf, bis das Material schließlich ab­

blättert.

Die Darstellung der Lebensdauer von Elementen bei Wälzbeanspruchung in Form eines

WÖHLER-Diagramms wird in Bild 3.18 fUr die Interpretation des Ermüdungsvorganges

genutzt. Die plastischen Verformungen unter der Laufbahn in der ersten Phase sind in das

WÖmER-Diagramm eingetragen. Diese Vorgänge sind abhängig von der Höhe der Last und

der Anzahl der Lastwechsel und nehmen den weit aus größten Teil der Lebensdauer ein. Sie

3 THEORETISCHE UNTERSUCHUNGEN 31

sind somit für den zeitlichen Ablauf der Ermüdung bestimmend. Die Vorgänge in der zweiten

Phase sind gekennzeichnet durch eine hohe Rißausbreitungsgeschwindigkeit und nehmen

einen kUIZen Zeitraum in Anspruch. Bei niedrigeren Belastungen entstehen weniger Rißkei­

me. Die plastischen Verformungen bleiben auf kleine Bereiche besclrränkt. in denen Mikro­

risse entstehen und später zu gröBeren Rissen zusammenwachsen. Bei Belastungen unterhalb

der Dauerfestigkeit sind die plastischen Verformungen unter der Laufbahn so gering, daß

keine Mikrorisse entstehen.

t b Cl o

Cl c: ::J c: c: <tI n cn

keine Gefügeveränderungen

Lastwechsel log N •

Mjscbreibung in Wälzkontakten

Bild 3.18:

WäHLER-Kurve bei Wälzbeanspruchung nach [44]

Im Bereich der Mischreibung treten lange vor Beginn der Ermüdung leichte Aufrauhungen

und Verschleiß der Laufflächen auf. Dieser Betriebszustand macht sich durch ein höheres

Laufgeräusch bemerkbar. Es entstehen kleine Risse in den Laufbahnen ausgehend von der

Oberfläche. Es zeigt sich anfangs an der Oberfläche eine Graufleckigkeit (Mikropittings); das

sind kleinste örtliche Ausbrüche von geringer Tiefe. Im weiteren Verlauf entstehen tiefrei­

chende Pittings und großflächige Ausbrüche.

3.7.2 Schadensmechanismen in wasserhaItigen Flüssigkeiten

Korrosion in wasserhaitigen FlÜSsigkeiten

Bei Metallen entsteht eine korrosive Schädigung entweder durch direkte chemische/metall­

physikalische Umsetzung oder auf elektrochemischem Wege mittels des umgebenden

Mediums. Die elektrochemische Korrosion kann zwischen unterschiedlich edlen Oberflächen

auftreten, die elektronenleitend verbunden und von demselben ionenleitenden Elektrolyten

bedeckt sind.

-

32 3.7 SCHADENSMECHANISMEN

Die Erschemungsfonnen der Korrosion als flächiger oder selektiver Angriff werden bestimmt

von bauteilseitigen Parametern, wie z.B. Werkstoffzusammensetzung. Geftigezustand, Ober.

flächenzustand. konstruktive Fonn, und auch von elektrolytseitigen Parametern, wie z.B. pH-­Wert, Temperatur, Konzentration der korrosionsfordernden Inhaltsstoffe, Belüftung und

Leitfahigkeit des benetzenden FJüssigkeitsfilms. Desweiteren hat eine zusätzliche mecha­nische Beanspruchung einen erheblichen Einfluß.

Zwischen dynamisch belasteten KontaktsteIlen kann es infolge der Relativ- oder Gleitbewe­gungen zu Veränderungen der Korrosionsmechanismen kommen. Zu nennen sind Karro­

sionsverschIeiß, Schwingungsrißkorrosion. Spannungsrißkorrosion, KavitationskolTosion etc .. Es handelt sich um Komplexbeanspruchungen mit einer Vielzahl von EinfluBgrößen.

Auswirkung der Korrosion aufdje Dauerfestigkeit von Metallen

Untersuchungen an zyklisch belasteten Proben in korrosiver Umgebung lassen synergetische

Effekte erkennen. Bei einer zyklischen mechanischen Beanspruchung auch weit unterhalb der

Zugfestigkeit erfahrt jeder Werkstoff aufgrund einer Werkstoffermüdung eine Rißbildung.

Dieser Vorgang hängt entsprechend der WäHLER-Kurve von Spannungsamplitude und

Lastspielzahl ab. Bei einer geringen Amplitude läuft die Wäm..ER-Kurve horizontal und

erreicht die Dauerfestigkeit, d.h. kleinere Amplituden führen nicht mehr zu Brüchen. Bei

Korrosionseinwirkung gibt es keine Dauerfestigkeit (Bild 3.19). Die Amplituden­Bruchlastspie1zahl-Kurve faIlt im WäHLER-Diagramm steil ab.

t t> Cl o Cl <: :::J <: <: co a.

CI)

Zeitfestigkeit bei Korrosionsangriff

Dauerfestigkeit in Mineralöl

Lastwechsel log N ..

Bild 3.19:

WäHLER-Kurve in Mineralöl und bei Korrosionseinwirkung

.

3 THEORETISCHE UNTERSUCHUNGEN 33

SpaoDungsrjßkorrosjQß

Die SpannungsrißkolTosion tritt auf, wenn ein spezifisches Angriffsmittel auf einen für dieses

Korrosionsmedium empfindlichen Werkstoff trifft, der gleichzeitig einer kritischen mecha­

nischen Belastung ausgesetzt ist.

Medium (FlOsslgkelt)

WerksloffbeslAndigkeil Bild 3,20;

Bereich der SpannungsrißkolTosion

aufgrund der Wechselwirkung von

mechanischer und chemischer Be­

lastung nach [103]

In Bild 3.20 ist in Anlehnung an ein Dreistoffdiagranun der Bereich der Spannungsrißkorro­

sion für das System NitratJBaustahl dargestellt. In zugehörigen Untersuchungen [103J zeigte

sich mit steigendem Nitratgehalt ein abnelunendes Spannungsniveau, bei dem eine Spannung­

rißkorrosion einsetzt.

Scbwingungsrjßkorrosjon

Die Schwingungsrißkorrosion kann bei einer schwingenden Beanspruchung auftreten. Sie ist

im Gegensatz zur SpannungsriBkoITosion nicht an spezifische Angriffsmedien gebunden,

grundsätzlich sind aber alle metallischen Werkstoffe in wasserhaltigen Flüssigkeiten anfällig.

Zur Schwingungsrißkorrosion kommt es, wenn der Werkstoff gegenüber dem umgebenden

Medium nicht beständig ist und sich demzufolge an der Oberfläche Korrosionsgrübchen

bilden, von denen dann Risse ausgehen. Diese Risse sind meist stark verästelt und führen zu

einer zerklüfteten Bruchoberfläche.

Bei kOITosionsbeständigen Werkstoffen mit Passivschichtbildung bewirken die Wechsel­

verfonnungen an der Oberfläche ein örtliches Aufreißen der Passivschicht. Passivierte Ober­

flächen und selbst passive rostanne CrNi-Stähle können somit eine SchwingungsriBkorrosion

erleiden. Eine Beständigkeit kann dann vorliegen, wenn die Passivschicht selbst dauerfest ist.

34 3.7 SCHADENSMECHANISMEN

Beispiele, wie das Umgebungsmedium die Rißausbreitung beeinfIußt. zeigen die UntersuM

cbungen [69. 70]. In Umlaulbiegeversuchen in Mineralöl wird gezeigt. daß durch Zugabe von

0,05 % Wasser das Niveau der Dauerfestigkeit auf 50 % reduziert wird.

RjßwacbstumsgeschwlndjglW\

Neben den oben aufgeführten Korrosionsfonnen und der Gefahr einer Wasserstoffver­

sprödung können erhöhte Rißwachstumsgeschwindigkeiten aus folgenden Mechanismen

erwartet werden:

• Ein Riß, der von der Oberfläche in das Material hineinwächst, bringt frisches und un­

geSChütztes Metall mit dem korrosiven Medium in Kontakt. Diese ungeschützte Metall ist

nicht von einer Oxydscrucht bedeckt. Das Metall wirkt in diesem Zustand anodisch

(elektrisch positiv) gegenüber dem oxydbedecktem Metall um die Rißöffnung. Dadurch

wird die Auflösung des Metalls durch galvanische Korrosion unterstützt, wenn es sich bei

der Flüssigkeit um ein gut leitenden Elektrolyten handelt.

• Oberflächenbeschädigungen, wie z.B. Lochfraßangriff, führen zu einer Kerbwirkung.

• Eine Vermutung, wie Wasser eine lebensdauerverkürzende Wirkung auf die Lebensdauer

eines Wälzlagers ausübt, liegt in der Annahme von [71, 98J, daß Wasser die Rißfort­

schrittsgeschwindigkeit erhöht. Ein Riß, der von der Oberfläche ins Material hineinragt,

ist mit Wasser gefü1Jt. Er überträgt bei einer Überrollung den Druck in die Rißspitze und

unterstützt damit den Rißfortschritt. Das Wasser 5011 dabei aufgrund seiner geringen

Viskosität und seines niedrigen Druck-Viskositäts-Koeffizienten "effektiver" wirken als

ein Mineralöl. Eine ähnliche Vermutung wird in [16J aufgestellt. Demnach wird das

Rißwachstum durch Kondenswasser in kapillaren Mikrorissen beschleunigt.

WasserstofTversprüdung

Die Anwesenheit von Wasser im Schmierstoff hat einen entscheidenden Einfluß auf die

Menge des gelösten Wasserstoffs [72]. Der Wasserstoff entsteht nach [18. 19. 20. 73. 74] bei der Oxidation des Schmierstoffes oder der Metalloberfläche. Aufgrund elastischer und plasti­

scher Verformungen im Wälzkontakt konunt es an der Metalloberfläche zu einer verstärkten

Oxidation. Ein Eindiffundieren des Wasserstoffs führt zu einer Versprödung des Werkstoffes.

Dies zeigt sich in hochfesten Stählen durch einen interkristallinen RißverIauf.

Bei Kugeln aus einem Lebensdauerversuch in einem Vierkugelapparat in Wasser-Luft­

Kombination war ein erheblicher korrosiver Verschleiß feststellbar. Das Material unter der

Laufbahn war von Rissen durchsetzt, was nach [72J auf eine extreme Versprödung durch

Wasserstoff hinweist.

r

I I 3 THEORETISCHE UNTERSUCHUNGEN 35

3.8 Lebensdauer yon Wälzkontakten in wasserhaitigen Flüssigkeiten

Das Zusammenwirken der oben aufgefüluten Schadensmechanismen führt zu einer Verringe­

rung der Lebenserwartung von Wälzkontakten in wasserhaltigen Flüssigkeiten.

90

t % , c:

"- 50 .cz ~rr ~

30 .c_ ",.-

;o~ =.c 20 "'0 _.-"'-" '" 10

0,5 1,0 2,0

Atmosphären: .. feuchte Luft JJ.. trockene Luft • feuchter Stickstoff o trockener StiCkstoff

5 0 106 Überellung_. 20 0 , ,

LebensdauerL --..

Bild 3,21: Die Lebensdauer von Wälzlagerkugeln aus 100 Cr 6, getestet im Vierkugel­

apparat in getrocknetem Mineralöl unter Einwirkung verschiedener Atmosphä­

ren nach [72]

Um den Einfluß geringer Wassennengen auf die Lebensdauer von Wälzkontakten zu untersu­

chen, wurden Versuche an einem Vierkugel-Apparat durchgeführt [72]. In trockener, inerter

und in einer mit Wasser angereicherten Atmosphäre ergaben sich die in Bild 3.21 dargestell­

ten Ergebnisse.

Die geringste Lebensdauer stellt sich bei einer Atmosphäre mit feuchter Luft ein. Verglichen

mit trockenem Stickstoff als Referenzatmosphäre. wird in einer Atmosphäre aus wasserhalti­

ger Luft eine um 80 % verringerte Lso-Lebensdauer (von 2.5.106 auf 0.52.106 Umdrehungen)

festgestellt.

Bei Abwesenheit von Sauerstoff scheint das Wasser eine lebensdauerverIängemde Wirkung

zu haben: Die Lso-Lebensdauer steigt von 2,5·1ff auf 3,6.106 Umdrehungen. Diese verlängerte

Lebensdauer geht jedoch einher mit Frühausfällen, die sich durch eine geringe Steigung der

Geraden in Weibulldiagramm äußert. Der Effekt, daß die Kugeln in trockener Luft eine

niedrigere Laufzeit aufweisen, als die Kugeln in einer Stickstoffatmosphäre, wird mit der

Oxidation des Mineralöls durch den Sauerstoff erklärt. Bei Anwesenheit von Luft und Wasser

in der Atmosphäre verfarbte sich der Schmierstoff und neigte zur Schlammbildung. Bei einer

Atmosphäre aus Stickstoff waren nur geringe Veränderungen feststellbar.

Umfangreiche Untersuchungen in einem Vierkugelapparat ergaben die in Tabelle 3.2 aufge-

36 3.8 LEBENsDAUER VON WÄLZKONTAKTEN IN WASSERHALTIGEN FLÜSSIGKEITEN

führten Ergebnisse. Es ist erkennbar, daß sich die Lebensdauer mit steigendem Wasseranteil

(Flüssigkeiten von oben nach unten) verringert. Zur Erklärung können tribologische und

chemisch-physikalische Prozesse herangezogen werden.

Tabelle 3.2: Lebensdauer aus Versuchen am Vierkugelapparat nach [75, 761

bezogene Belastung

Flüssigkeiten CIP~ 1 CIP~ 5

wasserfreie, synth. HFD 100% 100% Flüssigkeit

Wasser in Öl HFB 46% 23%

Wasser-Glykol HFC 32% 7%

Öl in Wasser HFA 3% 7.5%

Ein zweiter Effekt zeigt sich im Vergleich der heiden bezogenen Belastungen. Bei CIP = 1

werden relativ längere Laufzeiten erzielt als bei Versuchen mit C!P = 5. Dieses ist auf den

zeitlichen Einfluß der wasserhaltigen Fltlssigkeiten auf den Wälzkontakt zurückzuführen

[59]. Die absoluten Laufzeiten sind bei Versuchen mit CIP = 5 größer, und damit wird der

zeitabhängige chemisch~physikalische Einfluß auf die Lebensdauer dominant.

Ausgehend von diesen Versuchen wurde mit den Untersuchungen [77, 78] mittels Um~

rechnung über das CIP~Verhältnis nach [64] und einigen Vergleichsuntersuchungen [79] mit

Axialkugellagern eine Anleitung zur Berechnung der Lebensdauer von Kugellagern bei

Verwendung von schwerentflammbaren Hydraulikflüssigkeiten erstellt. Diese Anleitung ist

als BSI~Norm [63] veröffentlicht. Die Berechnung der Lebensdauer erfolgt auf der Basis der

herkömmlichen Lebensdauergleichung:

(3.14)

L lOSS1 Nominelle Lebensdauer in Betriebsstunden, berechnet für Rillenkugellagern in

schwerentfIammbaren Druckflüssigkeiten nach BSI-Norm [63]

n" Exponent, abhängig von der Druckflüssigkeit. nach Tabelle 3.3

K, Faktor, abhängig von der Druckllüssigkeit, nach Tabelle 3.3

F Faktor für die Aussagesicherheit

3 THEORETISCHE UNTERSUCIflJNGEN 37

Tabelle 3.3: Lebensdauerfaktoren für die Schmierung von Rillenkugellagem mit schwe­rentflammbaren Druckflüssigkeiten [63]

Druckflüssigkeitsart n.

wasserfreie, synth. HFD 3,37 Flüssigkeit

Wasser in Öl HFB 2,71

Wasser-Glykol HFC 2,46

Öl in Wasser HFA 2,51

Beurteilung der BSI.Norm

K1 FJ)

1,2 1

1,4 1

2 1

2 1

1")

0,52

0,52

0,5

0,69

I) bei 50 % Aussage­

sicherheit

2) bei 75 % Aussage­

sicherheit

für CIP = 2". 10

Ein Wälzlager. das in einer wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeit betrieben wird, erfährt eine gleichzeitige Beanspruchung aus mechanischer Belastung und chemisch-physikalischem

Angriff. Diese Einzelbeanspruchungen können zwar unabhängig voneinander zu verfrühten Lagerschäden fuhren, aber nicht unabhängig voneinander betrachtet werden, da sich die

Einzelkomponenten gegenseitig unterstützen und eine Lagerschädigung beschleunigen.

Das Berechnungsverfahren nach der BSI-Nonn [63] ist sehr kritisch zu beurteilen, da allein

aus tribologischen Gründen die HFC-Flüssigkeiten höhere Lebensdaucm erwarten lassen als

die HFA-Flüssigkeiten. Desweiteren basiert dieses Verfahren auf einer ungenügenden Anzahl

von Versuchsdaten, insbesondere auf Daten aus Versuchen am Vierkugelappparat, die sich

quantitativ nicht zuverlässig auf die Wälzlagerlebensdauer umrechnen lassen.

Für ein Lager in einer HFC-Flüssigkeit ergibt sich bei einem Lastverhältnis C!P = 8 eine

L IO BSI-Lebensdauer von 5,8 % der nominellen Lebensdauer. Bei gleicher Lagerbelastung

würde sich die LIOBscLebensdauer in einer HFA-Flüssigkeit zu 6,1 % der nominellen Lebens­

dauer berechnen lassen. Dies deckt sich nicht mit den Ergebnissen der experimentellen

Untersuchungen dieser Arbeit.

3.9 Korrosionsarme Wälzlagerwerkstoffe

Bis hierher sind die Schadensmechanismen an dem Wälzlagerstahl 100 Cr 6 betrachtet

worden. Bei dem Einsatz dieses Stahles in wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten hat sich

gezeigt, daß das Zusammenwirken von tribologischen und chemisch-physikalischen Prozes­

sen zu einer erheblichen Lebensdauerverringerung führt. Durch die Verwendung korrosions­

armer Wälzlagerstähle oder geeigneter Oberflächenbehandlungen kann voraussichtlich ein

Teil dieser Schadensmechanismen eingeschränkt werden. Deshalb wird im folgenden unter­

sucht, welche Eigenschaften diese Stähle und Beschichtungen erwarten lassen.

38 3.9 KORROSIONSARME WÄLZLAGERWERKSTOFFE

3,9,1 Chrom.täble und Cbromschichten in korrosiven Medien

Mit steigendem Chromgehalt wird eine höhere Korrosionsbeständigkeit durch die Bildung

einer Passivschicht erreicht. Bei dieser Passivschicht handelt es sich um einen wenige

Atomlagen dicken Oxidfilm, der das Metall von dem umgebenden Medium trennt. Die daraus

entstehende Passivität tritt nur in einem bestimmten Potentialbereich auf. Unterhalb des

Aktivierungspotentials Eakt stellt sich ein aktiver Auflösungszustand ein. Oberhalb des

Durchbruchpotentials Ed löst sich der Stahl transpassiv auf. In Bild 3.22 ist die Stromdichte­

Potential-Kurve eines korrosionsarmen Stahles in Schwefelsäure schematisch dargestellt.

ER = Ruhepotenlial Epu '" Passivierungspotential Eikt = AktiVierungspolential Eli = Durchbruchpotenlial jpu = Passlvierungsstromdichte J, = Passivstromdichte ---

aktiv transpassiv

-passiv

{

Potential E

Bild 3.22: Stromdichte-Potential-Kurve eines korrosionsarmen Stahles in Schwefelsäure

Bewertungskriterien für Stromdichte-Potentialkurven sind u.a.:

der Kurven-Typ; ein steiler Anstieg der Kurve im Bereich des Ruhepotentials deutet auf

eine aktive Auflösung des Metalles hin; ein ausgeprägtes Stromdichtemaxirnum im

KurvenverJauf zeigt einen AktivlPassiv-Übergang; ein flacher Kurvenverlauf belegt ein

passives WerkstoffverhaIten;

der Potentialwert im Passivbereich, bei dem eine Stromdichte von 10 flAlcm2 über­

schritten (Beginn der Aktivierung) oder unterschritten (Beginn der Passivierung) wird;

die Stromdichte im Passivbereich und die Breite des Passivbereiches;

der Potentialwert im Transpassiv-Bereich, bei dem eine Stromdichte von 20 flA/cm2

überschritten wird (Beginn der verstärkten Metallauflösung);

Der Verlauf der Strom-Dichte-Potentialkurve wird sowohl von der Zusammensetzung des

Stahles als auch von der Zusammensetzung des ElektrOlyten beeinflußt. Im Gegensatz zu

~3~THE~O~RETI~~s~am~U~Nffi~~R~SU~C~HUN~~G~EN~ ______________________________ 39

unlegierten Stählen weisen nichtrostende Stähle in neutralen und wässrigen Medien inuner

eine stabile Passivität auf; dies gilt jedoch nicht flir Säuren. Eine Erhöhung des Chrom­

gehaltes führt zu einer Verringerung der Passivierungsstromdichte und auch der Passivstrom­

dichte. Das bewirkt eine leichtere Passivierbarkeit des Werkstoffes und eine Abnahme der

Korrosionsgeschwindigkeit im aktiven Zustand. Die Verminderung der Passivstromdichte

führt zu einer Abnahme der Korrosionsgeschwindigkeit im passiven Zustand [80].

Von weiter Bedeutung bei der Betrachtung des Korrosionsverhaltens sind die Mechanismen

der örtlichen Korrosion. Bei örtlicher Korrosion konzentriert sich die Metallauflösung auf

kleine Oberfläcbenbereiche, wogegen für die Reduktion des Oxidationsmittels die gesamte

Metalloberfläche zur Verfügung steht. Örtlich können daher außerordentlich hohe Korro­

sionsgeschwindigkeiten auftreten. Dieses findet z.B. eine Bedeutung bei rissigen oder

porenbehafteten Chromschichten.

3.9.2 Passivschichten in korrosiven Medien bei mechanischer Belastung

Das Verhalten einer Passivschicht wird bei alleiniger korrosiver Belastung nur von der

chemischen Beständigkeit der oxidischen Deckschicht bestimmt. fu einem Wälzkontakt treten

abhängig vom Sclunierungszustand zusätzlich erhebliche mechanische Belastungen auf. Dies

verändert das Verhalten und die Beständigkeit der Passivschicht.

• Im Bereich der Mischreibung kann ein abrasiver KorrosionsverschleiB erfolgen.

• Die ständige mechanische Beanspruchung der schützenden Passivschicht kann zu einer

Aktivierung der Werkstoffoberfläche führen.

• Die Geschwindigkeit der Passivschichtbildung ist abhängig von der mechanischen Bela­

stung und ist damit bestimmend für den korrosionsbedingten Stoffumsatz.

E e iii

6

2

o ·500

('

'I '( I

~ • ;

o

d

~ c -I-- , \~-- . , , . b I

,\ / a I

'I ,- I

I' _.-' I

I ,

I I

I I ,

\ f--------soo 1000 mVH 1500

Potential EH •

p

C:+ ----,L_~ Aluminium

Werkstoff: X 20 er 13 in waBriger Schwefelsäure

a:n= 6min·1 P=2N b:n= 3Omln·1 P=2N c:n .. 110mirr1 P.2N d: n = 110 min·1 P .10 N

Bild 3.23: Strom-Potentialkurven eines Chromstahles bei mechanischer und korrosiver

Beanspruchung nach [81]

40 3.9 KORROSIONSARME WÄLZLAGERWERKSTOFFE

Als Beispiel können Untersuchungen zur Bestimmung des Aktivierungs- und Repassi­

vierungsverhalten von ChromstähIen angeführt werden [81). Es wurden Strom-Potential­

messungen an einem Wälzkontakt in korrosivem Medium durchgeführt:

• Einerseits ist bei einer mechanischen Beanspruchung eine werkstoffabhängige Ver­

schiebung des Ruhepotential feststellbar. Die mechanische Beanspruchung verhilft dem

vergütbarem Stahl X 20 Cr 13 zu Oberflächen mit edlerem Potential, und bei dem austeni­

tischen Cr-Ni-Stahl (X 10 CrNiMoTi 17 122) wird eine deutliche Absenkung des freien

Korrosionspotentials feststellbar.

• Andererseits wird das Niveau der Passivierung (Höhe der Passivstromdichte) beeinflußt

von der Frequenz der Überrollung und der Höhe der Belastung, siehe Bild 3.23.

Bei niedriger Drehzahl, geringer mechanische Belastung und zusätzlicher Korrosionsbean­

spruchung bildet sich eine Passivschicht. Bei steigender Nonnalkraft und höheren Über­

rollfrequenzen dominiert die mechanische Aktivierung, ohne daß der passivierende

Einfluß vollständig unterdrückt wird.

3.9.3 Korrosionsarme Stähle

AISI440 C (X 102 Cr Mo 17)

Seit mehreren Jahren wird der Werkstoff AISI 440 C wegen seiner Härtbarkeit und hohen

Korrosionsbeständigkeit für EinsatzfaIle bei erhöhter Korrosionsbeanspruchung genutzt [82J. Er erreicht die rur Wälzlager erforderliche Härte von 58 HRC GbeIVIiegend durch seinen

Kohlenstoffgehalt. Die gute Korrosionsbeständigkeit resultiert aus hohen Legierungszusätzen

an Chrom. Der Chrom bringt aber zwei Nachteile mit sich:

• Die Chromkarbide fUhren zu einer inhomogenen Gefügestruktur und somit zu einer

schnelleren Werkstoffermüdung. In Versuchen mit Präzisions-Instrumenten-Wälzlagern

bei einer Ölschmierung ohne korrosive Beanspruchung erreichte der AISI 440 C ein Drittel

der Lebensdauer, die von gleichen Lagern aus 100 Cr 6 erreicht wurde [83].

• Bei erhöhten Temperaturen, z.B. Anlaß -oder Betriebstemperaturen, bilden sich Chromkar­

bide, so daß die Stahlmatrix an Chrom verarmt. Damit verringert sich die Korrosions­

beständigkeit [82J.

In [72] wird berichtet, wie sich der AISI 440 C und der 100 Cr 6 im Aufnahmevennägen von

Wasserstoff unterscheiden. In stufenweise erhöhten Elektrolysezeiten werden Wälzkörper mit

Wasserstoff beaufschlagt. Anhand der dabei aufgenommenen Wasserstoffmenge lassen sich

Unterschiede aufzeigen. Bei gleichen Elektrolysedauem zeigt sich, daß der AISI 440 C nur ca.

halb so viel Wasserstoff aufnimmt wie der 100 er 6, siehe Bild 3.23. Diese Ergebnisse

stimmen mit den Aussagen überein, die feststellen, daß die Diffusion von Wasserstoff in

ferritischen oder martensitischem Stahl mit zunehmenden Chromgehalt abnimmt [84].

3 THEORETISCHE UNrERSUCHUNGEN

t Über­

rollungen

105

102

o

(Omin) • AISI440C 0 100 Cr 6

(O~ () Dauer elektrolytischer

Behandlung (5 min)

(~ (20 minI (30mln) • (BOrnin)

(5 mln) 0 ~ (30mirl)

~o~ (SOmin)

5 10 15 10-5 Mol

Wasserstoffgehalt der Wälzkörper -

41

25

Bild 3,24: Lebensdauer von Stahlkugeln aus 100 Cr 6 und AIS! 440 C mit gleichen Auf­

enthaltszeiten im Elektrolysebad Ueweils 5, 10,20,30 und 50 min) nach [72]

Als weiteres zeigt die Linie in Bild 3.24, wie sich der Wasserstoffgehalt auf die Lebensdauer

von Wälzkontakten im Vierkugel-Apparat auswirkt.

Cronidur 30 (X 30 CrMoN 15 [0,39 % ND

In unlegierten Stählen galt Stickstoff lange Zeit als unerwünschtes Begleitelernent, welches

in gelöster Fonn über die Blockierung von Versetzungen zu einer Versprödung des Werk­

stoffes führen kann (Alterung). Für hochlegierte Stähle wird Stickstoff dagegen schon seit

geraumer Zeit zur Anhebung der Festigkeit sowie des Korrosionswiderstandes genutzt.

Niedrig legierte Stähle verfügen bei üblicher Herstellung nur über ein begrenztes Stickstoff­

Aufnahmevermögen, da die Stickstofflöslichkeit in Stahlschmelzen sehr gering ist. Hohe

Stickstoffgehalte können in diesen Stählen nur über eine Erschmelzung unter Druckbeauf­

schlagung (42 bar) eingebracht werden. Heute lassen sich unter Druck aufgestickte Stähle

nach dem DESU-Verfahren (Druck-Elektro-Schlacke-Umschrnelzen) im industriellen

Maßstab herstellen. Dabei werden in einem geschlossenen Druckgefaß Elektroden nach dem

ESU-Verfahren umgesclunolzen, wobei Stickstoff in Granulatform, z.B. Siliziumnitrid,

kontinuierlich zugegeben wird [821. Der Wälzlagerstahl Cronidur 30 ist eine Enwicklung aus

dem Jahr 1991. Es handelt es sich um einen Stahl mit 0,3 % C, 15 % Cr, 1 % Mo und

0,39 % N. Wie bei konventionellen Stählen mit einem martensitischen Gefüge, hängt die

Festigkeit druckstickstofflegierter Stähle in erster Linie von deren Wärmebehandlung bzw.

der damit eingestellten Härte ab; es ergeben sich keine gravierenden Unterschiede zwischen

C- und N-legierten Stählen. Im Gegensatz zu dem AlSI 440 C, dessen Schliffbilder große

42 3.9 KORROSIONSARME WÄLZLAGERWERKSTOFFE

Karbide zeigen, weist das Gefüge stickstofflegierter Stähle gleichmäßig verteilte feine Nitride

auf.

Um einen Vergleich stickstofflegierter Stähle zu dem AISI 440 C zu erhalten, wurden

Stromdichte-Potentialkurven in verdünnter Schwefelsäure aufgenorrunen (Bild 3.25).

t ..... ~ .c o '0 E e -C/l

10

mA cm2

0, 1

0,01

1

'" .... ,

\ \

':Me:diüln Wil",j •. ~eliändl,ii.n~j':'i .•....• ' l'n-HoSo.1

'050'C, O,5hIOI +(-BO'C, O,5h)

~ +200°C,2h/Luft

Albl440C I (X 102 CrMo 17) ....

\ Cronidur30 , (X 30 CrMoN 15 [0,33% NJ) I ... ---+--I~-- - -0,00 -200 o 200 400 600 800 1200

Potential EH ..

Bild 3.25: Stromdichte-Potentialkurven in verdünnter Schwefelsäure nach [85]

Die Stromdichte kann darin als Maß für die Korrosionsgeschwindigkeit angesehen werden.

Der stickstofflegierte Stahl Cronidur 30 zeigt niedrigere Stromdichten als der AlSI 440 C

(X 102 CrMo (7).

3.M Oberßäcbenbebaodlungen

Eine Oberflächenbehandlung kann einen Basiswerkstoff in seinen Oberflächeneigenschaften

stark beeinflussen. Nonnalerweise wird versucht, die Beanspruchungen derart zu verteilen,

daß die Verschleiß- und Korrosionsbelastung durch die Oberflächenschicht und die mecha­

nische Belastung durch den Grundwerkstoff aufgenonunen wird.

Als Oberflächenbehandlung kann entweder eine zusätzliche Schicht auf der Oberfläche

abgeschieden oder der Grundwerkstoff an der Oberfläche ertüchtigt werden. Hierfür gibt es

vielfaltige Behandlungsverfabren. die in [86] gegenübergestellt werden.

In Bild 3.26 sind Veränderungen der Dauerfestigkeit dargestellt, die durch verschiedene

Oberflächenschutzschichten bedingt sind. Diese Dauerfestigkeitswerte wurden mit Biege­

wechselversuchen an Federblechen und mit Umlaufbiegeversuchen an gekerbten Rundproben

ermittelt [87, 88].

1

3 THEORETISCHE UNTERSUCHUNGEN

t 160

%

'" " BO '" C> ., .

"' 40 " 't:

" ~ 0 .. Cl ~

" ... 0 "C C> ~ ~ -BO ~

" "C ~ ","

• Federblech; 0,5 mm, aus 5BCrV4, vergOtet D Gekerbte Rundprobe: 09,4 mm, aus C45, normalisiert

t" 'i'i~--- E------~-~- E- E [ [ : : "' "- E

~!-[!-!~-ac;- a ('I...... CIJ ..... (') V Ln I"- Ln

i r!1 ~

~ z F

Eo Eo E,? E('I,I - "-" - "-" - "-N - "-.,f "'!Xl vI"- V(') COCIJ

I z

43

Bild 3.26: Änderung der Dauerfestigkeit durch Oberflächenschutzschichten nach [87, 88J

Die Chromschichten üben verschiedene Wirkungen auf die Dauetfestigkeit aus. Das hängt

jeweils von der Ausbildung der Eigenspannungen, der Rißstruktur und der Dicke der Chrom­

schicht ab (88, 89]. Generell ist die Abhängigkeit der Schichteigenschaften von der Beschaf­

fenheit des Grundwerkstoffes um so größer, je geringer die Dicke des Überzuges ist (90].

1841 N/mm2

1538

1386

1232

~ 1080 927

!l' ~ 773

J ::; '(U 295 Li:. 146

Schicht: ohne phos- Cu Cu Schicht phatiert 4 ~m 10 IJm

Verfahren: ''--- (elektro-)chemJsch ---'

TiN, crC 2 ~m

PVD

Bild 3.27: Freßtragfähigkeit von beschichtetem 20 MnCr 5 E nach [91J

Schmierstoff: Synth. Flugturbinenöl

11 = 5,5 mm2/s

Werkstoff: 20 MnCr 5 E

Freßtest nach OIN 51354-AI8,3/90

t

44 3.9 KORROSIONSARME WÄLZLAGERWERKSTOFFE

Die Ergebnisse von Untersuchungen zur Freßtragfähigkeit nach DIN 51354 mit verschiede­

nen Beschichtungen an einem Zahnradverspannungsprüfstand sind in Bild 3.26 dargestellt.

Die Verzahnungsgeometrie erzeugt mit hohen Gleitgeschwindigkeiten eine hohe Freß­

empfindlichkeit. In Bild 3.27 ist die Freßtragflihigkeit eines Einsatzstahls in Abhängigkeit von verschiedenen Beschichtungen zu sehen. Durch Phosphatieren und Verkupfern konnte die

FreßIastgrenze gesteigert werden. Räder mit einer galvanisch aufgebrachten, dünnen Hart­chromschicht erreichten im Versuch die höchste Freßtragfahigkeit.

Ein Behandlungsverfahren für den Einsatz bei fertigbearbeiteten Wälzlagern muß neben dem

Erstellen einer korrosionsbeständigen Schicht verschiedene Anforderungen erfOlIen:

• Die Schichtdicken müssen sich in sehr engen Toleranzbereichen bewegen.

• Um ein zu starkes Anlassen zu verhindern. dürfen Behandlungstemperaturen von 180 oe -200 oe nicht überschritten werden.

• Für eine WälzbeJastung müssen eine hohe Haftfahlgkeit und Verschleißbeständigkeit

erreicht werden.

Bei diesen Anforderungen und unter Berücksichtigung wirtschaftlicher Aspekte werden im

folgenden nur Chrombeschichtungen und Ionenstrahlverfahren berucksichtigt.

Ionenstrahlverfahren sind Verfahren, bei denen energiereiche Ionen aus einem Target ex­

trahiert und dann auf ein Substrat beschleunigt werden, Bild 3.28. Die Ionenstrahlverfahren

stellen eine Alternative zu den Beschlchtungen oder RandschichtmodifIkationen bei engen

Fertigungstoleranzen dar. Sie finden in der Mikroelektronik bereits einen Einsatz in indu­

striellem Umfang. Insbesondere können bei niedrigen Verfahrenstemperaturen gut haftende

Schutzschichten aufgebaut werden.

Beschichtung - lonenstrahl~ z.B. galvanische -- mischen Verchromung ---- I

1-50,um o.o.5,um -- Ionenimplantation -0 -Q Ionenstrahl--- -- gestützte -- • Ionen _() _61 Beschichtung --- -0 -0 - E> Atome _-e

o Substrate I O-O.5,um Q.1o,um

Bild 3.28: Schematische Darstellung der Ionenstrahlverfahren nach (92]

J

3 THEORETISCHE UNTERSUCHUNGEN 45

Chromscbjcbten

Besonders verschleißfeste und korrosionsarme Oberflächen auf technischen Bauelementen werden durch die Abscheidung von Hartchromschichten erzeugt.

Chrom ist als hartes, aber auch sprödes Metall mit Brinellhärten von 110 bis 170 RB bekannt.

Für technische Anwendungen lassen sich Hartchromschichten von 500 bis 1000 HVo I

erstellen. Seine Anlauf- und Korrosionsbeständigkeit ist darauf zuruckzufllhren, daß bereits

der Luftsauerstoff eine Passivität der Chromoberfläche durch Ausbilden einer dünnen, aber

dichten Oxidhaut bewirkt.

Bei einer praxisüblichen Verchromung lassen sich im wesentlichen zwei kristalline Struktu­

ren wiederfinden:

• Sehr harte, feinkristalline und glänzende sowie recht glatte Überzüge können den kubisch

raumzentrierten Strukturen zugeordnet werden, sofern die kubischen Kristallite bevorzugt

gleichfönnig orientiert sind .

• Dunkel-matte, gröber kristalline, rauhere und dabei relativ weiche Überzüge ergeben sich bei vorzugsweise ungeordneter kubisch-kristalliner Struktur sowie bei einer Chrom­

abscheidung in hexagonaler Form.

Die Chromabscheidung wird stets von einer starken Was:o;erstoffentwicklung begleitet. Es

bildet sich im Metallgitter das instabile, hexagonale Chromhydrid (p-Chrom). Dieses Chrom­

hydrid wandelt sich zum Teil während der Abscheidung, und auch danach, in die kubisch­

raumzentrierte Form (a-Chrom) um. Damit verbunden ist eine ca. 15prozentige Volumen­

schrumpfung. Durch diese Umwandlung ergeben sich mit zunehmender Dicke der Chrom­

schicht infolge der Volumenverringerung innere Spannungen, die wegen der geringen Dukti­

lität des Chroms zu Rissen in dieser Schicht führen. Während des Verchromungsprozesses

nehmen die Zugeigenspannungen mit wachsender Schichtdicke stetig zu, bis sie eine Höhe

erreichen, bei der die Schichtfestigkeit überschritten wird und die Schicht einreißt. Durch das

Einreißen entlastet sich die Chromschicht und es entsteht das für galvanisch abgeschiedene

Chromschichten charakterisierende Mikrorißnetzwerk.

In [93] werden Wälz-Verschleißversuche im Bereich der Mischreibung beschrieben, die mit

galvanischen Hartchromschichten mit einer Gesamtschichtstärke von 24 ~m durchgeführt

wurden. Die Oberflächen der Prüfrollen fielen nach sehr kurzen Laufzeiten aufgrund adhäsi­

ven Versagens mit Materialübertrag, Schichtzerrüttung und Delamination aus. Mehrlagige Schichten, die unterhalb einer harten Decklage duktile und eine rißverzögemde bzw. hem­

mende Zwischenschicht besaßen, erreichten höhere Überrollungszahlen.

46 3.10 FOLGERUNGEN AUS DEN THEORETISCHEN UNTERSUCHUNGEN

DÜnnschichtverchromungen für Wälzlam

Ein dünnschichtverchromter Wälzlagerstahl stellt ein Verbundsystem aus Grundwerkstoff

und Beschichtung dar. Durch die Trennung von Schmierstoff und Grundwerkstoff soll der KOITOsionsangriff verhindert werden. Zudem wird in dünnen Chromschichten eine Möglich­

keit zur Verschleißminderung im Bereich der Mischreibung gesehen [94, 95]. Die Dünn­

schichtverchromung von Wälzlagerlaufbahnen ist bei niedrigen Behandlungstemperaturen,

die deutlich unter 100 oe liegen, möglich. Dadurch können fertigbearheitete Lagerringe

beschichtet werden. Zu beachten ist allerdings, daß die Lagerluft entsprechend der Schicht­

dicke verringert wird. Die Schichtdicken liegen zwischen 1 und 8 J.lIIl mit einer Genauigkeit

von ± 0,5 Jl1ll [95].

Es gibt im wesentlichen zwei Varianten von Chromschichten. Es handelt sich dabei um

Chromschichten mit einer mikrorissigen Oberfläche oder einer kiesel- bzw. linsenförmigen

Oberfläche. Beide Schichten haben den Vorteil gegenüber ganz glatten Oberflächen, daß sie

Öltaschen ausbilden können, die eine bessere Schmierung ennöglichen. Experimentell wird

dieser Effekt mit Reibungsmessungen an Rillenkugellagern 6007 belegt [95]. Für mikrorissig verchromte Lager ergibt sich eine Reduzierung der Reibkoeffizienten um bis zu 50 %. In

Salznehelsprühtests nach DIN 50021 und Feuchtklimatests nach DIN 50017 sowie konstanten Prüfklimaten nach DIN 50015 hat sich gezeigt, daß die Korrosionsbeständigkeit gleich und

besser ist als die des Stahls X 90 CrMoV 18 [95] .

In Lebensdauerversuchen [95] mit Kugellagern 6007 ergab sich bei gleichen Versuchs­

bedingungen, daß die beschichteten Lager im Verhältnis zu den unbeschichteten viennal

längere Laufzeiten erreichen. Die Lager wurden bei einem dynamischen Belastungsverhältnis

CIP = 4 und einer Drehzahl von n = 3200 I/min betrieben. Der Schmierstoff bestand aus einer

Mischung von FV A-Referenzö12 und 3 mit einer kinematischen Viskosität V50 = 32 mm2/s.

l.ebensdaueruntersuchungen [96] mit Axialkugellagern zeigten, daß Dünnschichtverchromun­

gen die Lebensdauer von Lagern in partikelverschmutzten Schmierstoffen erhöhen können.

Nichtverchromte Lager und Lager mit einer 2 flm starken Hartchromschicht wurden zunächst

in einem Schmierstoff mit Aluminiumpartikeln (20 ~-Partikelgröße) betrieben. Dabei fand

ein leichter Verschleiß der Oberfläche statt. Im weiteren Betrieb mit sauberem Schmierstoff

erreichten die dünnschichtverchromten Lager eine sechsfach höhere Lebensdauer als die

unbehandelten Lager.

3.10 Folgerungen aus den theoretischen Untersuchungen

Wasserhaltige HydraulikflUssigkeiten weisen erhebliche Unterschiede zu den Mineralölen

auf. Diese Unterschiede zeigen sich in dem Schmierungsvennögen und den physikalisch­

chemischen Eigenschaften.

Das Viskositäts-Druck-Verhalten der HFC-Hydraulikflüssigkeiten ermöglicht einen Schmier­

filmaufbau im Wälzkontakt. Es stellen sich jedoch im Vergleich zu Mineralöl erheblich

I 3 THEORETISCHE UNTERSUCHUNGEN 47

niedrigere Schrnierfilmhöhen ein. Der Schmierungszustand ist in Richtung der .Mischreibung

verschoben. Eine Abschätzung der theoretischen Schrnierfilmhöhe ist mittels der EHD­

Theorie möglich. Eine Übertragbarkeit des Viskositätsverhältnis auf die im ~-Diagramm

angegebenen Lebensdauerbeiwerte ist möglich, wenn sich die chemischen Eigenschaften der

HFC-Flüssigkeiten nicht lebensdauerverkÜfZend auswirken.

Dies verlangt die Erfüllung folgender Voraussetzungen:

• Ein EHD-Schmierfilm muß nach einer kurzen Einlaufphase eine Oberflächentrennung im

Wälzkontakt erreichen .

• Der Wälzlagerstahl muß im mechanisch unbelasteten Zustand eine Beständigkeit gegen

die HFC-HydrauIikflüssigkeit aufweisen.

Unter diesen Voraussetzungen kann sich bei einem Chromstahl oder einer Chromschicht eine

dauerhafte Passivschicht bilden. Diese Passivschicht trennt den Werkstoff von dem korrosi­

ven Medium. Die Lebensdauem, die unter solchen Bedingungen erreichbar sind, finden ihre

Grenzen in der WerkstoffermUdung, so daß die nominellen Lebensdauern erreicht werden

können.

Bei den HFA-Flüssigkeiten kann sich aufgrund des Wasseranteils von über 98 % auch bei

hohen Drehzahlen und geringen Belastungen kein Schmierfilm aufbauen. Das hat zur Folge,

daß Festkörperkontakte im Wälzkontakt vorherrschen. Diese Festkörperkontakte führen zu

einem abrasiven Verschleiß oder einem ständigen Polieren der Oberfläche. Bei einem

Chomstahl führt dieser ständige Abtrag der Passivscrucht zu einem Verlust der Korrosions­

beständigkeit. Das Wasser liefert dann die Voraussetzung für verschiedene chemisch-physika­

lische Prozesse, die wiederum durch eine erhöhte mechanische Belastung beschleunigt

werden. Ausgehend von einem lokalen Korrosionsschaden an der Oberfläche wirkt sich die

Kerbwirkung und die Wasserstoffversprödung mit einer erhöhten Rißfortschrittsgeschwinmg.

keit verkürzend auf die Restlebensdauer eines Lagers aus. Eine Übertragbarkeit der Errnü·

dungstheorie bei Wälzlagern auf diesen Betriebszustand ist nicht möglich.

48 4.1 WERKSTOFFE FÜR KORROSIONSPROBEN, CERT-PROBEN UND VERSUCHSLAGER

!!..Experimentelle Untersuchungf!!

Um das Korrosionsverhalten und die AusfalI~ und Schadensmechanismen unter Wälzbean­

spruchungen in wasserhaltigen Flüssigkeiten zu ermitteln, wurden umfangreiche experimen­telle Untersuchungen durchgeführt. In Bild 4.1 ist eine Übersicht dargestellt.

: ..I(.;.'~~:'";. ., "'>;JA.< ,.

,_uchungen , - ,

Probekörper: I über die Chemische Korrosionspriifung 100 Cr 6 unbehandelt --in schwefeldioxidhaitiger Atmosphäre 100 Cr 6 d ünnsch ichtverchromt .. ,

Salzspriihnebelpriifung 100 Cr 6 Cr-implantiert mentellen 100 Cr 6 dOn n schichtve reh ro mt Untersu-

Elektrochemische Korrosionsprüfung & N-ionenimplantiert

chungen 100 Cr 6 Ti-C-Ionenimplantiert in der HFA· und HFC·Flüssigkeit AISI440 C unbehandelt

~30~

.,', CE ., ·".e -"1e' . ,

.' . ~n ...... . . '.. "" ' , " :

Zugversuche in der HFA- ~;O" Cr-ä' unb~I;~ndelt und HFC-Flüssigkell 100 Cr 6 dOnnschichtverchromt Referenzversuch an Luft AISI 440 C unbehandelt

. ,Jb!ibmc)JII",nlme$sungen

.. " •••• .' ' .. ,. ,:' ;, .,- .'-' ,-' .-: ", "', ,':

Reibmomentmessungen in der Versuchslager: Axialzyllnderrollenlager Bt 120

HFA- und HFC-Flüssigkeit in Tauchschmierung Referenzmessung in Mineralöl

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

.·;W~lzl~gerl.etielisdauerv,ers.ucl'le.: ," .' ':,,,., ,,' : ' ' '; ',.. , " . , ' " ,

Lebensdauerversuche HFA HFC Versuchslager: ZylinderroUen lager NU 205 E

100 Cr 6 Nadellager NA 6905 dOnnschichtverchromt • - RillenkugelJager 6009

AISI 440 C • • Cronldur 30 ." .' ") nur RIllenkugellager 6009

t

4 ExpERIMENTELLE UNfERSUCHUNGEN 49

Die Korrosionsuntersuchungen dienen zur Ennittlung der Beständigkeit der Wälz­lagerstähle und Oberflächenbehandlungen bei ausschließlich korrosiver Belastung. Es werden

Probekörper aus dem Wälzlagerstahl AIS! 440 C, aus Cronidur 30 und Proben aus 100 Cr 6

mit verschiedenen Oberflächenbehandlungen untersucht.

Nur wenn sich ein Stahl oder eine Beschichtung in den KOITosionsprufungen qualiflziert, d.h. eine gute Beständigkeit gegen einen korrosiven Angriff zeigt, können in den nachfolgenden Untersuchungen gute Ergebnisse erwartet werden. Proben, die sich nicht qualifizieren,

werden deshalb bei den weiteren Untersuchungen nicht mehr berücksichtigt.

Bei den CERT-Versuchen (Constant Extension Rate Testing) handelt es sich um ein quasistatisches Untersuchungsverfahren bei dem gleichzeitig eine mechanische und eine

korrosive Belastung wirkt. Bei niedrigen Dehnraten werden Zugproben in Luft und in ver­

schiedenen Hydraulikflüssigkeiten bis zum Bruch gezogen. Mit diesen Messungen können

Aussagen über die Anfälligkeit für Spannnungsrißkorrosion getroffen werden. Die Inter­

pretation von CERT-Versuchen ennäglicht qualitative Aussagen bezüglich der Wirkung

wasserhaltiger Flüssigkeiten auf Wälzlager.

Die tribologischen Eigenschaften von Schmierstoffen können durch Reibmomentmessungen

an Axiallagern ennittelt werden. Aus dem Verlauf der Reibmomentmeßkurven und der

Berechnung der EHD-Filmhöhe läßt sich feststellen, ob und bei welchen Be­

triebsbedingungen ein Schmierstoff in der Lage ist, einen ERD-Schmierfilm aufzubauen.

Bei den Wälzlagerlebensdauerversuchen liegen praxisnahe Betriebsbedingungen für die

Wälzlager vor. Die im Versuch auftretenden Wälzlagerschäden sind Folge der tribologischen

und chemischen Beanspruchungen durch die Versuchsflüssigkeiten im Zusammenwirken mit

der mechanischen Belastung der Wälzlageroberfläche. Mit den anschließenden metallographi -

sehen Untersuchungen der ausgefallenen Lager Jassen sich Aussagen bezüglich der erreich­

baren Lebensdauer und des eingetretenen Schadensmechanismus treffen.

4,1 Werkstoffe für Kouosionsproben, CERI ·Proben und Yersucbslager

Eine Übersicht über die im Versuch gepruften Werkstoffe ist in Tabelle 4.1 dargestellt.

Die Dünnschlchtverchromung der Fa. Duralloy (Schweiz) weist eine Schichtdicke von ca.

3 jlm auf, ist hellgrau und matt glänzend. Nach dem Verchromen wurde keine Wännebe­

handlung durchgeführt.

In der REM-Aufnahme, Bild 4.2, ist eine Draufsicht auf eine dünnschichtverchromte Lauf­

fläche eines Wälzlagers zu sehen. Die Chromschicht besteht aus kiesel- bzw. linsenförmigen

Kristallen, mit einem Durchmesser zwischen 1 bis 3 J.lffi.

50 4.2 VERSUCHSLAGER

IabeIle 4, 1; Werkstoffe für Korrosionsproben. CERT ~Proben und Versuchslager

Werkstoff Oberflächenbehandlung

looCr6 unbehandelt

100 Cr 6 Dünnschichtverchromung, ca. 2-3 J.UI1. der Fa. Duralloy (Schweiz)

100 Cr 6 Dünnschichtverchromung, ca. 2-3 Iilll,der Fa. Duralloy (Schweiz) Implantation von Stickstoffatome (4xlO' N-Atomelcm'), Behandlungs-Temperatur.s; 60° C

100Cr6 Ionenstrahlgestützte ChromlChromnitrid-Beschichtung (lx10

17 Crlcm

2 bei 100 keV; Winkel a max = 300; I

max...., 2OIlAlcrn2;

Temp. < 50" C)

100 Cr6 Ti-C-Ionenimplantation (lxlO1'Ti lern' bei 120 keV;Winkel a.

u = 30";

I ,5x 1017

C lern' bei 60 ke V; Winkel a.u

= 30")

AISI440C unbehandelt (X 102 Cr Mo 17)

Cronidur 30® unbehandelt (X 30 Cr Mo N 15 mit 0,39 % N)

®-VSG, Vereinigte Sduuiedewerke GmbH, Essen

Bild 4.2:

REM-Aufnahme ei­

ner Chromschicht mit

kiese1- bzw.linsenföf­

miger Oberfläche

(A 1235/2370)'

Bildnumrnern in den Klammen entsprechen dem Numerungssystem des Labors für Metallographie im Institut für Werkstoffkunde der Universität Hannover

, 4 EXPERIMENTEllE UNTERSUCHUNGEN 51

4.2 Versuchslager

FUr die Wälzlagerlebensdauerversuche werden die in Tabelle 4.2 aufgeführten Wälzlager verwendet:

Tabelle 4.2: Wälzlager für die Lebensdauerversllche

d D B C Co

mm mm mm kN kN

Zylinder- -fj rollenlager 25 52 15 29 27,5

NU 205 E _.-- .

Nadellager U NA 6905 25 42 30 39 59

-_.-----

Rillen-

kugel- ~ 45 75 16 20 14,3

lager

6009 -- -

Tabelle 4,3: Nominelle L,~- und Ls(h-Lebensdauerwerte bei den angegebenen Lagerbela­

stungen

n P ClP L'Ohnom L50h Dom P CIP L'Ohnom LSOhnom

llmin kN - h h kN - h h

Zylinder-

rollenlager 3000 1,75 16,6 64460 343950 2,5 11,6 19630 104 750

NU 205 E

Nadellager 3000 3.5 11,1 17170 91610 5 7,8 5230 27900

NA 6905

Rillenkugel- 3000 1,75 11,4 8290 45190 2,5 8 2840 15500

lager 6009

52 4.3 Versuchsflüssigkeiten

In Tabelle 4.3 sind die nominellen LJ(Jh-Lebensdauern bei der Priifstandsbelastung aufgefiihrt. Aus diesen nominellen LJ(ltLebensdauem kann bei Kenntnis der Steigung im Weibullnetz die nominelle LsOh-Lebensdauer berechnet werden. Die Kennwerte der charakteristischen Stei­gung im Weibul1netz sind in dem Bericht [47] zur Erklärung des Berechnungsverfahrens der dynamischen Tragzahlen entnonunen. Diese Kennwerte sind die Basis für die ISO 28111-1977

[52]. Für Kugellager ist e = 10/9 und rur Rollenlager e = 9/8 angegeben.

4,3 Versuchsßüssigkeiteu

Die HFA-Hydraulikflüssigkeit wird aus Wasser und 2 % Konzentrat angemischt. So entsteht eine Mikroemulsion aus synthetischen Estern, Emulgatoren, Buntmetallinhibitoren, Korre­sionschutzzusätzen, biostatischen Verbindungen, Glykolen, Schauminhibitoren und Wasser.

Die HFC-HYdraulikflüssigkeit besteht aus einer wasserhaltigen Lösung von Polyglykol, Monoethylenglykol, Diethylenglykol, Dimethylethanolamin und Inhibitoren und einem

Wasseranteil von 45 %. Die HFC-Hydraulikflüssigkeit ist in die Viskositätsklasse ISO VG 46 eingeordnet. Für die Reibmomentmessungen wird als Vergleichsflüssigkeit ein Mineralöl, das Referenzöl FVA-Nr. 3 verwendet.

Die wesentlichen Daten der Hydraulikflüssigkeiten sind in der Tabelle 4.4 zusammengefaßt:

Tabelle 4.4: Schmierstoffdaten

Mineralöl HFC- HFA-

Referenzöl Hydraulik- Hydraulik-

FVA-Nr.3 flüssigkeit flüssigkeit

WassergehaIt in % - 45 98

Dichte bei 15°C ' D in kg/m' 882 1079 998 *)

kino Viskosität bei 50 °C v in mm2/s 57 34,8 0,6 *)

Druck-Viskositätskoeff. a in m2/N 2,02.10-8 O,287·W' 5,0.10-11 *)

Viskositätsindex VI nach ISO 2909 95 221 -

Wassergefabrdungsklasse WGK 3 0 0

nach Sicherheitsdatenblatt .. *) Werte gelten fur Wasser

4 EXPERIMENTELLE UNTERSUCHUNGEN 53

4.4 Wälz1agerlebensdauerprüfstaod

Die Lebensdaueruntersuchungen an Wälzlagern werden am Institut für Maschinenelemente, Konstruktionstechnik und Sicherheitsteclmik (lMKS) der Universität Hannover durchgeführt. Bei dem Prüfstand, Bild 4.3, handelt es sich um einen umgebauten NadeIIagerpriifstand der Fa. SKF. Zu erkennen sind im Vordergrund drei der sechs Prüieinheiten. die durch Keil­riemen angetrieben werden. Jede Einheit verfilgt über einen eigenen Sclunierstoffkreislauf mit einem Feinstfilter.

Bild 4.3:

Wälzlagerlebens­dauerprüfstand amIMKS

54 4.4 WÄLZLAGERLEBENSDAUERPRÜFSTAND

In Bild 4.4 ist die Schnittdarstellung einer Prüfeinheit dargestellt. Auf einer Welle befinden

sich drei Prüflager, ein Zylinderrollenlager (NU 205 E), ein Nadellager (NA 6905) und ein Rillenkugellager (6009). Die Lager werden mittig über das Nadellager mit einer radialen

Kraft belastet. Über die Riemenscheibe und eine elastische Kupplung wird die Welle mit den drei Prüflagern angetrieben. Die Keilriemenscheibe ist mit zwei Stützlagern an der Einheit gelagert. Die Versuche laufen in einer Tauchschmierung, d.h. unterhalb der Schmierstoffober­fläche. Dabei wird jedes Lager durch eine eigene SChmierstoffleitung mit gefiltertem Schmierstoff versorgt. So kann ausgeschlossen werden, daß die Partikel eines geschädigten Lagers weitere Schäden an benachbarten Lagern verursachen. An einem Überlauf fließt der Schmierstoff wieder zurück in den Sammelbehälter.

Bild 4.4;

PrUfeinheit des Wälz­

lagerlebensdau­e!prüfstandes im IMKS

1 4 EXPERIMENTELLE UNTERSUCHUNGEN 55

4.5 Früherkennung von Wälzlagerschäden

Für die Durchführung der im Versuchsprogramm dargestellten Lebensdauerversuche ist eine Schadensdetektion für die Wälzlager erforderlich. Dafür können verschiedene Effekte genutzt werden [97].

Wälzlagerschäden machen sich frühzeitig bemerkbar

• durch Geräusch- und Schwingungszunahme

und fortschreitende Schädigungen durch

• Erhöhung der Betriebstemperatur,

• Verschleißteilchen im Schmierstoff,

• Verfärbung des Schmierstoffs,

• Vergrößerung der Lagerluft, und damit eine Verlagerung der Welle gegenüber der Umbauteile

., Erhöhung der Leistungsaufnahme durch Schwergängigkeit und

• bis zum Blockieren der Welle.

Bild 4.5:

Prütlager NA 6905 aus AISI440 C nach 1695 Be­triebsstunden in einer HFA­Hydraulikflüssigkeit

56 4.5 FRÜHERKENNUNG VON WÄLZLAGERSCHÄDEN

Am Prüfstand treten besondere Anforderungen an eine Überwachung auf:

• Ein Wälzlagerschaden muß frühzeitig erkannt werden, um einerseits eine Schädigung

benachbarter Lager auf der gleichen Welle zu vermeiden und andererseits bessere Voraus­

setzungen zur metallographischen Schadensanalyse zu erhalten. Ein Schaden in einem

Stadium, wie er in Bild 4.5 dargestellt ist, erschwert eine Untersuchung der Schadens­

ursache.

• Es ist eine festinstallierte Überwachungseinheit erforderlich, da die Überwachung automa­

tisiert erfolgen soll. Damit ist ein unbeaufsichtigter Dauerbetrieb des Prüfstandes möglich.

• Für eine kontinuierliche oder aufeinander folgende Überwachung der Prüfeinheiten ist eine

Überwachung in sechsfacher Ausführung vorzusehen.

• Nach Erkennen eines Lagerschadens muß der Antriebsmotor der entsprechenden Einheit

gestoppt werden,

• Da drei Prüflager auf der Welle betrieben werden, ist eine Überwachung erforderlich, die

erkennen muß, ob eines der drei PrUflager geschädigt ist. Dabei dürfen die Stützlager des

Riementriebes keinen störenden Einfluß ausüben.

• Für die Demontage ist es erforderlich zu erfahren, welches der Lager einen Schaden

aufweist. Nur das geschädigte Lager soll demontiert werden, damit die ungeschädigten

Lager weiter betrieben werden können.

Diese Forderung stellt besondere Ansprüche an die Überwachung, da die Lager in einem

Abstand von weniger als 100 mrn auf der Welle befestigt sind.

• Die Überwachungseinheit darf das Betriebsverhalttn der PrUflager nicht beeinflussen. ,

• Da die Versuchslager in der Tauchschmierung unter Luftabschluß betrieben werden sollen,

muß die Überwachung der korrosiven Wirkung der wasserhaItigen Hydraulikflüssigkeiten standhalten oder außerhalb der PrUfeinheit montiert werden.

In den meisten Fällen entsteht ein Schaden, wie er in Bild 4.5 abgebildet ist, nicht plötzlich, sondern kündigt sich zunächst durch geringe Zustandsänderungen an. Aus den einzelnen

Veränderungen ergibt sich eine Möglichkeit zur Erkennung von Wälzlagerschäden. Diese

Änderungen lassen sich durch periodische Messungen ennitteln, indem die Meßwerte

miteinander verglichen und trendmäßig ausgewe~et werden [98].

Als fIiihzeitigste Zustandsänderung kann eine Veränderung im Geräusch- und Schwingungs­

verhalten erkannt werden.

Die Überwachung laufender Maschinen nach ilrrem Schwingungs- oder Geräuschbild ist so

alt wie der Maschinenbau selbst. Ein erfahrener Maschinenfülrrer kann mit Hilfe eines

Stethoskops am Klang einer Maschine den Maschinenzustand beurteilen. Auf dem gleichen

I • 4 EXPERIMENTELLE UNTERSUCHUNGEN 57

Prinzip basiert das für den Prüfstand entwickelte rechnerunterstützte schwingungs­

diagnostische Überwachungssysteme. Es wird eine aktuelle Schwingungsmessung mit einer Referenzmessung verglichen, um einen Schaden zu diagnostizieren. Eine leistungsfahlge

Elektronik ermöglicht dabei eine wesentlich präzisere und reproduzierbarere Erfassung als

das menschliche Ohr.

4.5.1 Schwingungsenlstehung in geschädigten WälzlagmI

Beim Überrollen einer Schadensstelle in einer Größe von einem Quadratmillimeter, z.B. in

Bild 4.6, erzeugt der Wälzkörper auf der Laufbahn einen Stoß. Dieser Schwingungs- bzw.

Schallimpuls breitet sich über den Lagerinnenring auf die Welle und über den Lageraußenring

auf das Lagergehäuse bzw. die Gehäusewand aus (siehe Bild 4.7).

Bild 4,6: Pittingschaden am Außenring eines Rillenkugellagers 6009

Ein Stoßimpuls ist gekennzeichnet durch einen sehr steilen Anstieg und eine sehr kurze

Dauer, verglichen mit seiner Wiederholrate. Diese entspricht der Überrollfrequenz der

Schadensstelle, die sich wie folgt berechnen läßt:

58 4.5 FRÜHERKENNUNG VON WÄLZLAGERSCHÄDEN

amplituden­

moduliertes

Signal

Signal mit

konstanter

Amplitude

Bild 4.7: Entstehung hochfrequenter Signale durch lokale Schäden aufWälzlagerinnen­und -außenringen nach [99]

Überrollfrequenz am Außenring:

(4.1)

Überrollfrequenz am Innenring:

n'z ( D) f. (Hz) = IR W. 1+~ U IR 120 D

pW (4.2)

Rollkörperumfangsfrequenz:

fw

(Hz) = nIR • (Dpw _ Dw ) 120 Dw Dpw

(4.3)

Zw Anzahl der Wälzkörper

nlR Innenringdrehzahl

Dw Rollkörperdurchmesser

Dpw Teilkreisdurchmesser

, 4 EXPERIMENTELLE UNTERSUCHUNGEN 59

Tabelle 4.4: Lagergeometrie und Überrollfrequenzen

Wälzlager WälzlagerdateD Überrollfrequenzen

bein = 3000 lfmin

NU 205 E Zw = 13 fÜAR = 262 Hz

D,w =39mm fÜIR = 387 Hz

D =75mm f. = 125 Hz

NA 6905 ZW = 16 fOAR = 352 Hz

D,w =34mm fÜIR = 447 Hz

Dw =4mm fw= 210 Hz

6009 Zw =13 fOAR = 279Hz

D,w =60,5mm fÜIR = 371 Hz

D'L -8,5mm hL= 174Hz

6207 (Stützlager für Zw =9 fÜAR = 160 Hz Keilriemenscheibe ) D,w = 38,5 mm flR = 290 Hz

Dw = 11 mm fw = 80 Hz

Das Bild 4.9 zeigt das schematische Schwingungsbild als Folge eines lokalen Lagerschadens, wobei zur Vereinfachung nur eine einzige Resonanz durch die Stöße herausgegriffen wurde.

Ql 'C

.-2 Ci E «

Frequenz ..

Bild 4,9:

Idealisiertes Zeit­

signal und Schwingungs­spektrum eines

lokalen Lager­schadens nach [looJ

60 4.5 FRÜHERKENNUNG VON WÄLZLAGERSCHÄDEN

Ein Stoßimpuls. der durch Überrollen einer lokalen Wälzlagerschädigung entsteht, regt Lager,

Lagergehäuse und Maschinengehäuse zum Schwingen an. Das Spektrum einer solchen

Schwingung besteht aus einer Folge von Harmonischen, d.h. Vielfachen der Überrollfre­

quenz. Das Maximum liegt bei der Strukturresonanz. Da die Gesamtstruktur mehrere Reso­

nanzfrequenzen aufweist, konzentrieren sich diese nicht auf bestimmte Frequenzen, sondern auf Frequenzbänder. Deshalb erscheinen Wälzlagerschäden in Frequenzspektren als erhöhte

Werte in einem Frequenzband oder in mehreren Frequenzbändern.

Erfahrungen zeigen, daß ein lokaler punktfönniger Schaden, z.B. ein Pitting (siehe Bild 4.6),

auf der Lautbahn eines Rillenkugellagers (Punktkontakt) zu einem extremen Laufgeräusch führt. An Zylinderrollenlagem und Nadellagem verursachen solche punktförmigen Schäden

aufgrund des Linienkontaktes zunächst nur schwache Signale, weil die verbleibenden

Kontaktflächen der Linienkontakte die Zylinderrolle tragen. Erst bei zunehmender Schadens­

größe, wenn sich die Schädigung über ein Drittel der gesamten Laufbahnbreite erstreckt, gibt

eine Schadensstelle signifikante Geräusche ab.

4.5.2 Meßdatenerfassnng am Wälzlagerlebensdauerprüfstand

Motor­abschaltung

Bild 4.10: Meßdatenerfassung und Auswertung am Lebensdauerprüfstand

Die Prüfstandsüberwachung (Bild 4.10) erfolgt unter Auswertung der Beschleunigungs­

messungen. An jeder der sechs Prtlfeinheiten befindet sich ein piezoelektrischer Beschleuni-

j

r ,

4 EXPERIMENTELLE UNTERSUCHUNGEN 61

gungsaufnehmer mit integriertem Impedanzwandler, der ein der Beschleunigung propor­

tionales elektrisches Signal liefert. Jedem Beschleunigungsaufnehmer ist ein Verstärker für

die Signalaufbereitung nachgeschaltet Um die Meßtechnik nicht in sechsfacher Anordnung

aufbauen zu müssen, werden die Kanäle von einem Multiplexer nacheinander durchgeschaltet und in einer einzigen Meßkette weiterverarbeitet. Die Schwingungsanalyse der sechs Prüfein­heiten kann damit bei voller Ausnutzung der maximalen Sarnplingfrequenz (Abtastrate) erfol­

gen. In Tabelle 4.5 sind die technischen Daten aufgefUhrt.

Nach dem Abtasttheorem muß die Samplingfrequenz mindestens doppelt so hoch sein wie die

höchste im zu messenden Signal vorhandene Signalfrequenz. Dementsprechend sind

Samplingfrequenzen und Filtereckfrequenz der Analogfilter aufeinander abgestimmt, um sog.

"Aliasing"-Effekte zu vermeiden. Durch die Stellung des zweiten Multiplexers können diese

analogen Antialiasing-Filter (Analog-Tiefpaßfilter) vorgewählt werden.

Ein pe übernirrunt die Ansteuerung der Multiplexer und die Steuerung der Einsteckkarte, die

Datenabspeicherung, die Signalanalyse und die Antriebsmotorschaltung.

Tabelle 4 5' Technische Daten des Meßsystems , ,

Beschleunigungsaufnehmer: Piezotron Miniatur 8614 A 500

der Fa, KlSTLER

Ansprecbschwelle: 0,01 g

Resonanzfrequenz: 125 kHz

Frequenzbereich (± 5%): IHz ... 25 kHz

Empfindlichkeit: 4 mVig

Verstärker: ' Multi-Kanal-Kuppler 5124 AIMI

der Fa, KlSTLER

Frequenzbereich: 0,07"" 300 kHz

Verstärkungsfaktoren: 0,09"" 105

Analogfilter: Eigenbau: Elliptischer Tiefpaß-Filter

40 kHz 72 dB/Oktave (9, Ordnung)

10 kHz 72 dB/Oktave (8, Ordnung)

weitere über externe Anschlüsse

Meßdatenerfassung: PC-Einsteckkarte (SP 200)

der Fa, STAC GmbH

AID-Wandler, Abt.strate max, 100 kHz

240 kB Puffer

62 4.5 FRüHERKENNUNG VON WÄLZLAGERSCHÄDEN

Bei einer Abtastrate (Samplingfrequenz) von z.B. 80 kHz können Signale bis 40 kHz erfaßt werden. Signale mit einer Frequenz über 40 kHz werden mit einem sog. "Antialiasing-Filter" herausgefiltert. Bei einer Signalanalyse (FFT) mit 1024 Abtastwerten ergibt sich in diesem

Meßbereich (0-40 kHz) eine Frequenzauflösung von 78 Hz. Feinere Auflösungen sind bei entsprechend niedrigeren Abtastraten möglich (z.B. 2 Hz im Meßbereich bis 1 kHz).

6 ,--,---,---,--,--,----,----,----,---r----, Belastung:

t NU 205 E: 1,75 kN NA 6905: 3,5 kN

mts'J--+-+-+--+- -+--16009: t.75kN Drehzahl: n = 3000 min"1

21---+--~--1--~~~--1---t--+.r

eine Umdrehung

4~+-~~~==~~~~-+~

0.0 5.1 10.2 15.4 20,5 25,6 30,7 35,8 41,0 ms 51,2 Zelt! ..

Samplingfrequenz: 20kHz

Messung nach 24 Betriebstunden

Bild 4, 11 : Beschleunigungssignal einer PrUfeinheit ohne Lagerschaden, Referenzmessung

6 ,--,---,---,---,--,--,--,----,----,--, Belastung:

t NU 20SE: 1,75kN

""""==t="",,==II---l NA 6905: 3,5 kN mt,.'t----t- - 6009: 1,75 kN

Drehzahl:

41---1---r--+---1---+~~~+-~~-t--~ eine Umdrehung

.6 L.l--.l_I=:::c:::::r:=~~J::r:LJ~ 0,0 5,1 10,2 15,4 20,5 25,6 30,7 35,8 41.0 ms 51,2

Zelt t ..

n:: 3000 min"'

Samplingfrequeoz: 20kHz

Versuchsdauer: 344h

Bild 4.12: Beschleunigungssignal einer Prüfeinheit mit Schaden an Lager 6009

r 4 EXPERIMENTELLE UNTERSUCHUNGEN 63

In Bild 4.11 ist die Referenzmessung einer Ptiifeinheit mit ungeschädigten Lagern dargestellt.

Diese Messungen bestehen aus 1024 Beschleunigungsmeßwerten., die innerhalb von 51,2 ms aufgenommen werden. Das Bild 4.12 zeigt das Meßsignal derselben PrUfeinheit zu einem späteren Zeitpunkt mit Außenringschaden des Rillenkugellagers. Bei dem intakten Lager treten geringfügige Unwuchtschwingungen der Welle auf, die bei konstanter Drehzahl dem Rauschsignal ein Sinussignal überlagern. Dem MeBsignal des ungeschädigten Lagers überla­

gert sich eine Folge von Stoßimpulsen. Der zeitliche Abstand dieser Stoßimpulse entspricht dem Kehrwert der Überrollfrequenz des Außenringes. Bei n = 3000 lImin ergibt sich eine Überrollfrequenz arn Außenring des Rillenkugellagers 6009 von fOAR = 279 Hz, d.h. eine

erneute Überrollung der Schädigung erfolgt nach TOAR = lIfOAR = 0,0036 s.

4.5.3 Analyse des Zeitsignals

Die maximalen Amplituden bzw. Spitzenwerte und die Effektivwerte, d.h. die Standard­abweichung, steigen bei beginnender Schädigung zunächst rapide an, fallen danach jedoch kurzfristig ab, um dann wieder anzusteigen (vgl. Bild 4.13). Ursache für diesen Verlauf ist die Schadensentwicklung. Bei Eintritt einer Schädigung laufen die Wälzkörper über kleine Un­ebenheiten, wie Risse und Aufwürfe, die hohe Spitzenwerte verursachen. hn weiteren Betrieb werden diese Unebenheiten zunächst flachgewalzt, was eine Verringerung der Spitzenwerte zur Folge hat. Schließlich wird die Fläche der Schädigung gräßer und damit steigen auch die Kennwerte wieder an. In Bild 4.13 ist der Verlauf der letzten 200 Betriebsstunden vor einem Ausfall dargestellt.

1300

%

Belastung: NU 205 E:1,75kN _+_+_+_--1 NA 6905, 3.5 kN 6009: 1,75 kN

l,:=~~;~~t~..,--J-+--+-~~/J\~ Drehzahl: n = 3000 mln-1

Samplingfrequenz: 150 1--t--t---l---l--+--+l'.;.;4--+-/jq::II'!'->1j 20kHz

Versuchsdauer.

L~~~~~~~~~~~~ __ ~-+ __ ~~h 100 r'

o L-_L-~~~ __ -J __ ~ __ -L __ ~ __ ~ __ ~--J

·200 ·160 -160 -140 -120 -100 -80 -60 -40 h o Zeit bis zum Versuchsabbruch ..

Bild 4.13: Standardabweichung und Amplitude bei einem fortschreitenden Lagerschaden

64 4.5 FRüHERKENNUNG VON WÄLZLAGERSCHÄDEN

Als alleiniges Kriterium für die Beurteilung des Zustandes einer Lagerung sind diese Kenn­werte ungeeignet. Hohe Amplituden, die ihre Ursache nicht in einem Lagerschaden haben (z.B. veränderte Betriebsbedingungen), werden möglicherweise falsch interpretiert.

Die K(t)-Methode [101J ist eine Verknüpfung von Standardabweichung und Spitzenwert

durch Multiplikation. Es ist eine Datenreduzierung bei verbesserter Aussagefahigkeit mög­

lich. Wenn eine Beschädigung eines bestimmten Lagers als Quelle detektiert ist, liefert dieser

Kennwert eine gute Aussagefahigkeit bezüglich der Schadensgr<lße.

Der erest-Faktor ist ein Maß für die Spitzenhaltigkeit eines Signals, definiert als Verhältnis

von Spitzenwert zu Standardabweichung der Meßwerte (bzw. max. Amplitude zu Effektiv­

wert des Meßsignals).

Ix.,.. I er = a

er Crestfaktor

(4.4)

(1 Standardabweichung der Abtastwerte x(t)

Xmax Spitzenwert der Abtastwerte x(t)

Für Amplitudenwerte entsprechend einer Gauß'schen Nonnalverteilung ergeben sich Crest­

Faktoren von ungefahr 3. Durch Signalspitzen, wie sie bei einem Wälzlagerschaden hervor­

gerufen werden (vgl. Bild 4.14), vergrößert sich der Crestfaktor. Bei sehr stark fortgeschritte­

nen Schäden verschwinden die ausgeprägten Spitzen in den unregelmäßigen Amplituden, was

den Crest-Faktor wieder auf etwa 3 bringt. In dem Bild 4.14 ist der Crest-Faktor tiber den

zeitlichen Verlauf eines Wälzlagerscharlens dargestellt.

t 6

5

4

3

2

1

o

Belastung: NU 205 E: 1 ,75 kN

I---j--t--+--j--t---J\*--j--t--+--t NA 6905: 3,5 kN 6009: 1,75 kN

Drehzahl: 1--+--+--I--+--+-PHr-+--+--I---l n= 3000 min·1

~~~~~'-+~~~~~~~~~ Samplingfrequenz: :... 20 kHz

Versuchsdauer:

==-I344h

-200 -180 -160 -140 -120 -100 -80 -50 -40 h o Zeit bis zum Versuchsabbruch ..

Bild 4.14: Kurtosis- und Crest-Faktor bei einem fortschreitenden Lagerschaden

,

4 ExpERIMENTELLE UNTERSUCHUNGEN 65

In dem Bild 4.14 ist neben dem Crest-Faktor die zeitliche Veränderung der Kurtosis bei

einem fortschreitenden Lagerschaden dargestellt.

Bei der Bestimmung der Kurtosis werden von der Gauß'schen Verteilung abweichende

Amplitudenanteile noch stärker bewertet als beim Crest-Faktor. Durch die vierte Potenz im Integral wird den Spitzen eine stärkere Betonung bei der Bewertung zuteil.

ß2 Kurtosis

x (t) Abtastwert des Beschleunigungssignals

~ Mittelwert der Abtastwerte

p (x) Wahrscheinlichkeitsdichte

a Standardabweichung von x

(4.5)

Für eine Sinusschwingung ist die Kurtosis 1,5. Die Kurtosis ist 3 für eine Gauß'sche Ver­

teilung. Das Verhalten bei einem fortschreitenden Wälzlagerschaden ist ähnlich dem des

Crest-Faktors (vgl. Bild 4.14). Der Kurtosisfaktor steigt zunächst an, um da~m nach weiter

fortgeschrittenem Schaden wieder den Wert von ca. 3 anzunehmen.

Es wird deutlich, daß sowohl der Crest-Faktor als auch die Kurtosis sehr empfindliche

K.ennwerte für eine beginnende Schädigung (Alarmgebung) liefern. Sie erlauben aber keine

Aussage über den Zustand der Lagerung.

4.5.4 Frequenzanal)'Sl!

Eine tiefergehende Möglichkeit zur Diagnose von Wälzlagerschäden besteht in der Betrach­

tung des Frequenzspektruffis. Das Frequenzspektrum wird mit dem Algorithmus der Fast­

Fouriertransformation (FFf) aus dem Zeitsignal gewonnen. Es wird im Leistungs- oder

Amplitudenspektrum nach den Überrollfrequenzen einer Laufbahn- oder Wälzkörperschädi­

gung gesucht.

S(f,) ; FT x( t)

S (f,) Spektrale Leistungsdichte

Fr Fouriertransfonnierte

(4.6)

66 4.5 FRüHERKENNUNG VON WÄLZLAGERSCHÄDEN

Die Überrollfrequenzen liegen zumeist im Bereich von 100 Hz bis 500 Hz. In diesem Bereich werden sie aber weitgehend von Maschinenschwingungen (z.B. Rotorschwingungen) über­lagert und sind entsprechend schwer erkennbar. Ein Wälzlagerschaden kann deshalb hiennit

erst dann erkannt werden, wenn er bereits sehr weit fortgeschritten ist.

Eine bessere Erkennung eines Wälzlagerschadens ermöglicht die Beobachtung eines breiten

Frequenzbandes bis in den Bereich von einigen Kilohertz. Deutlich treten in Bild 4.15 die Vielfachen der Überrollfrequenz als äquidistante Peaks hervor. Das gegenüber der Be­

obachtung bei niedrigen Frequenzen bessere Rauschverhältnis resultiert aus dem größeren

Frequenzabstand zu anderen Maschinenschwingungen sowie der Resonanzverstärkung hoher Frequenzen in der Lagerstruktur.

Bild 4.15 zeigt das Frequenzspektrum einer Wälzlagereinheit mit einem Wälzlagerschaden

im Vergleich zur Referenzmessung im ungeschädigten eingelaufenen Zustand.

Die bezogene spektrale Leistungsdichte PSD (engl. Power Spectral Density) beschreibt die

Leistungsdichte für eine Frequenz fj als Verhältnis zu einem Bezugswert So in logarithmischer

Darstellung.

PSD = log S(f)

So

PSD Bezogene spektrale Leistungsdichte

So Bezugswert der spektralen Leistungsdichte

t 0

~ dB

~ ~ -40 go

] "-60

t ~ ~O OL---~,L---~2----~3----4L---~5----~6----~7--~8L---kH~Z---"0

Frequenz f ..

Bild 4.15: Spektrum einer Lagereinheit mit/ohne Wälzlagerschaden

(4.7)

B"astur~, NU 205 : 1,75 kN

3,5 kN 1,75 kN

, 4 ExPERIMENTELLE UNTERSUCHUNGEN 67

Eine Trendanalyse der Veränderungen der Frequenzspektren darf nicht allein auf den Maxi­

malpegel achten, sondern muß, wie in Bild 4.16 gezeigt wird, lokale Veränderungen berück­

sichtigen. Das Berücksichtigen aller Frequenzen fdhrt jedoch zu einer nur schwer handhab­

baren Datenmenge.

1 " .., ~

" ö. E <:

Frequenz •

Bjld 4.16: Trendentwicklung bei Lagerschäden

1 ;; Cl

" "-" " " " " ." ::;

Grenzkriterium

t, Zeit

I,

Total- : ausfall:

Eine Form der Trendentwicklung kann mit Hilfe des mittleren Pegels beschrieben werden,

weil die Merkmalsausprägung eines Wälzlagerschadens relative Änderungen sind.

Relative Änderungen werden sinnvollerweise mit einem Lagernaß aus einer geometrischen

Mittelung beschrieben [102]. Der mittlere Pegel ist mathematisch als der logarithmierte Wert

des geometrischen Mittels der Leistungen innerhalb eines ausgewählten Frequenzbandes,

bzw. als das arithmetische Mittel der Pegel in diesem Frequenzband definiert, wobei der

Pegel die logaritlunierte Leistung dieses Frequenzbandes darstellt.

= log "TI" SC!,) __ 1 " 'L,PSD(j,)

;=0 So n j=O

PSDm Mittlerer Pegel

(4.8)

Die zeitliche Veränderung des mittleren Pegels bei der Entstehung eines Lagerschadens ist in

Bild 4.17 dargestellt. Der mittlere Pegel bewertet Änderungen bei den Spitzenwerten im

Spektrum niedriger als Änderungen kleiner Werte. Dieses hat z.B. zur Folge, daß die Anre­

gung einer einzigen Resonanzfrequenz -mit dem extremen Anstieg des entsprechenden Fre-

68 4.5 FRüHERKENNUNG VON WÄLZLAGERSCHÄDEN

quenzpegels nur einen geringfügigen Anstieg bewirkt. Ein geringfügiger Anstieg sämtlicher

Pegel des Spektrums läßt den mittleren Pegel hingegen stark ansteigen. Somit ist der mittlere

Pegel unempfindlich gegen das Auftreten einzelner Störschwingungen.

200

%

Belastung: NU 205 E: 1,75kN NA 6905: 3,5 kN 6009: 1 ,75 kN

H----+----jl--+-"..-J Drehzahl: t

150 '" ~ n= 3000 mln-1 c

1-.,,.,.~ .... ..t,,,,,,,,,,j.<1""*-!!:!.~01!.'=---J--+----t--J--~ Samplingfrequenz: r' 20 kHz

c Jll m 100 • 0 c '" 15 " 50 ~

j e

OL-~ __ -L __ ~~ __ -L __ ~ __ L-~ __ -L~

-200 -180 -160 -140 -120 ·100 -80 -60 -40 h o Zeit bis zum Versuchsabbruch ..

Bild 4.17: Der mittlere Pegel bei einem fortschreitenden Lagerschaden

Versuchsdauer: 344h

Das Cepstrurn ermöglicht das Auffinden von Periodizitäten im Frequenzspektrum. Dies wird

mit einer erneuten Bewertung (Frequenzanalyse ) des logarithmierten Leistungsspektrums erreicht.

Die ursprüngliche Defmition des CepstruIIlS lautet:

C(.) = FT (log S(f))' (4.9)

Eine andere Definition [40] des Cepstrums stellt den gleichen Sachverhalt dar:

C(.) = Fr' (log S(f)) (4.10)

FT-} inverse Fouriertransfonnierte

Das Cepstrum ist danach eine Rücktransfonnation des logarithmierten Leistungsspektrums

in den Zeitbereich_ Aufgrund der Eigenschaften der Fouriertransformation werden dabei die obengenarmten äquidistant auftretenden Linien (Periodizitäten) als eine sog_ Quefrenz

abgebildet. Damit ist diese Auswertemethode geeignet, Linienstrukturen zu erkennen, die bei

l , 4 ExPERIMENTElLE UNTERSUCHUNGEN 69

einem Wälzlagerschaden (siehe Bild 4.15) auftreten. Die Quefrenz ist daun die reziproke Überrollfrequenz.

Das Bild 4.18 zeigt die Cepstren einer Prüfeinheit mit und ohne Wälzlagerschaden. Deutlich ist die Linie bei der reziproken Überrollfrequenz zu erkennen. Das Cepstrum bietet so die Möglichkeit, ein schadhaftes Lager eindeutig zu identifizieren, jedoch stellt die Amplitude im Cepstrum keine physikalisch verwertbare Größe dar. Das hat zur Folge, daß die Amplitude im Cepstrum nicht als Kriterium für den Zustand eines Wälzlagers genutzt werden kann.

I ~ cJ ~ "C

" ~ 0. E «

100

%

75

50

25

o 1,0 2,0 3,0 4,0 5,0 6,0 7,0 8,0 ms 10,0

Quefrenz'Z' ..

Bild 4.18: Cepstrum einer Lagereinheit mit und ohne Lagerschaden

4,5,5 Automatisierte Lagerdiagnostik

Belastu"2: NU 205 : 1,75 kN NA 6905: 3,5kN 6009: 1,75kN

Drehzahl: n = 3000 min"1

Samplingfrequenz: 20kHz

Messuna nach 24hun 344h

In Bild 4.19 ist die automatisierte Lagerdiagnose als ein vereinfachtes Blockschaltbild dargestellt.

Nach dem Einlaufen der Lager wird eine Referenzmessung durchgeführt. Die Zeitsignale

bestehen aus lODatensätzen zu je 1024 Meßwerten. Aus jedem Datensatz werden Analysen im Zeitbereich und im Frequenzbereich durchgefuhrt und die Ergebnisse gemittelt. Aus dieser

Referenzmessung werden verschiedene Kennwerte errechnet.

Jede spätere Schwingungsmessung wird mit dieser Referenz verglichen. Bei Auftreten einer

Schädigung verändern sich die Kennwerte, wie in den obigen Bildern dargestellt ist. Bei

Erreichen einzelner Grenzwerte erfolgt eine Alarmgebung. Daraufhin wird der Zeitraum zwischen den Messungen verringert.

70

Standardabweichung max. Amplitude Crest-Faktor Kurtosis K(t) Mittlerer Pegel

4.5 FRÜHERKENNUNG VON WÄLZLAGERSCHÄDEN

,

Analyse der geminel­ten Frequenzspektren

Bild 4.19; Blockschaltbild der Signalanalysen

In der Auswertung wird aus der Summe der Einzelkennwerte ein Gesamtdiagnoseparameter ennittelt. Bei Überschreiten eines Grenzwertes wird der Antrieb der jeweiligen prfifeinheit

abgeschaltet (Bild 4.19). Mit Hilfe des Cepstrums läßt sich das schadhafte Lager bestimmen

und gezielt demontieren.

, 5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 71

5 Untersucbungsergebnisse

5.1 Korrosionsuntersucbungrn

Die Korrosionsuntersuchungen (Tabelle 5.1) basieren auf Versuchen, die am Institut fUr Werkstoffkunde der TH Darmstadt bzw. der Staatlichen Materialprüfungsanstalt Darmstadt

bei Herrn Prof. Speckhardt durchgeführt werden. Es wird geklärt, wie sich Wälz1agerstäh1e bzw. deren Oberflächenbeschichtungen bei ausschließlich korrosiver Beanspruchung verhal­ten. Dafür wurden folgende Priifverfahren ausgesucht:

• Korrosionsverhalten im Industrieklima, d.h. Prüfung im Kondenswasser-Wechselklirna mit schwefeldioxidhaItiger Atmosphäre nach DIN 50 018-KFW 0,2 S,

• Salzsprühnebel, d.h. Sprühnebelprüfung ntit Natriumchloridlösung

nach DIN 50 021-SS,

• Elektrochemische Korrosionsuntersuchungen nach DIN 50918.

Als Versuchsproben werden Wälzkörper, d.h. Zylinderrollen (01Omm x lOmm) aus ver­schiedenen Werkstoffen mit unterschiedlichen Oberflächenbehandlungen verwendet.

Tabelle 5.1: Probenanzahl für Korrosionsuntersuchungen in den HFA- und HFC- Hydrau­likflüssigkeiten

Werkstoff 100Cr6 1, ,~- lOOCr6 440C 30

Oberflächenbehandlung ~~e dünn- Cr- I dünn- [Ti-C- ;;:e [ohne Be-

nt, ver- ltung tung chromt tiert lundN- tiert tung

3 3 3

I,"n;,.- . 3 3 3 3

~ 3 3 3 3 3 3 3

-,. 1 (HFA) I(HFA) 11, 1 (HFC) l(HFC) l(HFC)

*)

I sättigt ,,,,i., I sättigt ,'tli., ... . .

*) • luftgesattlgte Elektrolytlosung, • mit Preßluft begaste Elektrolytlösung

• und mit Stickstoff begaste Elektrolytlösung.

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE

BUd 5.1; Korrosions­prüfung nach

DIN 50018 KFWO,2S nach 1 h

a) lOOCr6 ohne Be­handlung

b) lOOCr6 dünnschicht­verchromt

c) 100 Cr 6, dünnschicht­verchromt und N-Ionen­implantiert

d) lOOCr6, Cr-Ionen­implantiert

e) 100 Cr 6, TiC-Ionen­implantiert

f) AISI 440 C ohne Be­handlung

73

5.1 KORROSIONSUNTERSUCHUNGEN

Bild 5.2: Korrosions­prüfung nach DIN 50018 KFWO,2S nach 24 h

a) looCr6 ohne Be­handlung

b)looCr6 dünnscrucht­verchromt

c) 100 Cr 6, dünnschicht­verchromt und N-[,oneln­implantiert

d) 100 Cr 6, Cr-Ionen­implantiert

e) 100 Cr 6, TiC-Ionen­implantiert

f) AIS! 440 C ohne Be­handlung

74

5 UNTERSUCHUNGS ERGEBNISSE

Bild 5.3: Korrosions .. prüfung nach DINS0018 KFW 0,2 S nach 96h

a) !OO Cr 6 ohne Be­handlung

b) !OOCr6 dünnschicht~

verchromt

c) !OOCr6, dünnschicht­verchromt und N-Ionen­implantiert

d) ! 00 Cr 6, Cr-Ionen­implantiert

e) !OOCr6, TiC~Ionen~

implantiert

f) AlS! 440 C ohne Be~ handlung

75

j

I 5.1 KORROSIONSUNTERSUCHUNGEN 76

Die Farbaufnahmen verdeutlichen, daß alle unbeschichteten Proben aus 100 Cr 6 bereits nach

einer Auslagerung von einer Stunde in schwefeldioxidhaltiger Atmosphäre fast vollständig

mit Rottost bedeckt sind (Bild 5.1). An den dünnschichtverchromten Proben sowie an den

Proben aus AIS! 440 C und Cronidur 30 zeigen sich noch keinerlei Korrosionserscheinungen.

Die Proben der Varianten, die nur Ionenimplantationen erfahren hatten, sind bereits etwa zu 75 % der Oberfläche mit Rotrost bedeckt. Nach einer Versuchsdauer von 24 Stunden zeigt sich (Bild 5.2), daß auch die ionenimplantierten Proben ganzflächig mit Rotrost bedeckt sind.

hn weiteren Verlauf der korrosiven Beanspruchung bilden sich bei den Proben aus 100 Cr 6 (ohne Beschichtung), 100 Cr 6 (Cr-ionenirnplantiert) und 100 Cr 6 (Ti-C-ionenirnplantiert)

dicke Rostschichten auf den Oberflächen (Bild 5.3).

Die dünnschichtverchromten Proben und die Proben aus AISI440 C zeigen nach 24 Stunden

vereinzelt leichte Verfärbungen. Nach 96 Stunden zeigen auch die dünnschichtverchromten

Proben eine Rostbildung. Es handelt dabei jedoch um einen lokalen Korrosionsangriff (Bild

5.3), der an Rissen und Poren in der Chromschicht stattfindet. Auch die Proben aus AI­

SI 440 C zeigen einen leichten Korrosionsangriff mit gleichmäßiger flächiger Ausprägung.

Bild 5.4:

Korrosionsprufung nach

DlN 50 018 KFW 0,2 S

a) Cronidur 30

nach 24 h

b) Cronidur 30

nach 92 h

Nach einer Versuchsdauer von 48 Stunden beginnt bei dem Cronidur 30 ausgehend von den

Stirnflächen ein Korrosionsangriff. Bei den Stimflächen handelt es sich um ungeschliffene

Flächen, deren Rauheit vom Abstechvorgang herrührt. An den geschliffenen Zylinderlächen ist auch nach 92 Stunden in der Klimakammer noch kein Rotrost feststellbar.

Zusammenfassend ist in Bild 5.5 der Rostbedeckungsgrad in Abhängigkeit von der Prüfdauer

dargestellt.

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE

t 10~ "D 75 ~ CI

" CI c: 50 ~ " .. "D

" 25 01 1l; o a: o

1 h 24h 48h 96h 1 h 24h 48h 96h 1 h 24h 48h 96h 1 h 24h 48h 96h

PrOfdauer ---+-

Bild 5.5: Rostbedeckungsgrad bei der Klimaprüfungen nach DIN 50018-KFW 0,2 S

5.1.2 Salzspriihnebelprüfungen nach DIN 50021-SS

77

Salzsprühnebelprüfungen sind Prüfungen mit einer kontinuierlich versprühten, wäßrigen

Natriumchloridlösung mit einer Konzentration von 5 gl100 ml (pH-Wert: 6,5 bis 7,2). Das

Versprühen geschieht mit Hilfe von Druckluft, die Temperatur in der Prüfkanuner beträgt ca. 35 oe. Bei der Durchführung werden 3 Proben eines Oberflächenzustandes gleichzeitig dem Salzsprühnebel ausgesetzt. Die Proben sind dabei elektrisch voneinander isoliert.

Die Aufnahmen in Bild 5.6 zeigen die Proben nach einer Stunde in dem Natriumchloridnebel.

Die Proben aus 100 Cr 6 weisen lokale Rostflecken auf. Das gleiche Verhalten zeigen die

Proben aus 100 er 6 mit einer Ionenimplantation und der AISI 440 C. Lediglich an den

dünnschichtverchromten Proben sind keinerlei Korrosionserscheinungen erkennbar.

Nach einer Versuchsdauer von 24 Stunden zeigen die Proben mit einer Dünnschichtverchro·

mung im Bereich des Überganges der zylindrischen Rollenfläche zur Stirnseite der Proben

erstmals einzelne lokale Korrosionserscheinungen (Bild 5.7). hn weiteren Verlauf der

korrosiven Beanspruchung bildet sich bei den Proben aus 100 Cr 6 und den Proben aus

ionenimplantierten 100 Cr 6 eine die gesamte Oberfläche überdeckende Rostschicht

(Bild 5.8). Nach einer Versuchsdauer von 96 h zeigen auch die dünnschichtverchromten Proben örtlich

eine verstärkte Rotrostbildung an Rissen und Poren in der Chromschicht (Bild 5.8). Die

Proben aus AISI 440 C weisen stellenweise Rostflecken auf.

5.1 KORROSIONSUNTERSUCHUNGEN

Bild 5.6: Korrosions­prüfung nach D1N 50 021 SS

nach 1 h

a) looCr6 ohne Be­handlung

b)looCr6 dünnschicht­verchromt

c) 100 Cr 6, dünnschicht­verchromt und N-Ionen­implantiert

d) 100 Cr 6, Cr-Ionen­implantiert

e) 100 Cr 6, TiC-Ionen­implantiert

f) AISI440 C ohne Be­handlung

78

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE

Bild 5.7: Korrosions­prüfung nach DINS0021 SS

nach 24 h

a) looCr6 ohne Be­handlung

b)IOOCr6 dünnschicht­verchromt

c) 100 Cr 6. dünnschicht­verchromt und N-Ionen­implantiert

d) 100 Cr 6, Cr-Ionen­implantiert

e) 100 Cr 6, TiC-Ionen­implantiert

f) AISI440 C ohne Be­handlung

79

5.1 KORROSIONSUNTERSUCHUNGEN

Bild 5.8: Korrosions­prüfung nach DIN50021 SS

nacb 96 h

a) lOOCr6 ohne Be­handlung

b) lOOCr6 dünnschicht­verchromt

c) lOOCr6, dünnschicht­verchromt und N-Ionen­implantiert

d) 100 Cr 6, Cr-Ionen­implantiert

e) 100 Cr 6, TiC-Ionen­implantiert

f) AISI 440 C ohne Be­handlung

80

, 5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 81

Die gleichen Versuchsbedingungen wurden in den Salzsprühnebelprüfungen für den Croni­

dur 30 eingestellt. Auch nach einer verlängerten Versuchs dauer von 192 Stunden kann an

dem Cronidur 30 kein Rotrost festgestellt werden.

BUd 5,9:

Korrosionsprüfung nach

DIN 50 021 SS

a) Cronidur 30

nach 24 h

b) Cronidur 30 nach 192 h

In Bild 5.10 ist der Rostbedeckungsgrad in Abhängigkeit von der Prüfdauer dargestellt.

t 100

%

'C 75 .. -co ~ C> c 50 " '" " m 'C m 25

'" , ;;; o a: o

1 h 24h 48h 96h 1 h 24h 48h 96h 1 h 24h 48h 96h 1 h 24h 48h 96h

PrOfdauer -...

Bild 5,10: Rostbedeckungsgrad bei Salzsprühnebelprüfungen nach DIN 50021-SS

Bei den Korrosionsprüfungen zeigen die Proben aus AISI 440 C und die dÜDnschicht­

verchromten Proben eine begrenzte Beständigkeit. Erst bei höheren Versuchsdauern

, 5.1 KORROSIONSUNTERSUCHUNGEN 82

treten Korrosionserschelnungen auf. Diese Korrosionserscheinungen unterscheiden sich

in zwei Varianten. Bei den dünnschichtverchromten Proben findet ein tiefgehender

lokaler KorrosionsangritT statt Bei den Proben aus AISI 440 C zeigt sich ein flächiger

Korrosionsangriff mit geringer Tiefenwirkung.

Der Cronidur 30 verfügt über die höchste Korrosionsbeständigkeit. An den geschlitTe~

nen Zylinderflächen kann keinerlei Korrosionsangriff festgestellt werden.

5,1,3 E1ektrochemiscbe Messungrn In den elektrochemischen Messungen wird die Potentialabhängigkeit der Korro­

sionsreaktionen unter definierten Bedingungen ermittelt. DiesesVerfahren dient sowohl zur

Aufklärung von Korrosionsmechanismen als auch zur Feststellung, ob in praktischen Syste­

men eine Gefahrdung durch elektrochemische Korrosion vorliegt. Aufnahmen von

Stromdichte-Potential-Kurven werden unter elektrochemischer Polarisation in den

Hydraulikflüssigkeiten durchgeführt (Prinzipsskizze in Bild 5.11). Während der elektroche­

mischen Messungen befinden sich die Bezugselektroden (Bezugspotential: -563 mV~, die

Probe als Meßelektrode sowie ein Platin-Netz als Gegenelektrode in der mit 300 ml gefüllten

Meßzelle. Die Proben werden in eine Halterung aus PTFE eingesetzt; die Prüffläche beträgt

jeweils 0,1 cm2. Für jeden Versuch wird die Korrosionselektrolytlösung erneuert. Die

Versuche werden bei 40°C durchgeführt.

Spannungs­messer 111 f----,

R

Bezugs-

Strom­messer

Bild 5.11: Meßzelle für elektrochemische Messun­

gen

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 83

Das Meßgefaß ist ein offenes Glasgefäß und die Flüssigkeit entsprechen luftgesättigt. Eine Bewegung der Hydraulikflüssigkeit erfolgt nur bei den Versuchen mit stickstoff- bzw.

preßluftgesättigteß Lösungen unter ständiger Gaszufuhr. Diese Versuche klären, ob sich das

Korrosionsverhalten bei Sauerstoffiiberangebot bzw. Sauerstoffmangel verändert.

Die Messung des Ruhepotentials erfolgt 15 Minuten nach dem Einbringen der Proben in die

Korrosionslösung. Es werden die Stromdichte-Potential-Kurven aus dem Ruhepotential

heraus zu höheren Potentialen aufgenommen. Die Potentialänderungsgeschwindigkeit ist mit

1 V Ih auf das Korrosionssystem abgestimmt. Die Stromdichte-Potential-Kurven sind im

Rahmen der Systemgenauigkeit reproduzierbar. Das freie Korrosionspotential, das sog.

Ruhepotential ER (Tabelle 5.2), ist kennzeichnend für das Korrosionsverhalten des Werk­

stoffes im außenstromlosen Zustand.

Tabelle 5.2: Ruhepotential der Versuchskörper

Ruhep,otential ER in mV H Elektrolytlösung, Elektrolytlösung, Elektrolytlösung,

bezogen auf Nonnal-Wasserstoff- luftgesättigt Preßluft begast Stickstoff begast

Elektrode HFA HFC HFA HFC HFA HFC

100 Cr 6 ohne Behandlung +135 +35 +180 +55 ±O +35

100 Cr 6 mit Dünnschichtverchro- +110 +145

mung

100 Cr 6 mit Dünnschichtverchro- +90 +100

mung und N-Ionenimplantation

100 Cr 6 mit Cr-Ionenimplant. +145 +50

100 Cr 6 mit Ti-C-Ionenimplant. +200 +105

AISI 440 C ohne Behandlung +165 +115

Cronidur 30 ohne Beh. +70 +15

Die Bilder 5.12 bis 5.17 zeigen das Verhalten aller untersuchten Proben bei anodischer

Polarisation in der HFA- und in der HFC-Hydraulikflüssigkeit.

84

1

tmA -. cm' CI> -.r:: o ." E e -cn

0,01

0,001

0,0001 -200

5.1 KORROSIONSUNTERSUCHUNGEN

100 er 6, DOnnschichtverchromung !----t..,...:''--t--:-o-''-I AISI440C

. I

o

I I

, - ..... . . . . , , .. .-:. . -~k:?r=----,

200 400

HFA als ElektrolytlOsung (40 °el. luftgesättIgt

600 800

Potential EH ..

1200

Bild 5.12: Stromdichtepotentialkurven verschiedener Werkstoffe in der HFA-Hydraulik­flüssigkeit

1

t mA Stlckstoff-Ionenlmplantation .~ cm' 100 er 6, Chrom-[onenimplanlalion CD - . - 100Cr .r:: 0 ~.

0,01 :::,',' ~.

." E HFAals

, , 0 (40 'C), - -~ -cn

0,001

0,0001 -200 o 600 800 1200

Potential EH ..

Bild 5,13: Stromdichte-Potential-Kurven von behandeltem 100 Cr 6 in der HFA- Hydraulik­flüssigkeit

5 UNfERSUCHUNGSERGEBNISSE 85

1

t mA ~ cm' 11) -&. .2 "C 0,01 E 0 ~ -CI)

0,001

0,0001

:; ;;.:'l:Vte"tRston.'-; t;E!ll; i ,-IM!:d~iM:",;i-:f't,;:i ,~) t"" ~_"-;HHN'l -\,v;;}!/" ---- lQDerS HFC als ; . . 100Cr6mit Elektrolyt-

; . - - , DQnnschicht- lösung (40 'e),

,I.

/ luflgesättigt , verchromung :1

. , . . _.- AISI440 C . , Cronidur 30 . . 1

/ . . . . . . . . . . I . I . . . .

.,../ .-.- .. · ; -'--' · ;::-- ... . · V ....... · · .---200 o 200 400 600 800 1200

Potential EH ..

Bild 5.14: Stromdichte-PotentialMKurven verschiedener Werkstoffe in der HFC- Hydraulik­flüssigkeit

1

t mA cm' .~

Q) -&.

" "C 0,Q1 E 0 ~ -CI)

0,001

0,0001

v,rs~~"h$Yier~Sloffe , .' , _ 100 Cr 6, OOnnschichtverchromung mit

~ Stickstoff-lonenimplantation

- - 100 Cr 6, Chrom-Ionenimplantation V - . - 100 Cr 6, Titan· und C-Implantation

":Mi@u'm' .e· / I -------HFC als ElektrolytlOsung -/ ---(40 -C), luftgesättigt -

/ .

... _.-' I .-'-'- .-.-'

" I / ...

-200 o 200 400 600 800 1200

Potential EH ..

Bild 5,15: Stromdichte-Potential-Kurven von behandeltem 100 Cr 6 in der HFC- Hydraulik­

flüssigkeit

86 5.1 KORROSIONSUNTERSUCHUNGEN

0,05

t mA cm' .-

CD - 0,03 .c:

" "0 HFAals E

0 0,02 ElektrolyllOsung ~ - (40 'C) cn

0,01

600 BOO mVH 1200

Potential EH •

Bild 5.16: Stromdichte-Potential-Kurven von 100 Cr 6 in der HFA- Hydraulikflüssigkeit bei

verschiedenen Atmosphären

Bild 5.17: Stromdichte-Potential-Kurven von 100 Cr 6 in der HFC- Hydraulikflüssigkeit bei verschiedenen Atmosphären

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 87

Ergebnisse der elektrocbemischen Messungen

Alle untersuchten Werkstoffvarianten zeigen in heiden Hydraulikflüssigkeiten ein ausgeprägt

passives Verhalten. Dieses zeigt sich in Auflösungsstromdichten von deutlich weniger als

0,01 mAlcm2beieiner anodischer Polarisation bis zu Potentialen von +600 mVH •

Die Varianten aus dünnschichtverchromtem 100 Cr 6 erreichen in heiden Hydraulikflüssig­

keiten (Bild 5.12 und 5.14) bereits zwischen +600 mVH und +800 mVH eine Auflösungs­

stromdichte von mehr als 0,01 mNcm2, Dies ist u.a. auch darauf zurückzuführen, daß bei

anodischer Polarisation auf einer Chromoberfläche Phasengrenzreaktionen anders ablaufen als an Stahloberflächen. Dieser Unterschied läßt jedoch für die Praxisanwendung düno­

schichtverchromter Oberflächen kein ungünstigeres Verhalten erwarten, da sich die fest­

gestellten Vorgänge erst bei sehr hohen Polarisationszuständen einstellen.

Der Cronidur 30 zeigt im Vergleich zu dem AISI 440 C geringfügig höhere Korrosions­

umsätze in den wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten. Diese Unterschiede können mit dem

Chromgehalt erklärt werden. Da der Cronidur 30 mit einem Chromgehalt von l3 % über

weniger Chrom verfügt als der AISI 440 C mit 17 %, sind bei dem Cronidur 30 geringfügig

höhere Passivierungsstromdichten und Passivstromdichten zu erwarten.

Bei dem Vergleich der Strom-Dichte-Potential-Kurven muß berückSichtigt werden, daß sich

die ermittelten Korrosionsstromdichten auf Vorgänge im sogenannten Passivbereich bezie­

hen, daß also nur zwischen sehr geringen Strömen differenziert werden kann.

Vergleiche der Kurvenverläufe (Bild 5.12 mit 5.14, Bild 5.13 mit 5.15) lassen erkennen, daß

die HFA-Hydraulikflüssigkeit geringfügig höhere Korrosionsumsätze liefert als die

HFC-Hydraulikflüssigkeit.

Die Bilder 5.16 und 5.17 ennöglichen ein Vergleich von luftgesättigten Hydraulik­

flüssigkeiten und Hydraulikflüssigkeiten mit deutlich verringertem Sauerstoffangebot.

Sowohl bei der HFA- als auch bei der HFC-Hydraulikflüssigkeit ergibt sich durch die Ver­

änderung des Sauerstoffgehaltes keine Änderung des Korrosionsangriffs. Da im Zuge des

Begasungsvorganges durch die aufsteigenden Gasblasen auch eine Bewegung der Hydraulik­

flüssigkeit erfolgt, geben die Kurven gleichermaßen Aufschluß darüber, daß sich in bewegten

Hydraulikflüssigkeiten keine Änderung der Korrosionsmechanismen einstellt.

Eine Begutachtung der Prüffiächen im Mikroskop läßt für alle WerkstofflElektrolyt-Kom­

binationen keinerlei Veränderungen der Oberfläche im Vergleich zum Zustand vor der

Prüfung erkennen.

Die elektrochemischen Untersuchungen verdeutlichen, daß sich das KorrosionsverhaI.

ten der untersuchten Proben nur graduell unterscheidet. AUe untersuchten Werkstoff·

varianten zeigen in den wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten ein ausgeprägt passives

Verhalten. Keine Probe neigt zu flächiger oder selektiver Korrosion.

88 5.2 CERT-UNTERSUCHUNGEN

5.2 CERI -Untersuchungm

CERT-Versuche (CERT - eonstant Extension Rate Testing) sind Zugversuche mit niedriger

Dehngeschwindigkeit. Eine einachsig gespannte Zugprobe wird im zu prüfenden Angriffs­medium bis zum Bruch gezogen. Die Dehngeschwindigkeit (Dehnrate) muß dabei einen

kritischen Wert überschreiten. Die relative Bruchenergie ist ein Maß flir die Spannungsriß­

korrosionsanfaIligkeit. So kann die Spannungsrißkorrosionsempfindlichkeit eines Werk­stoffes im Prtifmedium aufgezeigt und nachgewiesen werden.

Im folgenden werden die Ergebnisse der in Tabelle 5.3 aufgeführten Versuche vorgestellt.

CERT-Proben CERT-Versuch Iabell~ ~,,:

100 Cr 6, unbehandelt • Referenzversuch an Luft CERT-Vers uehs-

• Zugversuch in HFC programm

• Zugversuch in HF A

AIS! 44OC, unbehandelt • Referenzversuch an Luft

• Zugversuch in HFC • Zugversuch in HF A

Cronidur 30. unbehandelt • Referenzversuch an Luft

• Zugversuch in HFC • Zugversuch in HF A

100 Cr 6 mit Dünnschicht- • Referenzversuch an Luft

verchromung, ca. 2-3 J.I11l • Zugversuch in HFC • Zugversuch in HF A

Die CERT-Proben haben innerhalb der Meßlange von 60 mm einen Nenndurchmesser von 6 mm (Bild 5.18).

60

o -,,(') geschliffen:;:

-r--~~~~~ __ ~~ __ ~O,~2 ______________ ~W~~ __ ~r-0~ ____ 1I~~--~ co 'Q co .... 0. __ ·- . __ . __ . _. _. __ • __ . __ .• 0. __ . __ . ____ . __ ._ •. __ .. __ ._. __ •. _ ._0 .. _. _._0. ___ .....

12 12

35 70

DIN 332 - B 2,5 x 5,3 140

Bild 5,18: CERT-Proben

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

f

•

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 89

Die CERT-Versuche werden mit Hilfe einer einsträngigen elektromechanischen 500 kN­

Zugprüfmaschine der Fa. WALTER & BAI am Institut für Werkstoffkunde an der Universität Hannover bei Herrn Prof. Louis durchgeführt.

Es werden konstante Abzugsgeschwindigkeiten eingestellt. die nach Umrechnung auf die

Prüflänge rechnerisch zu einer Dehnrate von E '" 3 . 10,11/5 führen.

Die Bilder 5.19 bis 5.22 dokumentieren die Spannungs-Dehnungs-Verläufe der untersuchten

Zugproben. An den parallelen Verläufen der Spannungs-Dehnungskurven der jeweiligen

Stähle und mit Hilfe von Wiederholmessungen wird ein reproduzierbares Verhalten erkennn­

bar. Alle Proben mit Ausnahme der dünnschichtverchromten Proben überschreiten die 0,2-

Dehngrenzen. Die Werkstoffe erreichen an Luft mit > 2000 N/mm2 ähnliche Zugfestigkeiten,

wobei sich der AISI 440 C durch eine vergleichsweise höhere Duktilität auszeichnet.

Die Spannungs·Dehnungsverläufe der Proben bei der Referenzmessung an Luft zeigen

jeweils die größte Zähigkeit. Die Proben in der HFC·Hydraulikflüssigkeit und der HFA­

Hydraulikflüssigkeit erreichen niedrigere Werte. Bei dem weniger kOITosionsbeständigen

Stahl 100 Cr 6 wirkt sich die Anwesenheit der wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten imt einem verstärkten Rückgang der Maximalspannung aus. Bei den korrosionsbeständigen

Stählen AISI 440 C und Cronidur 30 ist dieser Rückgang weniger ausgeprägt. Anhand

metallographischer Untersuchungen läßt sich jedoch keine Spannungsrißkorrosion nach·

welsen.

2500

N ~ Werkstoff: 100 er 6 Oberfläche unbehandelt

mma

t 1500 b Cl c: :J c: 1000 c:

'" "-CI)

500

V, I Referenzversuch - Luft I v:: :--- Prüf[ösung • HFC I

/11 I ,r / PrOflösung • HFA v ............ 1 //

: ........ ~ I v, I

I I I

~ I I I I I I

I I I I I I I I I I I I o

o 2 4 6 8 % 10 DehnungEt ~

Bild 5.19: Spannungs·Dehnungsverläufe des unbehandelten Werkstoffs 100 Cr 6 in Ab­

hängigkeit vom Umgebungsmedium

L

90 5.2 CERT-UNTERSUCHUNGEN

2500 N

mm2 Werkstoff: AISI 440 C

2000

t 1500 b Cl

" " c: 1000 "

Oberfläche unbehandell

~ I Referenzversuch - Luft r:: PrOf lOsung - HFC

I I

'V ~< PrOflösung • HFA

I I

:y I

" 0. (f)

I I I I I I I I I

500 I I I

: I I I I

I I I

o : I 1 o 2 4 6 8 % 10

Dehnung EI ..

Bild 5.20; Spannungs-Dehnungsverläufe des unbehandelten Werkstoffs AlSl 440 C in

Abhängigkeit vom Umgebllogsmedium

Bild 5.21;

2500 N

mm2

2000

t 1500 b Cl

" " " tOOO " " 0. (f)

500

I o

o 2

Werkstoff: Cronidur 30 Oberfläche unbehandelt

" Aeferenzversuch - Luft I " ~'~ I " PrOflösung . HFC

//

1/-t1 ; - Prüflösung - HFA ~,~ , I

fr I I I I I

I I I I I

4

Dehnung Et

6 8 % 10

Spannungs-Dehnungsverläufe des Werkstoffs Cronidur 30 in Abhängigkeit vom Umgebungsmedium

t

I

,

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 91

Die Ergebnisse für die dünnschichtverchromten Proben aus dem Werkstoff 100 Cr 6 (Verfah­ren der Fa. Duralloy, Schweiz) sind Bild 5.22 zu entnehmen. Unabhängig vom angreifenden Medium wird die Streckgrenze bei keiner der dünnschichtverchromten Prohen erreicht.

2500 I

Werkstoff: 100 Cr 6 N

mml! Oberfläche dQnnschlcht-verchromt

t 1500 b CI c: ::> c: 1000 c: ca a.

CI)

500

/ Aeferenzversuch - Luft

Prüflösung " HFC

~ ~ PrOflösung - HFA

Iv ij Vv 111

!:r o o 2 4 6 8 % 10

Dehnung EI ____

Bild 5,22: Spannungs-Dehnungsverläufe des dünnschichtverchromten Werkstoffs 100 Cr 6

in Abhängigkeit vom Umgebungsmedium

3000

t Nimm'

2000

§ 1500 2

500 f .~

1000

::; o

Luft HFC HFA Luft HFC HFA Luft HFC HFA Luft HFC HFA

Bild 5.23: Maximalspannung bei den CERT-Versuchen

•

92

t I f j ~

5.2 CERT-UNTERSUCHUNGEN

il' Luft HFC HFA Luft HFC HFA Luft HFC HFA Luft HFC HFA

Bild 5,24: Spezifische Formänderungsarbeit

Die Bilder 5.23 und 5.24 fassen die wichtigsten Daten der Versuche zusammen. Sie be­

schreiben die Festigkeits- wie Zähigkeitseigenschaften des jeweiligen Werkstoffs mit

• der maximal ertragenen Zugspannung und

• der spezifischen Fonnänderungsarbeit, welche durch Integration der Spannungs-Deh­

Dungs-Kurven ermittelt wird.

Die Zugproben werden im Anschluß an den Zugversuch metallographisch untersucht.

Bild 5.25:

Referenzversuch an Luft: Bruchfläche der

Probe aus unbehandel­

tem 100 Cr 6,

Rißinitiierung aus der Mitte der Probe

(WE 8362)

•

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 93

Der Bruchverlauf erfolgt bei allen Proben als spröder Gewaltbruch im Bereich der Meßlänge. Der Bruch tritt makro- und mikroskopisch gesehen senkrecht znr Belastungsrichtung auf. Es können keine Nebenrisse senkrecht zur Hauptnormalspannungsrichtung festgestellt werden.

Der duktile Verformungsbereich am Prohenrand ist ntinimal « 50 J1IIl). Auf die Ermittlung der Bruchdehnung und der Brucheinschnürung wird verzichtet, da die Meßgröße im Bereich

der Meßstreuung liegt.

Bild 5.26:

Referenzversuch an Luft: Bruchfläche der

Probe aus AIS! 440 C,

Rißinitiierungsbereich

am Probenrand

(WB 8361)

Bild 5,27:

Referenzversuch an Luft: Bruchfläche der Probe aus Cronidur 30,

Rißinitiierungsbereich

am Probenrand

(WB 10399)

94 5.2 CERT-UNTERSUCHUNGEN

Uchtmikroskopische Probenuntersuchungen ergeben, daß der Werkstoff 100 Cr 6 und der

Cronidur 30 eine ebenere Bruchflächeotopographie aufweisen als der Werkstoff AISI 440 C

(siehe Bild 5.25 bis 5.27).

Die Rißinitiierung erfolgt mit Ausnahme der Proben, die in Luft geprüft werden, immer vom Probenrand aus. Ein Einfluß des Prüfmediums auf die Bruchoberfläche konnte lichtmikrosko­

pisch nicht festgestellt werden. Detaillierte Aufnahmen der Bruchoberflächen sind den raster­

elektronenmikroskopischen Untersuchungen zu entnehmen.

Die REM-Aufnahmen der Probe aus unbehandeltem 100 Cr 6 lassen in Bild 5.28 einen

transkristallinen Bruchverlauf mit Anzeichen von Wabenbruch erkennen.

Bild 5.28:

REM-Aufnahme des

Rißinitiierungsberei­ches der Probe aus un­

. behandeltem 100 Cr 6.

Zugversuch in HFC

5~m

(A 119111923)

Der Bruchverlauf der dünnschichtverchromten Probe hingegen zeigt im Rißinitiierungs­

bereich, Bild 5.29, einen interkristallinen Bruchverlauf. Der interkristalline Bruchverlauf

weist auf eine Schwächung der Korngrenzen hin, ausgelöst durch eine Wasserstoffver­

sprödung vom galvanischen Verchromen. Ein interkristalliner Bruchverlauf sowie Mikropo­

ren auf den Komgrenzen sind typische Erscheinungsbilder einer wasserstoffinduzierten

Schädigung hochfester Werkstoffe. Ein interkristalliner Bruchverlauf kann weiterhin durch

Eigenspannungen, resultierend aus dem Härtungsprozeß und ggf. durch die chromhaltigen

Ausscheidungen auf den Komgrenzen unterstützt werden.

Ausgehend vom Rißinitiierungsbereich verändert sich die Bruchfläche im weiteren Gewalt­

bruchbereich zu einer transkristallinen Oberflächenstruktur mit Anzeichen von Wabenbruch:

Das Aussehen der Bruchfläche entspricht dort der REM-Aufnahme in Bild 5.28.

t

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 95

Bild 5.29:

REM-Aufnahme des

Rißinitiierungs­

bereiches der Probe aus dünnschiebtverchrom­

ten 100 Cr 6,

Zugversuch in Luft;

4Jl11l

(A 118711890)

Zur Quantifizierung möglicher Geftigeveränderungen als Folge des Verchromungsprozesses

wurde eine KleinlasthärtepIÜfung an einer dünnschichtverchromten und an einer unver­

chromten 100 Cr 6-Probe durchgeführt. Die Proben wurden in der Probenmitte und am

Probenrand untersucht. Als Meßgrößen konnten lage- und beschichtungunabhängig Härte­

werte in einem Streubereich von 800 bis 880 HVo,1 ennittelt werden. Eine Veränderung des

Grundmaterials durch den Verchromungsprozesses konnte mit Hilfe dieser Untersuchungen

nicht festgestellt werden.

Die Bruchflächentopografie des AISI 440 C ist in Bild 5.30 abgebildet. Ein transkristalliner

Bruchverlauf ist vorherrschend. Aufgrund des grobkörnigen Gefüges des AISI 440 C ist die

Bruchfläche generell zerklüfteter als die des 100 Cr 6 und des Cronidur 30.

Gewaltbruchbereiches

I Zu.gv,,,su,ch in Luft

5~m

(A 1191/1928)

.

96 5.2 CERT-UNTERSUCHUNGEN

In Bild 5.31 ist eine REM-Aufnahme des Gewaltbruchbereiches der Probe aus Cronidur 30 dargestellt. Es zeigt sich ein transkristalliner Bruchverlauf.

Zusammenfassung der Ergebnisse der CERT -Versuche

Bild 5.31:

REM-Aufnahme des Gewaltbruchbereiches der Probe aus Croni­dur 30,

Zugversuch in Luft

(X 238/2274)

Die CERT-Versuche mit den Wälzlagerstählen 100 Cr 6, AISI 440 C und dem Cronidur 30

zeigen keine Gefahr einer Spannungsrißkorrosion in den wasserhaltigen Hydraulikflüssig­keiten. Der Bruch verläuft grundsätzlich transkristallin mit Anzeichen von Wabenbruch. Es treten keine für die Spannungsrißkorrosion typischen Nebenrisse auf. Mikrostrukturelle Auswirkungen des umgebenden Mediums auf das Bruchbild können nicht festgestellt werden.

Lediglich die dünnschichtverchromten Proben aus 100 Cr 6 zeigen im Bereich der Riß­initiierung eine interkristalline Bruchfläche. Der interkristalline Bruchverlauf weist auf eine Schwächung der Komgrenzen, ausgelöst durch den Galvanisierungsprozeß, hin. Dies kann

für Wälzlager zu einer verkürzten Gebrauchsdauer führen.

T RE'ZlS "§ ER'-

t

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 97

5.3 ReibungsverhaItep wasserhaItiger Hydraulikflüssigkeitep

Die tribologischen Eigenschaften von Schmierstoffen können mit Hilfe von Reibungs­messungen bestimmt werden. An jedem Wälzkontakt stellen sich Schmierungszustände ähnlich der STRlBECK-Kurve (Bild 3.5) ein. Axiallager haben bei solchen Messungen den Vorteil, daß in jedem Wälzkontakt gleiche Betriebsbedingungen vorliegen. Bei Axialzylinder­rollenlagern stellen sich zudem konstante Filmhöhen entlang des Linienkontaktes ein.

Als Beispiel wird in [104] an Axialzylinderrollenlagern gezeigt, welcher Zusammenhang zwischen Filmhöhe und dem Reibungsverhalten herrscht. Wenn die Schmierlilmhöhe größer ist als der Sumrn.enrauhigkeitswert 0, kOIIunt es zur Oberflächentrennung. was am Minimum im Verlauf der Reibmoment-Drehzahl-Kurve erkennbar wird. In Bild 5.32 sind Beispiele für

Reibmoment-Drehzahl-Kennlinien bei den Summenrauhigkeitswerten a = 0,6 ~m und a =

2 flITl dargestellt.

10

t Nm 1"-- I

~ - 5 c Q)

E 0 E 2,5 .c Q)

a: 0

o

Bild 5.32:

V --- I Axialzylinder·

I rollenlager 81236

./ I Fa= 16kN

"-""1

~ /~ Gi :r 1'-

l-dm=~15mm 1 Oberflächentrennung bei hmin a I

1 I Ig22x22

1 cr = 0.6 pml cr=2pmJ Schmierung mit Mineralöl

~ v = 135 mm2/s , 100 200 300 400 500 600 min-1 800

Drehzahl n ..

Reibmoment-Drehzahl-Kennlinie von Axial-Zylinderrollenlagern mit verschiedenen Summenrauhigkeitswerten der Wälzkontakte nach [104]

Zur Untersuchung des Schmierungsverhaltens wasserhaltiger Hydraulikflüssigkeiten wird ein Prüfstand mit Axialzylinderrollenlagem 81120 eingesetzt. Aufbauend auf UnterSUChungen zum Reibungsverhalten von Axialwälzlagern [105] werden Vergleichsmessungen fdr Mi­neralöl und wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten durchgeführt.

98 5,3 REmUNGSVERHALTEN WASSERHALTIGER HYDRAULIKR.ÜSSIGKE1TEN

5.3.1 Reibungsyerhalten von HFA·Hydraulikflüssigkeiten

In Bild 5,33 siod das Reibungsverhalten von Mineralöl (FV A-Referenzöl Nr, 3) und der

HFA-Hydraulikflüssigkeit in einem Drehzahlbereich von 0 = 0 - 1000 lImin und einer Bela­stung von Fa = 5 kN gegenübergestellt.

f

5

Nm

~ 3 -" Q)

E 2 0 E .c 'a; er: 1

I\... 0

o

Bild 5.33:

1 N:

-,- ff (a ... ~ ,

81120

I/[HEJ Mineralöl

/ 1 Ausklinkpunkt

200 400 600 min-1 1000

Drehzahl n •

Belastung: F. = 5kN

Schmierstoff: HFA-Hydraulik­fli.issigkeit und Mineralöl

Viskosität: VHFA == 0,6 mm2/s "01 = 39 mm2/s

Schmierungsart: Tauchschmlerung

Reibmoment von Axialzylinderrollenlagern in der HFA-Hydraulikflüssigkeit

und in Mineralöl

, ra

-I--if -i-, t Schmierstoff: HFA-Hydraulik­flÜSSigkeit

Viskosität:

~ 3

v = 0,6 mm2/s

Schmierungs8tt:

........... 1 F. - 15 kN ........... 81120

-" ., E 2 0 E .c '(i; a: 1

0 o

Bild 5.34:

Tauchschmlenmg

F. = 10 kN 1 1--1 Fa = 5 kN J

/LFa = 2,5 kN

I 500 1000 1500 2000 min-1 3000

Drehzahl n •

Reibmoment von Axialzylinderrollenlagem bei verschiedenen Belastungen in der HFA-Hydraulikflüssigkeit

I

, ..

\

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 99

In den theortischen Untersuchungen wurde gezeigt, daß sich bei einer HFA-Hydraulikflüssig­

keit eine wesentlich geringere Viskosität im Wälzkontakt einstellt als bei Mineralöl. Bei

ölgeschmierten Lagern verringert sich das Reibmoment nach Überwindung der Anlaufreibung

mit steigender Drehzahl bis der sog. Ausklinkpunkt erreicht ist. Danach nelunen entsprechend

derSTRIBECK-Kurve die hydrodynamischen Verluste zu. Für die HFA-Hydraulildlüssigkeiten

werden bei gleichen Versuchsbedingungen in diesem Drehzahlbereich nahezu konstante Reibmomente gemessen. Es tritt keine Verringerung der Reibung durch den Aufbau eines

Schmierfilmes auf. Das konstante Reibmoment entspricht dem Anlaufreibmoment bei Öl­

schmierung. Die Lager werden ständig im Mischreibungsgebiet betrieben.

5.3.2 ReibungsverhaIten von HFC-Hydraulikßüssigkeiten

In Bild 5.35 sind das Reibungsverhalten von Mineralöl und einer HFC-Hydraulikflüssigkeit

in einem Drehzahlbereich von n ::: 0 - 2000 IImin und einer Belastung von F ::: 15 kN gegen­Übergestellt. Bei der Betriebstemperatur und Umgebungsdruck ergibt sich für das verwendete

Mineralöl (Referenzöl, FV A Nr. 3) und die HFC-Hydraulildlüssigkeit die gleiche Viskosität.

Die Axialager weisen mit heiden Schmierstoffen das gleiche Anlaufreibmom.ent auf. Das

Reibmoment des ölgeschmierten Lagers raUt nach Überwindung der Anlaufreibung bis zu

einer Drehzahl von etwa n::: 150 Ilmin ab und erreicht dort sein Minimum. Ab dieser Dreh­

zahl ist ein kontinuierliches Ansteigen des Reibmomentes aufgrund der zunehmenden hydro­dynamischen Verluste zu beobachten. Die HFC-Hydraulikflüssigkeit erreicht erst bei einer

sehr viel höheren Drehzahl ein Reibmomentrninimum. Erst bei einer Drehzahl von n > 1600

l/min führt die hydrodynamischen Reibung zu einem Anstieg im Reibmoment.

Dieses Verhalten läßt sich mit der Druckabhängigkeit der Viskosität erklären. In der EHD­

Rechnung geht die Druckabhängigkeit der Viskosität ein. Für die untersuchten Schmierstoffe

sind folgende Druck-Viskositäts-Koeffizienten bekannt:

"OI(FVA Nr.3J ::: 2,02 .10-8 m2/N

= 0,287 .10.8 m'lN

Der Unterschied der Druck-Viskositäts-Koeffizienten führt bei HFC-Hydraulikflüssigkeiten

zu einer geringeren Viskosität im Wlilzkontakt und somit zu kleineren Schmierfilmhöhen.

Ersetzt man Mineralöl durch HFC-Hydraulikflüssigkeiten gleicher Viskosität, so verschiebt

sich das Reibmomentminimum bei sonst gleichen Bedingungen zu höheren Drehzahlen. Mit

Hilfe der ERD-Rechnung (Gleichung 3.4) läßt sich bestinunen, ob eine Oberflächentrennung

vorherrscht. Dies ist der Fall, wenn die minimale EHD-Schmierfilmhöhe hmin die Sununen­

rauhigkeit 0 überschreitet.

Während bei dem ölgeschmierten Lager die Oberflächentrennung erst ab einer Drehzahl von

n = 460 l/min beginnt, baut sich bei der HFC-Hydraulikflüssigk.eit ein vollständiger EHD­

Film erst ab einer Drehzahl von n > 1800 I/min auf.

•

100

[

5_3 REIBUNGSVERHALTEN WASSERHALTIGER HYDRAUUKFLÜSSIGKEITIlN

Ausklinkpunkt I -i-It Mineralöl [ ~ V "-

~

ra

, , 81120

+~

Belastung: Fa = 15 kN

Schmierstoff: HFC-Hydraulik­flüssigkeit und Mineralöl

3

~ ~ V ,

"-

"'" "'-Viskosität: VHFC = 33 mm2/s VOI = 35 mm2/s

HFcl/ Ir--.. -----i 2

SchmierunQsart: Tauchschmierung

1

o o

Bild 5.35:

, I------ -------, ,

I'-- ----,

, , , I hmin = 0"

, , , , , , ~ .1

, , , 400 800 1200 min-1 2000

Drehzahl n ~

Reibmoment von Axialzylinderrollenlagern mit einer HFC-Hydraulikflüs­sigkeit und mit Mineralöl

Auch für niedrigere Belastungen (siehe Bild 5.36) wird deutlich, daß Wälzlager bei einer

Schmierung mit einer HFC-Hydraulikflüssigkeit im Übergangsbereich von Ehd-Schmierung zur Mischreibung betrieben werden.

1 5

Nm

f\..

"' ~ 3 -c:

i'... " E 2 0 E .0 -ij;

a: 1

o o

Bild 5,36:

i-fE

r<:a. -15 kN

W Fa = 10 kN I /

"'"-'[Fa = 7,5 kN

500 1000 1500 2000

Drehzahl n •

ra

-H ,

81120

Schmierstoff: HFC-Hydraulik­flOssigkelt

Viskosität: v '" 0,31 mm2/s

Schmierungsart: Tauchschmierung

Reibmoment von Axialzylinderrollenlagern bei verschiedenen Belastungen in HFC-Hydraulikflüssigkeit

5 UNTERSUCHUNGS ERGEBNISSE 101

5.3.3 Scbmierungszustand der Lager im Lebensdauerprüfstand

Mit den Reibmomentmessungen wurden die Schmierungsverhältnisse in Axialzylinderrollen­

lagern untersucht. Eine Übertragung dieser Ergebnisse auf den Wälzlagerlebensdauerprilstand

ermöglicht eine Vorhersage bezüglich des Sclunierungszustandes:

Wenn Wälzlager mit einer HFA-Hydraulikflüssigkeit betrieben werden, kann sich kein

Schmierfilm autbauen. Die Lager werden im Bereich der MischlFestkötperreibung betrieben.

Entsprechende Verschleißerscheinungen können erwartet werden.

Bei Wälzlagern, die in einer HFC-Hydraulikflüssigkeit betrieben werden, ist eine bessere

Schmierwirkung zu erwarten. Eine Abschätzung der Schmierfilmhöhe ist mittels der EHD­

Theorie möglich. Aufgrund des Druck-Viskositäts-Verhaltens ergeben sich jedoch nur ca.

35 % der Schmierfilmhöhen, die ein Mineralöl gleicher Viskosität 110 erreicht.

Ein vergleiChbarer SChmierungszustand stellt sich bei den Axiallagem B1120 und den

Wälzlagern des Lebensdauerprufstandes bei gleichen hydrodynamisch wirksamen Ge­

SChwindigkeiten ein.

n u

(11min) (mls)

NU 205E 3000 2,95

NA 6905 3000 2,63

6009 3000 2,78

n (81120)

(11min)

959

855

903

Tabelle 5.4:

Hydrodyna misch wirksame

gkeit verschiede-Geschwindi

ner Lager

Für die Prüflager im Lebensdauerprüfstand läßt sich die hydrodynamisch wirksame Ge­

SChwindigkeit nach Gleichung 3.11 berechnen. Gleiche hydrodynamisch wirksame Ge­

schwindigkeiten stellen sich im Axiallagern B1120 bei den in Tabelle 5.4 aufgeführten

Drehzahlen ein. Dieser Betriebsbereich befindet sich bei der HFC-Versuchsflüssigkeit

unabhängig von der Prüfstands belastung im Übergangsbereich von ERD-Schmierung zur

Misclueibung.

Für die Lager bedeutet dies, daß sie anf<inglich im Bereich der Mischreibung betrieben

werden. Das kann in der Einlaufphase zu einer Glättung der Oberfläche führen. Es kann im

weiteren Betrieb die Schmierfilmhöhe für eine Oberflächentrennung ausreichen. Andererseits

besteht die Gefahr, daß durch die Festkörperkontakte eine Aufrauhung stattfindet, die im

weiteren Betrieb zu einem erhöhten Verschleiß führt. Die Beantwortung der Frage, welcher

dieser Möglichkeiten zutrifft, wird anhand metallographischer Untersuchung der Wälzlager­laufbalmen der Versuchslager geklärt.

102 5.4 WÄLZLAGERLEBENSDAUERVERSUCHE

SA Wälz1agerlebensdauerversuche

Im folgenden werden die Ergebnisse der Wälzlagerlebensdauerversuche vorgestellt. Es

werden jeweils die Lebensdauern der verschiedenen Lagerbauarten graphisch dargestellt. Die Auswertung der Daten erfolgt nach der Methode für weibullverteilte Zufallsstichproben nach

[106]. Bei dieser Auswertung werden die bis zum Zeitpunkt des Versuchsabbruches ausgefal­

lenen und auch die noch nicht ausgefallenen Wälzlager berilcksichtigt Um den Schadens­mechanismus zu analysieren. schließen sich metallographische Untersuchungen an.

5.4.1 DÜnnscbichtverchromte Lager in HFA-Hydraulikflüssigkeiten

Der erste Versuchsansatz wurde mit dünnschichtverchromten Wälzlagern aus 100 Cr 6 in der

HFA-HydraulikflUssigkeit durchgeführt. Es wurde zunächst eine Prüfstandsbelastung von F ;;:; 3,5 kN gewählt. Damit ergab sich für das Zylinderrollenlager eine Belastung von p; 1,75 kN, für das Nadel!agereine Belastung von p; 3,5 kN und für das Rillenkugellager eine Belastung von p:;: 1,75 kN. Nach 3000 h erfolgte der Versuchsabbruch flir die Zylin­

derrollen- und Rillenkugellager. Bis dahin waren sechs Ausfalle bei den Zylinderrollenlagem

zu verzeichnen. Bei den Rillenkugellagern waren 20 Versuchslager ausgefallen. Bei den

Nadellagern konnten nur zwei Ausfilte festgestellt werden. Um auch bei dieser Lagerbauart

zu einer Lebensdaueraussage zu gelangen, wurde ein Stufenversuch durchgeführt, d.h. die

PrlIfstandsbelastung von 3,5 auf 5 kN erhöht. Eine Voraussetzung für die Zulässigkeit eines

Stufenversuchs ist, daß bei den verschiedenen Belastungen die gleiche Ausfallursache

ausschlaggebend ist. Nach dem Verfahren zur Berechnung der nominellen Lto-Lebensdauer

kann die Versuchs lebensdauer auf die hohe oder niedrige Belastung umgerechnet werden

(siehe Tabelle 4.3). Bei allen weiteren Versuchsansätzen wurde schließlich die höhere

Prüfstandsbelastung gewählt.

Die erreichten Lebensdauern der Zylinderollenlager sind in Bild 5.37 dargestellt. Jeder Balken stellt ein Lager dar. Ein schwarzer Balken kennzeichnet die Laufzeit bis zu einem Lager­

schaden. Die mit einem Pfeil gekennzeichneten weißen Balken stellen ein Lager dar, das bei

dem Versuchsabbruch keine Schädigung auswies.

Im Bild 5.38 sind die l..ebensdauerversuche im Weibullnetz dargestellt. Daraus läßt sich eine

L10II- Versuchslebensdauer von 651 h entnehmen. Dieses entspricht allerdings nur 1 % der

nominellen LIOh-Lebensdauer.

,

!

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE

t 50:0 ~

~ ~ ~ u , ~ • ~ ...

~

~ ~ ~ ." 0 C ~ .0 ~ ;;; .c u ~ 0 ~

~

~

~

~

0

~ ~ - 0

S

IOJ

Schmierstoff: HFA

p= 1,75 kN

CIP = 16,57

n = 3000 m1n"1

Abbruch ohne Lagerschaden Lagerschaden

> PrQfeinheit 1 PrOfeinheit 2 Prüfeinheit 3 PrDfeinheil 4 PrOfeinheit 5 Prilfeinheit 6

Bild 5.37: Dünnschichtverchromte Zylinderrollenlager NU 205 E C3 in der HFA-Hydraulik­

flüssigkeit

~ ~

"-

'" ~ -'" ,2 C '0; -'" " '" ~ -'"

'" ;:

'" -'" ::J ..;

99,9

% Lebensdauernelz: Weibullverteilung ,7

90,0 / ,/

/ / 00,0

70,0 ./ / 00,0 /' ,1/ r.7 ,",,0

/' ./ 7 "',0

30,0

20,0

10,0

5,0

V /" ·[7 V V

/ V / /

1/ 1/ '1/ 4,0

3,0

2,0

V Zylinderrollenlager NU 205 E

/ dünnschichlverchroml in der HFA-Versuchsflüssigkeil

1,0

0,5

/ 6 Lagerschäden

V Vertrauensbereich 90% P= 1,75 kN CIP = 16,57 ß = 1,6

0,3 L10h nom = 64439h 0,2 L10h Versuch = 651h

LSOh Versuch = 2062 h ., 100 200 500 1000 2000 h 5000

Lebensdauer LVersuch •

Bild 5.38:

Ausfallwahrscheinlichkeit von dünnschichtver· chromten Zylinderrollen­lagern NU 205 E C3 in

der HFA-Hydraulik­

flüssigkeit

\04 5.4 W ÄLZLAGERLEBENSDAUERVERSUCHE

Im Bild 5.39 ist die Lebensdauer der dünnschichtverchromten Nadellager NA 6905 C3 darge­stellt. Der Wechsel zur höheren Laststufe wurde für fünf Nadellager durchgeführt. Die

Schadensbilder der vier Nadellager, die im weiteren Betrieb ausfielen, zeigten keinen Unter­schied zu den zuvor ausgefallenen Lagern. Somit ist eine Umrechnung von der hohen Bela­stung auf die zu erwartenden Lebensdauem bei niedrigerer Belastung zulässig. Dies bedeutet

z.B., daß das Nadellager, welches in Prtifeinheit 1 betrieben wurde, bei einer konstanten

Belastung von P ;;; 3,5 kN voraussichtlich eine Lebensdauer von insgesamt 5590 Stunden

erreicht hätte. Durch den Stufenversuch konnte die Versuchslaufzeit bis zum Ausfall dieses

Lagers auf 3789 Stunden verkürzt werden. Das Lager in der zweiten Prüfeinheit (gekenn­

zeichnet mit Pfeil) lief bis zum Versuchsabbruch 3817 Stunden ohne einen erkennbaren

Schaden. Die Auswertung im Weibull-Lebensdauemetz der Versuchslebensdauern der Na­

dell.ger ist in Bild 5.40 dargestellt. Bezogen auf die Belastung P = 3,5 kN errechnet sich eine L1(b-Versuchslebensdauer von 1714 Stunden, und bezogen auf die Belastung P = 5 kN errech­

net sich eine L1CIl- Versuchslebensdauer von 563 Stunden. Dieses entspricht jeweils 11 % der

nominellen LIO-Lebensdauer.

t SOh"

'fi 4000 • • ~ 3000 <D ~ <D -c m c <D .0 <D

-;;;

" u ~

E ~

789 h (P--5 kN)

PrOfeinheIt 1 PrOleinhelt 2 PrOIelnhelt 3 PrOIelnhell 4 PrOleinheIl 5 PrOleinheit 6

C3 dOnn­

schlchtverchromt Schmlarstoff: HFA

,."" .. ,"" P-3,5kN C/P .. 11,14 L 1Qh ..... = 17155 h

Abbruch ohne Lagerschaden

I Lagerschaden

Bild 5.39: Lebensdauer von dünnschichtverchromten Nadellagern 6905 C3 in der HFA­

Hydraulikflüssigkeit

,

I

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE

",. %

." 80,0

70,0

00,0

50,0

40,0

'M

20.0

LI... 10,0

~ 5,0 .c 4,0

.9 :1,0 C ~ 2,0

.t: 1,0

Lebensdauernetz: Weibullvertellung

1 / Nadellager NA 6905 dünn schichtve rc h ro mt HFA-FIOssigkeit 6 Lagerschäden ß = 2,5 Vertrauensbereich 90%

bezogen auf: P = 3,5 kN ~

(ü 0, 1;;

, C/P = 11,14

L'Oh nom. = 17155 h , L lOh Versuch = 1714h

~ 0,

0,' Lsoh Versuch = 3751 h

,

/ 1/

/ / ./

1/

L I I

I

11

/ I

0, 100 200 500 1000 2000

Lebensdauer LVersuch

1 h

< 0 , • • >

--I ~

~ ~ ~

"C W C ~ r> ~

" ~ " ~ w ~

~

/ / /1 i/ •

/ /

•

1/

I

5000 h 10000

•

\05

Bild 5,40;

Ausfallw ahrscheinlichkeit von htverchromten Na­NA 6905 C3 in der

draulikflüssigkeit

dünnschic dellagern

HFA-Hy

11

dünn·

SchmIerstoft HFA

P", 1,75 kN

CIP '" 11,4

n = 3000 min'1

L,OII 110m. = 8294 h

Lagerschaden

Prüfeinheit 1 Pri.lfelnheil 2 PrOfeinheit 3 PrOfeinheit 4 Prilfelnhell5 PrOieinhelt6

Bild 5.4\; Lebensdauer von dünnschichtverchromten Rillenkugellagern 6009 C4 in der

HF A -Hy draulikflüssigkeit

.

106 5.4 WÄLZLAGERLEBENSDAUERVERSUCHE

Im Bild 5.41 sind die Leben,dauern der geprüften Rillenkugellager 6009 dargestellt. Es

wurden 20 Versuchslager bis zum Ausfall getestet. Die Auswertung dieser 20 Ausfalle ist im Bild 5.42 dargestellt. Es ergibt sich eine Lw .. -Versuchslebensdauer von 139 Stunden. Dieses entspricht 1,7 % der nominellen L11:nl-Lebensdauer.

<=: LI..

. ., ~ .<:: 0

" 'CD .<:: 0 !!!

.<:: ., ;: .,

'1ii :::l «

Lebensdauernetz: / / Weibullverleilung ~ VL"

'/." / "LL

99,9

%

90,0

80,0

70,0

L / " "

/ v v "/ ~/ v "

60,0

50,0

40,0

30,0

20,0

/ / V" " V

L

10,0

5,0

Rillenkugellager 6009

/ dOnnsehiehtverehromt in der HFA-Hydraullkflüssigkeit

4,0

'.0

2.0

20 LagerseMden ',0 Vertrauensbereich 90%

P = 1,75 kN o,s C/P = 11,4

ß = 1,7 0.' L10h nom. =8294 h 0> L 1011 Versuch = 140 h

LSOh V ... oh = 412 h ., 100 200 500 1000 2000 h 5000

Lebensdauer LVersuch •

Bild 5.42:

Ausfallwahrscheinlichkeit von dünnschichtver­clrromten Rillenkugel­lagern 6009 C4 in der

HF A -H ydraulikflUssigkeit

Eine Gegenüberstellung der Versuchslebensdauern der drei Lagerarten ist in Bild 5.43 zu finden. In den schwarzen Balken ist jeweils die L!Oh-Versuchslebensdauer bezogen auf die nominelle LIOh-Lebensdauer dargestellt. In den grauen Balken ist das Verhältnis der LSOh-Ver­suchsiebensdauer zur nominellen LYJh-Lebensdauer zu sehen.

Bezogen auf die nominellen LlOh -Lebensdauem (jeweils 100%) zeigt sich für das NadeUager mit 11 % das beste Ergebnis. Das Zylinderrollenlager und das Rillenkugellager erreichen weniger als 2 % der nominellen LIOh-Lebensdauer .

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE

t 100

~ 0

% , • • • E > 0

c 0 ~

..... e 50 ..... ~

Ql :J

'"

P·1,75kN C/p .. 16,6

nom.;; 64440

"0111. '" 343900 h

p"" , kN C/P = 11,14

LtOh no"'. ;; 17200 h r--""1

L5Qh "Dm. :: 91500 h

~-~----

~ g 11 ~ • •

~ 25f--~ ~ · . -----, - " • ~

Ql D Ql ...J

N Ql D

~ j 1 %

NU 205 E NA 6905

P=1,75 kN elP;; 11,4

LtOh nGm.;; 8300

L50h "Dm. '" 45200

1,7 % 0,9 %

6009 o

107

N Ql D

Bild 5.43; Relative Versuchslebensdauer von verschiedenen Lagerbauarten mit einer Dünn­

schichtverchromung in der HFA-Hydraulikflüssigkeit

Die erreichten Lebensdauern lassen für den Einsatz einer Dünnschichtverchromung bei

Wälzlagern im Betrieb mit der HFA-Hydraulikflüssigkeit keine lebensdauersteigernde

Wirkung erkennen.

Als Beleg können Lebensdauerversuche nach [32, 33] in verschiedenen HFA-Hydraulik­

flüssigkeiten herangezogen werden. Die Rillenkugellager 6009 aus unbehandeltem 100 Cr 6

erreichen bei gleicher Belastung eine ähnliche Lebensdauer. Die in [32} angegebenen Ver­

suchslebensdauem betragen L1Oh_VCISIlCh = 200 Stunden und Lsmt-Versuch = 310 Stunden.

Ein weiterer Beleg dafür, daß die Dünnschichtverchromung bei Wälzlagern in wasserhaltigen

Flüssigkeiten zu keiner Lebensdauersteigerung führt, ist in folgender Beobachtung zu sehen:

Die nachgesetzten Zylinderrollenlager für den Betrieb bei der hohen Laststufe (5kN) waren

aus handelsüblichem Standardstahl 100 Cr 6. Diese Lager erreichten 1,7 % der nominellen

LlOh-Lebensdauer und 0,8 % der nominellen Lsoh-Lebensdauer.

Schadensanalyse dÜnnschjchtvercbromter Laget

Sämtliche Wälzlagerschäden sind in der Lastzone der stillstehenden Lageraußenringe aufge­

treten. Für die Dokumentation und Schadensanalyse wurden am Institut für Werkstoffkunde

der Universität Hannover, Prof. DrAng. H. Louis, Mikroskop- und REM-Aufnahmen der

ausgefallenen Lager erstellt.

Ein typischer Schadensverlauf wird in den folgenden Bildern dargestellt. An einem Kugel­

lager ist in Bild 5.44, eine Übersichtsaufnahm.e des geschädigten Bereiches der Laufbahn, die

\08 5.4 W ÄLZLAGERLEBENSDAUERVERSUCHE

Vorstufe zu einem Ausbruch (Pitting) in der Lastzone des Außenringes, zu sehen.

-

Bild 5.44:

Lageraußenring eines dünnschichtverchromten Rillenkugellagers nach 168 Betriebsstunden in der HFA-Hydraulikflüs­sigkeit

(WE 8276)'

5mm

Die Oberfläche ist auf einer elliptischen Räche gerissen und eingedrückt. Die Tiefe der Schädigung ist in Bild 5.45 an einem abgeplatzten Oberflächenelement erkennbar.

Bild 5.45:

Lageraußenring eines dünnschichtverchromten Rillenkugellagers nach 168 Betriebsstunden in der HFA-Hydraulik­flüssigkeit im geätzten Zustand

(2%ige HNO,-Lösung)

(Kb 29465)'

500~m

1 Bildnummem in den Klammen entsprechen dem Numerungssystem des Labors für Meta110graphie im

Institut fUr Werkstoffkunde der Universität Hannover

, l

•

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 109

Die Tiefenausdehnung der Schädigung reicht bis ca. 500 ~. In der Hauptbelastungszone ist

ein stark verzweigtes Rißnetzwerk entstanden. Das Rißende ist in Bild 5.46 dargestellt.

Bild 5.46:

rußende im Lageraußen­

ring eines dünnschicht­

verchromten Rillenku­

gellagers nach 168 Be­

triebsstunden in der

HFA-Hydraulikflüssig­keit im geätzten Zustand

'i (2%ige HNO,-Lösung)

(Kb 29466)

IOOt=

Im Gegensatz zu der Schädigung in Bild 5.45 und Bild 5.46 konnte bei einem anderem Lager

in den Bildern 5,47 und 5.48 ein Schadenszustand festgehalten werden bei dem noch keine

Oberflächenelemente abgeplatzt waren. Auch bei dieser Schädigung ist die Tiefenausdehnung (ca. 300 jlIl1) und die Rißverzweigung deutlich zu erkennen. Der Hauptriß geht von einer

lokalen Schädigung der Oberfläche außerhalb der Bildausschnitte aus. Der Hauptriß breitet sich beidseitig unterhalb der Oberfläche mit einem weitverzweigten Rißnetzwerk aus.

Bemerkenswert ist, daß einige von dem Hauptriß ausgehende Nebenrisse noch nicht bis zur

Oberfläche durchlaufen.

Die Rißbildung beginnt an einer lokalen Fehlstelle in der Chromschicht. An einer Pore oder

einem Riß in der Chromschicht wandert ein Riß in das Material hinein und pflanzt sich an­

schließend unterhalb der Oberfläche fort, bis schließlich größere Bereiche abplatzen. Eine

derartige Fehlstelle in der Chromschicht ist in der REM -Aufnahme in Bild 5.49 zu sehen.

Die Chromschicht ist größtenteils noch vorhanden, aber lokal gestört. Der punktförmige

Ausgang der Schädigung ist in diesem Bild sehr gut zu erkennen. Darunter befindet sich das

durch selektive Korrosion vollkommen zerstörte Grundgefüge. Der Korrosionsvorgang besitzt

bei dem großen Verhältnis von passiver Oberfläche (Chrcrnschicht) zur lokalen Störung eine

extreme Tiefenwirkung .

110 5.4 W ÄLZLAGERLEBENSDAUERVERSUCHE

100 !lIIl

Bild 5.47, Bild 5,48: REM-Aufnahmen längs der geschädigten Laufbahn eines Rillenku­gellagers nach 483 Betriebsstunden in der HFA-Hydraulikflüssigkeit

(A 119211937,1938)

Bild 5.49:

REM-Aufnahme des Längsschliffes des Zylinderrollenlager (851 Betriebsstunden) im Übergang zur Lastzone:

Geschädigte Zone mit selektiver Korrosion, punktförmiger Ausgang

(A 1235/2365)

, 6

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 111

In der Bildfolge von Bild 5.45/5.46 über 5.47/5.48 bis Bild 5.49 ist zudem der zeitliche

Fortschritt der Korrosionseinwirkung zu erkennen. Die Bilder 5.45 und 5.46 zeigen einen Schaden nach 168 Betriebsstunden in der HFA_Hydraulikflüssigkeit, die Bilder 5.47 und 5.48

nach 483 Stunden und das Bild 5.49 nach 851 Stunden. In den ersten Bildern läßt sich noch kaum eiDe Korrosionseinwirkung nachweisen. Bei dem Bild 5.49 findet sich unter der Oberlläche eine lochfraßähnliche, in die Tiefe gehende Werkstoffschädigung. Hierbei werden

großflächige Bereiche unterhalb der Werkstoffoberfläche angegriffen. Diese Korrosions­erscheinungen sind jedoch nur in der mechanisch hochbelasteten Lastzone des Lageraußenrin­ges zu finden. Dies liegt einerseits an dem schnelleren Verschleiß der Chromschicht in der Lastzone des Lagers und andererseits an dem durch die mechanische Belastung beschleunig-

ten Korrosionsprozeß.

In den folgendeIl Bildern ~ird der Verschleißprozeß der Chromschicht verdeutlicht. Der

Ausgangszustand der Chromschicht ist in Bild 4.2 auf Seite 50 festgehalten.

Bild 5.5Q:

REM-Aufnahme, Blick

auf die Chromschicht

eines Zylinderrollen­lagers außerhalb der Lastzone des stillstehen­

den Außenringes

(A 1235/2372)

-lO~m

Ein Vergleich des Bildes 4.2 mit Bild 5.50 und 5.51 verdeutlicht, wie die Chromschicht in der

Lastzone verschleißt. Die Bearbeitungsspuren auf der Laufbahn sind in Bild 5.50 noch deutlich zu erkennen. In Bild 5.51 ist die Chromschicht teilweise abgetragen und flachge­walzt. Es zeigt sich eine lückenhafte Oberflächenschicht, die keinen Korrosionsschutz für das

darunterliegende Grundgeflige gewährleistet.

112 5.4 W ÄLZLAGERLEBENSDAUERVERSUCHE

Bild 5.51:

REM-Aufnahme auf die

zerstörte Chromschicht

eines Zylinderrollen­

lagers im Übergang zur

Lastzone

(A 1235/2373)

100 lJII1

Der Verschleiß der Chromschicht wurde anhand des Lagers untersucht, welches in Bild 5.44

abgebildet ist. In der Lastzone des Lagers zeigt sich eine Vorstufe zu einem Ausbruch

(Fitting), An Querschliffen in der unbelasteten Zone und der Lastzone läßt sich die Dicke der

Chromschicht ermitteln. Dies geschieht mittels Konzentrationsmessungen der Elemente Eisen und Chrom. Mit einer Elektronenstrahlmikrosonde wird eine Röntgenspektralanalyse vom

Rand bis zum Grundgefüge durchgeführt. Die Schichtdicke der Dilnnschichtverchromung im ungeschädigten Bereich liegt bei ca. 3 )lm. In der Lastzone ist die Chromschicht erheblich

abgetragen. Als Chromschichtdicke werden nur noch ca. 1,5 pm ermittelt.

Die oben gezeigten Bilder verdeutlichen das Zusammenwirken verschiedener Mechanismen:

• Die unzureichende Schmlerwirkung der HFA-Hydraulikflüsslgkelt ruhrt zum Verschleiß der Chromschicht.

• Es erfolgt eine RIßeinleitung In die Oberfläche der stillstehenden Lastzone.

• Die selektive Korrosion schwächt das ungeschützte Grundgefüge.

• Durch Korrosion, Wasser in der RißöfTnung und die Versprödung durch Wasser­

stoff kommt es zu einem beschleunigten Rißwachstum unter der Oberfläche.

• Als Folge der. Risse und Korrosionseinwirkung werden Abplatzungen an der Ober­

fläche sichtbar.

I

1

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 11.1

5.4.2 Wälzlager aus AISI 440 C in HFA -Hydrauliktlüssigkeiten

In dem zweiten Versuchansatz wurden Wälzlager aus dem korrosionsannen Werkstoff AISI

440 C verwendet. Als Schmierstoff diente die HFA-Hydraulikflüssigkeit. d.h eine Mikroe­

mulsion mit einem Wasseranteil von 98 %. Diese Flüssigkeit zeichnet sich durch eine

schlechte Schmierwirkung aus. Die Kraftübertragung im Wälzkontakt erfolgt deshalb

hauptsächlich durch Festkörperkontakte. Aus diesem Grund kann davon ausgegangen werden,

daß die für Chromstähle typische Passivschicht bei den Überrollungen ständig zerstört wird.

In den Wälzlagerlebensdauerversuchen bestätigt sich dies durch Lebensdauerwerte, wie sie

auch von einem nicht korrosionsbeständigen Werkstoff, z.B. dem 100 Cr 6, erreicht werden.

In Bild 5.52 sind 18 Ausfalle von Zylinderollenlagem aus dem Werkstoff AISI 440 C in der

HF A-Hydraulikflüssigkeit dargestellt.

t o U , e J

h

PrOlelnhelt 1 PrOleinheit 2 PrOleinheit 3 Pralelnllel1 4 Prülelnheit 5 PrOleinheit 6

C

Schmierstoff HFA

P=2,5kN

C/P = 11,6

n = 3000 mln"

L'Qh,oom. '" 19630 11

Abbruch ohne

Bild 5.52: Zylinderrollenlager aus AISI 440 C in der HFA-Hydraulikflüssigkeit

Im Bild 5.53 sind die Lebensdauern im Weibullnetz dargestellt. Daraus läßt sich eine L1Oh-

Versuchslebensdauer von 208 h ablesen. Dieses entspricht nur ca. 1 % der nominellen L1Oh-

Lebensdauer.

114

~ -tr .",

" '" .c 0

C

" .c 0

" ~ .c .. ;: .. -" " ..:

".' • 110,0

80,0

70,0

00.0

00.0

,",,0

".0

20,0

10,0

5,0 4,0

3,0

',0

',0

O,S

0,3

0.'

0,'

5.4 WÄLZLAGERLEBENSDAUERVERSUCHE

Lebensdauernetz: / / Weibullvertellung /~ V

/' / /

/ ,'/ / , , /

, V v: '/ V / 1/

/ , V

zyllnderrollenlaaer NU 205 E

/ A SI 440 C In er HFA-VersuchsflOsslgkeit

V 18 LagerseMden Vertrauensbereich 90% ß = 1,6 L10h Versuch = 208 h

L10h nom. = 19630h lsohv._= 693 h

Bild 5,53:

Ausfallwaluscheinlichkeit

von Zylinderrollenlagem

NU 205 E aus AISI 440 C in der HFA-Hydraulik­flüssigkeit

100 200 500 1000 2000 h 5000

Lebensdauer LVersuch _____ ••

Das Bild 5.54 zeigt die Lebensdauerwerte der Nadellager NA 6905 aus dem Werkstoff AISI 440 C in der HFA-Hydraulikflüssigkeit. Im Weibull-Lebensdauernetz, siehe Bild 5.55, ergibt sich eine L10h -Versuchslebensdauer von 404 Stunden. Dieses entspricht 8 % der nominellen L 1CIJ -Lebensdauer.

In Bild 5,56 sind die Lebensdauern der geprüften Rillenkugellager 6009 erkennbar. Es wurden 8 Versuchslager bis zum Ausfall geprüft. Die Auswertung dieser Ausfalle ist im Bild

5.57 dargestellt. Es ergibt sich eine Versuchslebensdauer L](I!1.v."uc~ von 374 Stunden. Dieses entspricht 13 % der nominellen LlOh-Lebensdauer.

7 ............ ------------------~~

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE

t h

~

g • ~ 3000 .. ~ ~ "C ~ 2000 .. .0 ~ o

" o ~

1! ~ 0

<

~ •

115

c <

~ Schmierstoft HFA

P::5kN

CIP '" 7,8 <

n :: 3000 min-1 N

~ L,!tI non\, '" 5230 h

<

~ Abbruch ohne Lagerschaden

• Lagerschaden

PrOlelnhll1 1 Pr01elnhel12 PrO'alnllell 3 PrOfeinheit " Priifelnhelt 5 PrOlelnhelt 6

Bild 5,54: Lebensdauer von Nadellagem 6905 aus dem Werkstoff AISI 440 C in der HFA­Hydraulikflüssigkeit

9&,11

% Lebensdauernetz: V Weibullverteilung V

90,0

",,0

70,0

/ V V /

110,0

50,0 /'

40,0

30,0

~ 20,0

tr

" 10,0

" "" .c: 5,0 0

V v,' / V ,

V V / / ./ /"

V / <,0

c: ", Q) .c: ',0 0 (J) ~

.c: ',0 ..

~

/ Nadellager NA 6905

/ AISI 440 C in der HFA·

V Versuchsflüssigkeit

/ B Lagerschäden Vertrauensbereich 90% .. 0,5 -(J)

" 0,3 <:

~ = 1,4 /

L,Oh oom. = 5230 h 0,' L,Oh Versuch = 561h

LsOh Versuch = 2124 h ., 100 200 500 1000 2000 h 5000

Lebensdauer LVersuch •

Bild 5,55:

Ausfallwahrscheinlichkeit von Nadellagern 6905 aus

AISI 440 C in der HFA­Hydraulikflüssigkeit

116 5.4VVÄLZLAGERLEBENSDAUERVERSUCHE

t h

~ 0 , • ~ .... ~

~ ~ = " 0 C ~ .c .!!! 0

" U ~ 0 ~

~ 0

~

~

:; ~

N 0

~ ~ ~

PrOf,lohel! 1 PI1lf,lnhalt 2 PrOf,lnhalt 3 PrOI,lnhelt" PrOI,lnhait 5 PrOt,lnhlll 6

440C

Schmierstoff HFA.

P=2,5kN

C/P = 8

n '" 3000 mln·j

L1011 nom.= 2840 h

... Abbruch ohne o L.agerschaden

lagerschaden

Bild 5.56: Lebensdauer von Rillenkugellagem 6009 aus dem VVerkstoff AlS! 440 C in der HFA-Hydraulikflüssigkeit

99,9

%

90,0

10,0

70,0

eo,o 50,0

"o,0

30,0

Z' 20,0

i!:'

- 10,0 ., ~ J: •. e U

•. e C ,.e .,

Lebensdauernetz: Weibullverteilung V

/ V

./ ./ ./

./ ./ • ./ ./ •

V ./

/" / V

.-/ / V V / V'

• V / L

/ V V Rillenkugellager 6009

V Bild 5.57:

Ausfallwahrscheinlichkeit von Rillenkugellagem 6009 aus AlS! 440 C in

der Versuchsflüssigkeit

J: 2.e U V AISI 440 C in der HFA-'" ~ J:

'" ;=

'" -'" ::> «

<.e

e .•

e .•

e.'

e.< 100

Versuchsflüssigkeit

/ 8 Lagerschäden Vertrauensbereich 90%

/ ß = 1,2 L'Oh Veffiuch = 374 h

L'Oh 1he,,,. = 2840 h LsOh V,~uch = 1781h

200 500 1000 h 5000

Lebensdauer LVersuch

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 117

Zum Vergleich ist in Bild 5.58 eine Gegenüberstellung der Versuchslebensdauern der drei

Lagerarten dargestellt. Bezogen auf die nominelle Ll(h -Lebensdauer Geweils 100%) zeigen die Zylinderrollenlager mit 1 % der nominellen LIOh-Lebensdauer die niedrigste relative Lebens­

dauer. Die Nadellager mit 8 % und die Rillenkugellager mit 13 % erreichen nur geringfügig

bessere Verhältnisse zur nominellen LIOh-Lebensdauer.

P=SkN P.,2,5kN C/P=7,B CIPES

L10h DOm, ;; 5230 h L10n Mm. '" 2840 h j; f-----1 % ~ ::J % nom. '" 104750 LSOh 00 .... =27900 h i SOh "Om, '" 15500 h u ~ , >" Eo e ~

t: .&;..t::. ;;g C C 0 1-__ _ ____ ~ ~ __ ~ __ ~ a; __ --j 50 ~~g § ........ 5 .&;.-~ ~-~ ~-~ ••

-J......... ~ ~ ~ ~ ~ 11 ...

~ ~ ~ 1 ~ j J ~ ~ 25f-- i_ j :-! J-.~---I25 ~ c g g .:; 6 - I: CI) oS.:;.s CI) D D

.?l 1% 5% .?l N

" D NU 205 E NA6905 o

6009 N

" D

Bild 5.58: Lebensdauer von Wälzlagern aus dem Werkstoff AIS! 440 C in der HFA­

Hydraulikflüssigkeit

Auch die Beurteilung der L,..-Versuchslebensdauer zeigt ähnliche Verhältnisse. In der HFA­

Hydraulikflüssigkeit erreicht der Werkstoff AISI 440 C Lebensdauerwerte, wie sie auch von

dem nichtkorrosionsbeständigen Standardstahl 100 Cr 6 erwartet werden können.

Schadensanalyse an Lagern aus AISI 440 C in HFA-HydrauliktJÜssjgkeiten

Die Lager, die in der HFA-Hydraulikflüssigkeit betrieben wurden, zeigen im Bereich der

Laufbahn eine Graufarbung. In der stillstehenden Lastzone kommt es zu Aufrauhungen bzw.

der sog. Graufleckigkeit (siehe Bild 5.59). Im weiteren Betrieb entstehen Risse, die in das

Material hineinwachsen und schließlich zu Abplatzungen führen (siehe Bild 5.60).

In Bild 5.61 und Bild 5.62 ist die Schädigung eines Rillenkugellagers dargestellt. Es handelt

sich um den Bereich der stillstehenden Lastzone. Es können keine Korrosionspuren fest­

gestellt werden, siehe zum Vergleich die Bilder 5,45 bis 5.49.

118 5.4 WÄLZLAGERLEBENSDAUERVERSUCHE

Bild 5,59:

Lageraußenring eines Nadellagers nach Be­trieb in der HFA-Hy­draulikflüssigkei t

(WB 8795b)

5mm

Bild 5,60:

Lageraußenring eines Zylinderrollenlagers

nach 410 Betriebsstun--: den in derHFA-Hydrau­

likflüssigkeit

(WE 8790)

5mm

Bild 5,61:

LagerauBenring eines Rillenkugellagers aus AIS! 440 C nach 445

Betriebsstunden in der HF A-Hydraulikflüssig­keit

(WB 8788)

5mm

~5~U~NTER~~S~U~C~HUN~~G~S~ER~G~EB~M~S~S~E __________________________________ ~119

Bild 5.62:

Lageraußenring eines

Rillenkugellagers aus

AISI440 C nach 445 Betriebsstunden in der

HFA-Hydraulik­

flüssigkeit

(Kb 31916)

250 )l1l1

Die Bilder 5.59 bis 5.62 verdeutlichen folgenden Schadensmechanismus:

• Aufgrund der HFA-Hydraulikflüssigkeit werden die Lager im Bereich der Misch­

reibung/Festkörperreibung betrieben.

• Der AISI 440 C erreicht über den Chromanteil eine Passivschichtbildung. Damit

entfällt die korrosive Angrift'smöglichkeit an mechanisch unbelasteten Oberflächen.

Im Wälzkontakl wird jedoch der Aufbau einer schützenden PassivschichI aufgrund

der Mischreibung verhindert. Die Werkstoffoberfläche wird durch die Festkörper­

kontakte plastisch verronnt, wobei kleine WerkstofTpartikel herausgerissen werden.

Die Oberfläche ist reaktionsfreudig, d.h. in elektrochemisch aktiviertem Zustand und

versucht eine ständige Repassivierung.

• Dieser Verschleiß führt zu einer beschleunigten Aufrauhungen der Laufbahnober­

fläche.

• Ausgehend von diesen Aufrauhungen finden Risse ihren Ausgangspunkt, die im weiteren Betrieb zu Abplatzungen (Grübchenbildung) führen.

5.4.3 Wälzlager aus AISI 440 C in HFC-Hydraulikflüssigkeiten

Im dritten Versuchsansatz liefen Wälzlager aus AISI 440 C in der HFC-Hydraulikflüssigkeit.

Bei der HFC-Hydraulikflüssigkeit handelt es sich um eine handelsübliche PolyglykoIlösung

mit einem Wasseranteil von 45 %. Die Untersuchungen zum Reibungsverhalten haben

gezeigt, daß diese Flüssigkeit eine begrenzte Schmierwirkung auf den Wälzkontakt ausübt.

Der Schmierungszustand liegt im Übergangsbereich von EHD-Schmierung zur Mischreibung.

7

120 5.4 WÄLZLAGERLEBENSDAUERVERSUCIIE

Der Versuchs ansatz vrorde nach acht Monaten. d.h. über 5000 Betriebsstunden, abgebrochen.

Bei den Zylinderrollenlagem war bis dahin ein Ausfall aufgetreten, bei den Rilienkugellagem fünf Ausfälle, und bei den Nadellagern konnte kein Schaden festgestellt werden (siehe Bild 5.63 und 5.64).

r:o 0

-g 400 • • J

... 300 m ~ ~

'"

0

0

~ 200 0 m .0 .!! (I) 100 ~ ~

~ ~ 0

0

~

~ 0 0 •

4 ~ ~ ~ ~

g • • ~ 0 • • ~ • ~ ~ • • • • ~

0 0 • •

Versuchsabbruch mit einem Lagerschaden ~

• nach mehr als 5000 ~ • Betriebsstunden I

Prilfetnhell 1 Pnileh'lheil: 2 Prüfe;nhelt 3 Prüfeinhalt 4 PrOfeinhalt 5 Priilelnhelt 6

~Inderrollenlager: 205 E aus

AISJ 440 C, Schmierstoff: HFC-HydraulikflClssigkeit

p= 2,5 kN

CIP=-11,6

n '" 3000 minnt

L,OI1nom. c 19630h

~ Abbruch ohne Lagerschaden

• lagerschaden

BUd 5,63: Zylinderrollenlager aus AISI 440 C in der HFC-Hydraulikflüssigkeit

j j j j 0

Nadellager. ~ ~ ~ ~ ~ ~ ~ 0 • • • ~ 6905 aus 0 0 0 • ~ • AISr 440 C 0 , • ~ 0 ~ • • • • • • Schmierstoff: H Fe-0

HydraulildlQsSigkeit Z 400 • " P = 5 kN

0 J

300 CIP = 7,8

n '" 3000 minnt 0

L,0Il nom. '" 5230 h Versuchsabbruch

0 nach mehr als ~ Abbruch ohne 5000 Betriebsstunden Lagerschaden

• Lagerschaden

PrOlelnhelt 1 PrOlelnhelt 2 PrOlelnhelt 3 PrOlelnhelt 4 PrOlelnhelt 5 PrOlelnhelt 6

Bild 5.64: Lebensdauer von Nadellagern 6905 aus dem Werkstoff AISI440 C in der HFC­Hydraulikflüssigkeit

j

r

I I I

I

I

I I

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 121

Die Lebensdauer der Rillenkugellager sind in Bild 5.65 und 5.66 dargestellt.

t h

PrOleinhall 1 Prüfeinhalt 2 PrOfelnheH 3 PrOfaJnhal1 -4 PrOfelnl'!ell 5 PrOI,lnhelt 6

P:2,5kN

c;.p • 8

n '" 3000 min·1

~(Il nom. = 2840 h

.. Abbruch ohne o Lagerschaden

Bild 5.65: Lebensdauer von Rillenkugellagern 6009 aus dem Werkstoff AIS! 440 C in der

HFC -H ydraulikf1üssigkeit

99,11

• \10,0

80.' ".' 60,0

50,0

'M

3M

- 20,0 -tr .", 10,0

" -'" .t:: '.' U

'.' C 3.0

" .t:: .. , U

" ~ .t:: ,., '" ~ '" '.3 -" " '.3 «

'.' '.'

Lebensdauernetz: Welbullvertellung

---/'

V

~ / V

./

"/ V / /Rillenkugellager 6009

V AISI 440 C in der HFC-Versuchsflüssigkeit

V 5 Lagerschäden Vertrauensbereich 90% p.0,7 L1Oh. Versuch = 352 h L10h nom. = 2840 h lsoh, Versuch = 4792 h

100 200 500 1000 2000 h SODa

Lebensdauer LVersuch •

Bild 5.66:

Ausfallw

von Rille aus AIS! Hydraur

ahrscheinlichkeit nkugellagem 6009

440 C in der HFC­ikflüssigkeit

122 5.4 W ÄLZLAGERLEBENSDAUERVERSUCIIE

Die Auswertung der fünf Ausfälle ergibt eine LHlI,-Versuchslebensdauer von 352 Stunden.

Dieses entspricht 13 % der nominellen Lu1tLebensdauer. Die zwei FrühausfaIle nach 539 und 122 Betriebsstunden wirken sich stark aus. Es sei angemerkt, daß sich aufgrund der hohen

Wälzlagerlebensdauer mit einer geringen Anzahl von Lagerschäden ein weiter Vertrauens­

bereich ergibt. Ein Vergleich der ~-Versuchslebensdauer zur nominellen LsOh-Lebensdauer zeigt mit 31 % ein besseres Verhältnis.

In Bild 5.67 sind die Versuchslebensdauern in Bezug zur nominellen L'Oh-Lebensdauer

dargestellt. Bei den Nadellagern ist das Verhältnis zur nominellen L'Ob-Lebensdauer mit über 100 % anzugeben, da bis zum Versuchsabbruch kein Lagerschaden feststellbar war.

Bei den Zylinderrollenlagern war ein Lagerschaden aufgetreten. Da sich für die Zylinder­rollenlager NU 205 E mit einem einzigen Lagerschaden keine statistischen Angaben ableiten

lassen, wurde eine Mindest-Ll(lt-Versuchslebensdauer bestimmt, indem angenommen wurde, daß die Lager zum nächstmöglichen Zeitpunkt nach dem Versuchsabbruch ausgefallen wären.

Daraufhin ergibt sich ein L10-Mindestwert, der von den Lagern bei diesen Betriebsbedingun­gen mit Sicherheit überschritten wird.

~

g % • ~ ~

p,. 2,5 kN C/P .. 11,6

"om.: 19630

nOm. '" 1 04750

~ e 501--------­-I -I ~

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" '" ~ 251---" a> D

'" ...J

N a>

D

o NU 205 E

p", 5 kN C/P .. 7,8

L10~ "0'". = 5230 h

L50h ...... , '" 27900 h

p .. 2,5 kN CIP.8

LIOh ""m. '" 2840

LSOh nom. E 15500

~

1---------- ~

» 20%

NA 6905 6009

% ~ g • ~ ~.

50 ~ ~

25

o

~

'" " '" "C

" ~ '" D

'" ...J

N a>

D

Bild 5,67: Lebensdauer von Wälzlagern aus dem Werkstoff AISI 440 C in der HFC­

HydraulikflUssigkeit

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 123

Schadens8nalyse Bn Lagern aus AISI440 C in HFC~HydraulikßüssigkeiteD

Im folgenden ist am Beispiel eines Rillenkugellagers ein typischer Schaden für diese Kombi­nation aus Wälzlagerwerkstoff und Schmierstoff dargestellt. Das Rillenkugel1ager in Bild 5.68 wurde nach 2005 h durch die Schwingungsüberwachung als schadhaft identifiziert. Nach der Demontage zeigten sich Ermüdungsschäden in der Lastzone des Außenringes.

Bild 5.68:

Lageraußenring eines Rillenkugellagers aus AISI 440 C nach 2005 Betriebsstunden in der HFC-Hydraulikflüssig­keit

(WE9746d)

5mm

Die REM-Aufnahme, Bild 5.69, zeigt den Übergangsbereich von der ungeschädigten Lauf­

bahn zur Schadensstelle. Es ist das plattenfönnige Abplatzen der Oberflächenschichten

erkennnbar. Die Schichten, die noch nicht abgeplatzt sind, weisen eine glatte Oberfläche auf. Es sind keine Verschleiß- oder Korrosionsspuren erkennbar.

Bild 5,69:

REM-Aufnahme, Blick

auf den Lageraußenring eines Rillenkugellagers aus AISI 440 C nach 2005 Betriebsstunden in der HFC-Hydraulikflüs­sigkeit

(X 1581l478}

JOO~m

124 5.4 WÄLZLAGERLEBENSDAUERVERSUCHE

Das Bild 5.70 zeigt einen Schliff aus der Nähe der Schädigung, die in Bild 5.68 und Bild 5.69 gezeigt wird. Es läßt sich ein ErmUdungsschaden im Frühstadium erkennen. Die Risse reichen noch nicht bis an die Oberfläche der Laufbahn. Sie sind im Bereich der maximalen Werk­

stoftbeanspruchung in einer Tiefe von 100-150 ~ entstanden. Bei weiteren Überrollungen würden die Einzelrisse zusammenwachsen und Abplatzungen entstehen lassen.

Diese Bilder verdeutlichen folgenden Sachverhalt:

Bild 5,70

Lageraußenring eines

Rillenkugellagers nach 2005 Betriebsstunden in

der HFC-Hydraulikflüs­

sigkeit im geätzten Zu­

stand

(Kb 34476)

• Die Lager werden in der HFC·Hydraulikflüs,igkeit im Übergang'bereich zur EHD· Schmierung betrieben. Mit dem Einlauf des Lagers erfolgt eine Glättung der Lauf­

bahn. So reicht die Schmierfllmhöhe für eine Oberflächentrennung aus. Damit kann

eine dauerhafte Passivschicht enstehen.

• Die Passivschicht trennt das Grundgefüge von dem Einfluß der wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeit.

• Die Lebensdauer findet unter solchen Betriebsbedingungen ihre Grenze in der Werkstoffermüdung des Wälzlagerwerkstoffes. Die Werkstoffennüdung zeigt sich unter der Oberfläche in der Tiefe der maximalen Beanspruchung des Wälzlager­

werkstoffes.

5.4.4 Wälzlager aus Cronidur 30 in HFA·Hydraulikflüssigkeiten

Der vierte Versuc~ansatz verwendet Rillenkugellager aus dem neuentwickelten Wälzlager­

stahl Cronidur 30 in der HFA-Hydraulikflüssigkeit. Bild 5.71. In den vorhergehenden

Versuchen hatte sich gezeigt, daß die HFA-Hydra~üssigkeit auf grund ihrer tribologischen

und chemischen Eigenschaften zu frühzeitigen Wälzlagerschäden führt.

.,

j

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE

t ":0 "5 4000

• J ~

300 0 m ~ m

" ~ 200 0 m .c .!!

oll Prilfelnhelt 1 PrOfeinheIt 2 Prilfelnhelt 3 PrOfeinheIt '" PrOfeinheit 5 Prllfelnhell 6

125

AiJlenkugeliager 6009 aus Cronldur 30 Schmierstoff: HFA­Hydraulikflüsslgkeit

P=2.5kN C/P·8 n _ 3000 mln·1 L,CllIICIIII,'" 2840 h

4 Abbruch ohne o Lagerschaden

• Lagerschaden

Bild 5.7\: RiIlenkugeIlager Cronidur 30 in der HFA-Hydraulikflüssigkeit

Die Rillenkugellager erreichen mit einer LtfkL-Versuchslebensdauer von 558 Stunden 20 % der

nominellen LtCl:t-Lebensdauer (Bild 5, 72), Dies ist gegenüber der Lebensdauer des AlSI 440 C

in der HFA-Hydraulikflüssigkeit eine erhebliche Steigerung,

99,9

• 110,0

80,0

10,0

80,0

50,0

~.o

'".0 - 20,0 -i:i:' -'a;

10,0

'" <= '.0 " - <.0 c: '.0 'a; <= '.0 " '" ~ <=

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Lebensdauernetz: Weibullvertellung / /

/ L •

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V V // /

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V /

L Rillenkugellag:er 6009

/ Cronidur 30 In der HFA-Hyd raulildlüssigkeit

V 6 Lagerschäden Vertrauensbereich 90%

ß = 1,7 L10h nom, = 2840h L10h VellLICh = 558 h

Lsoh Versuch = 1660 h

100 200 500 1000 2000 h 5000

Lebensdauer LYersuch •

Bild 5.72;

Ausfallwahrscheinlichkeit

von Rillenkugellagern 6009 aus Cronidur 30 in der HFA­

Hydraulikflüssigkeit

126 5.4 WÄLZLAGERLEBENSDAUERVERSUCHE

t 100 100

t Bild 5.73:

P = 2.5 kN Lebensdauer von Rillenkugellagern CIP = 8

6009 aus dem Werkstoff Cronidur 30 L,OIl nom. = 2840 h

in der HFA-Hydraulikflüssigkeit '" % % '" 0 LSOh nom. =15500 h 0 , ,

~ ~ ~ ~ E ~ E ~ > 0 '" '" > 0

c 0 c '" <0 '" 0 on '" ~ 50 on <0

50 0 0 - - on on ..... ..... " " ... ...

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N 0 0 N (])

6009 (])

.0 .0

Schäden an den Lagern aus Cropidur 30 in der HFA~HydrauljkflÜssigkeit

Das Rillenkugellager in Bild 5.74 wurde nach 612 Betriebsstunden demontiert. In der

Lastzone des Außenringes befindet sich ein nahezu kreisfönniger Ausbruch, der sich bei weiteren Überrollungen halbkreisförmig in Rollrichtung ausbreitet. Außerhalb des Aus­bruch~s erscheint die Oberfläche der Laufbahn wie poliert. Es finden sich keine Spuren von korrosivem Verschleiß oder andere Aufrauhungen .

. ,,,-,,,,,, ... ,"'_ w'-,'",· Bild 5.74:

Lageraußenring eines Rillenkugellagers aus

Cronidur 30 nach 612 Betriebsstunden in der HFA-Hydraulikflüssig­keit

(WE 10149)

-2mm

"1

-

5 UNTERSUCHUNGSERGEBNISSE 127

In den folgenden zwei Bildern wird der Schadensfortschritt dokumentiert. In Schliffbild 5.75 ist der Übergangsbereich zum Ausbruch dargestellt. Es erscheinen Risse, die senkrecht von der Oberfläche in das Material hineinwachsen.

E

Bild 5.75:

Schliffbild des Lager­außenringes des Rillen­kugellagers aus Croni­dur 30

(KS 36840)

Der Schadensfortschritt ist in Schliffbild 5.76, zu erkennen. Dieses Bild zeigt einen parallel

zur Oberfläche in Laufrichtung fortschreitenden Riß. Darauf folgt das Abplatzen der Ober­flächenschichten entlang des Risses. Ein korrosiver Angriff ist nicht nachweisbar.

",,, .~, :.;"." ! .. ,', . E .. :::l.. e e ~

, , -" • '0

Bild 5.76:

Schliffbild des Lager-o außenringes des Rillen­" kugellagers aus Croni-

dur X 30

(KS 36839)

m

128 5.4 W ÄLZLAGERLEBENSDAUERVERSUCHE

Der Schadensmechanismus läßt sich in drei Punkten zusanunenfassen:

• Die Lager werden im Bereich der MischreibungIFestkörperreibung betrieben.

• Der VerschJeiß führt zu einem Polieren und Aufrauhen der Laufbahnoberfläche.

• Ausgehend von der Oberfläche wachsen Risse in das Grundgefüge hinein. Im weite-ren Betrieb kommt es zu Abplatzungen.

Ein Vergleich der Oberflächen zeigt. daß bei dem AIS! 440 C bei gleichen Betriebsbedingun­

gen eine tiefergehende Aufrauhung stattfmdet als beim Cronidur 30. Bei dem Cronidur 30 ist

ein polierender Verschleiß feststellbar. Dies kann mit den mechanischen Eigenschaften des

feinkörnigen Geftiges und der "Mangelschmierung" erklärt werden.

5.4.5 Wälzlager aus Cronjdur 30 in HFC-HydrauIikllüssigkeiten

In einem fünften Versuchsansatz wurden RillenkugeJlager aus Cronidur 30 in der HFC­

Hydraulikflüssigkeit betrieben. In diesem Versuchsansatz konnte bis zu einer Versuchsdauer

von 4000 Betriebsstunden kein Lagerschaden festgesteUt werden (Bild 5.77). Die Laufbahnen

der Versuchs lager zeigen eine glatte Oberfläche ohne Verschleiß- oder KOITosionsspuren.

t ':00 ii 4000 • • • ! 3000 ~ ~ ~ 'C ~ 2000 ~ .0 .2 ~ 1000 U ~

~ ~ 0

Versuchsabbruch nach 4000 Betriebs-stunden

I 11 11 PrOleinheil 1 PrOleinheil 2 PrO'elnhelt 3 PrOleinheil " PrOleinheil 5 PrOleinheIl 6

Rillenkugellager 6009 aua Cronldur 30

Schmierstoff: HFC· Hydraulik-flfissigk6lt

P=2,5kN

CIP '" 8

n '" 3000 min'1

L,ct.nom" = 2840h

~ Ab""'eh oho. lagerschaden

Bild 5.77: Rillenkugellager aus Cronidur 30 in der HFC-Hydraulikflüssigkeit

Damit überschreiten die Lager aus Cronidur 30 in der HFC-Hydrauliknüssigkeit die

nominelle Lebensdauer.

Eine Berechnung der LlOh-Lebensdauer ist nicht möglich, es läßt sich allerdings eine Mindest­LlOh-Lebensdauer von 4000 h angeben, die mit Sicherheit überschritten wird. Als Schädi­

gungsmechanismus ist bei einem weiteren Betrieb die Werkstoffermüdung zu erwarten.

5.4.6 Ergebnisse der Wälzlagerlebensdaueryersuche

Die Lebensdauerversuche mit der HFA-Hydraulikflüssigkeit sind in Bild 5.78 zusammenge­

faßt. Nebeneinander stehen die Ergebnisse der drei Werkstoff-Schmierstoff-Kombinationeo. Die Versuchslebensdauem sind jeweils bezogen auf die nominellen L'Oh-Lebensdauern der Lager.

Der Versuchsansatz mit dünnschichtverchromten Lagern in der HFA-Hydraulikflüssigkeit

zeigt im Vergleich zu unbehandelten Lagern aus 100 Cr 6 (FV A -Forschungsvorhaben 73/I

[32,33]) keine Steigerung der Lebensdauer. Bei diesen Lagern muß festgestellt werden, daß

die Dünnschichtverchromung keine ausreichende Trennung von wasserhaltigem Schmierstoff

und Grundgefüge herstellen kann. Durch Poren in der Chromschicht kommt es zu lokalen

KOlTOsionserscheinungen. Zudem führt die Dünnschichtverchromung zu einer Versprödung.

Unter der Wälzbelastung erfolgt ausgehend von der korrosiv vorgeschädigten Oberfläche die Rißeinleitung. Bei weiteren Überrollungen wachsen die Risse in die Oberfläche hinein und

führen schließlich zu großflächigen Abplatzungen.

1'"0 <

! %

• I • .:J , , 50

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g ~ 25 ~"C ~0 >c -..:1! e ~ 0 u.; ..... "'"

NU 205 E NA 6905 6009 NU 205E NA 6905 6009

Bild 5.78: Lebensdauer von Wälzlagern in HFA-Hydraulikflüssigkeiten

6009

Der korrosions arme Stahl AISI 440 C erreicht keine wesentliche Verbesserung in den

Lebensdauerwerten.

Der AISI 440 C erreicht über den Chromanteil eine Passivschichtbildung. Damit entfällt die

korrosive Angriffsmöglichkeit an mechanisch unbelasteten Oberflächen. Im hochbelasteten

Wälzkontakt treten jedoch bei der Mischreibung Festkörperkontakte auf, die die Passivschicht

ständig verschleißen. Dieser Verschleiß führt zu einer beschleunigten Aufrauhung der

Laufbahnobertläche. Die Wälzlagerschäden fmden ihren Ausgangspunkt in Rissen ausgehend

von der Laufbahnoberfläche.

130 5.4 WÄLZLAGERLEBENSDAUERVERSUCHE

Höhere Lebensdauern in der HFA-Hydraulikflüssigkeit erreichen Rillenkugellager aus dem

Werkstoff Cronidur 30 aufgrund eines feineren Gefüges.

In dem Bild 6.2 sind die Ergebnisse der Lebensdauerversuche in der HFC-Hydraulikflüssig­keit zusammengefaßt. Die Balken. die mit Pfeilen gekennzeichnet sind, geben Mindestwerte für die L11Xl-Lebensdauer an. Aufgrund geringer Stichprobenzahlen insbesondere bei sehr hohen Laufzeiten können statistisch abgesichert nur untere Grenzen angegeben werden.

Bild 6.2: Lebensdauer von Wälzlagern in HFC-Hydraulikflüssigkeiten

Die Erklärung für diese hohen Lebensdauern beruhen auf der Verbindung eines korrosioßs­beständigen Wälzlagerstahles mit der Schmienvirkung der HFC-Hydraulikflüssigkeit. Die Lager werden im Übergang von der Mischreibung zur EHD-Schmierung betrieben. Durch den Einlaufprozeß erfolgt eine Glättung der Laufbahn. Im weiteren Betrieb ksnn sich auch bei der geringen Schmierf"tlmhöhe eine Oberflächentrennung einstellen. Unter diesen Vorausset­zungen entsteht eine dauerhafte Passivschicht. Diese Passivschicht trennt das Grundgefiige von dem korrosiven Einfluß der Hydraulikflüssigkeit. Die Lebensdauern, die unter solchen Bedingungen erreichbar sind, finden ihre Grenzen in der Werkstoffennüdung.

Die Rillenkugellager aus dem stickstofflegierten Stahl Cronidur 30 zeigen dabei aufgrund ihres Gefüges ein noch besseres Ermüdungsverhalten als der AISI 440 C.

Damit ist belegt, daß Wälzlager aus Cronldur 30 In der HFC·Hydraulikflüsslgkeit Lebensdauern erreichen können, wie sie von Wälzlagern aus 100 Cr 6 in Mineralöl erreicht werden.

,

6 ZUSAMMENFASSUNG 131

6 Zusammenfassung

Wasserhaltige HydraulikflUssigkeiten weisen erhebliche Unterschiede zu Mineralölen auf.

Diese Unterschiede zeigen sich in dem Schmierungsvennägen und den chemisch-physika­

lischen Eigenschaften. Wälzlager in wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten edahren daher neben der mechanischen auch eine korrosive Beanspruchung. Die Kombination dieser

Beanspruchungen fUhrt bei Verwendung des Standardwälzlagerstahls 100 Cr 6 zu einer stark verkürzten Lebensdauer.

In dieser Arbeit werden korrosionsarme Stähle und einige OberfIächenbehandlungen im

Hinblick auf ihre Eignung für Wälzlager in wasserhaltigen Flüssigkeiten untersucht.

Die Beständigkeit bei alleiniger korrosiver Beanspruchung wird in den Korrosionsprüfungen deutlich. Es werden Prüfungen im Kondenswasser-Wechselldima mit schwefeldioxidhaltiger

Atmosphäre nach DIN 50 018-KF\V 0,2 Sund SprUhnebelpriifungen mit einer Natrium­

chloridlösung nach DIN 50 021-55 durchgeführt. Der 100 Cr 6 zeigt ein unbeständiges

Verhalten. Die Ionenimplantationen schaffen keine Erhöhung der Korrosionsbeständigkeit.

Die Proben aus AISI 440 C und aus dünnschichtverchromten 100 Cr 6 verfügen nur über eine

begrenzte Korrosionsbeständigkeit. Der Cronidur 30 ist kOITOsionsbeständig.

Die elektrochemischen Untersuchungen verdeutlichen, daß sich das Korrosionsverhalten der

untersuchten Wälzkörpervarianten in wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten nur graduell

unterscheidet. Keine der untersuchten Wälzlagerstähle neigt bei ausschließlicher Beanspru­

chung durch die HFA- und HFC-Hydraulikflüssigkeiten zu flächiger oder selektiver Korro­

sion.

Bei den CERT -Versuchen wird ein quasistatischer Zugversuch bei gleichzeitigem Einwirken

der wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten durchgeführt. Eine Gefahr der Spannungsrißkorr0-

sion läßt sich bei den Wälzlagerstählen in wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten nicht

erkennen. Für dünnschichtverchromte Proben konnte eine Versprödung durch den Ver­

chromungsprozeß nachgewiesen werden.

Die Reibmomentmessungen an Axialzylinderrollenlagem geben Aufschluß über das Schmie­

rungsvermögen wasserhaltiger Hydraulikflüssigkeiten. Für HFA-Hydraulikflüssigkeiten ist

kennzeichnend, daß sie nicht in der Lage sind, einen Schmierfilm aufzubauen, und daß

deshalb im Wälzkontakt die MischIFestkörperreibung vorherrscht. Bei HFC-Hydraulik­

flüssigkeiten wird aufgrund des Viskositäts-Druckverhaltens ein Schmierfilmaufbau im

Wälzkontakterrnöglicht. Es stellen sich jedoch im Vergleich zu Mineralöl gleicher Bezugs­

viskosität erheblich niedrigere Schmierfilmhöhen ein.

Die Lebensdauerversuche mit Wälzlagern aus korrosionsbeständigen Stählen erfolgen bei

praxisüblichen Betriebsbedingungen unter Luftabschluß. Die Wälzlagerstähle erfahren

dadurch eine gleichzeitige Beanspruchung durch die dynamische Wälzbelastung und die

chemisch-physikalische Wirkung der wasserhaItigen Hydraulikflüssigkeiten.

132 6 ZUSAMMENFASSUNG

Die wichtigsten Ergebnisse sind dem Bild 6.1 und den folgenden Punkten zu entnehmen:

t 1 00 % L 10 nom ~

'" ::l tU

"C

'" C ~ Korrosionsbeständiger Stahl '" bei einer EHD-Schmierung: ...J Cronidur 30 in einer HFC-

Bild 6,1: Lebensdauer von Wälzlagern in wasserhaltigen Hydraulikflüssigkeiten

• Wälzlager aus 100 Cr 6 erreichen ca. 2 % der nominellen Lebensdauer, wenn sie in HFA- oder HFC-Hydraulikflüssjgkeiten betrieben werden.

• Lebensdauerversuche mit dünnschichtverchromten Wälzlagern konnten keine

verbesserten Laufzeiten vorweisen.

• Wälzlager aus dem korrosionsbeständigen Cronidur 30 erreichen ca_ 20 % der nominellen Lebensdauer, wenn sie mit einer HFA-Hydraullkflüsslgkelt bn Bereich

der FestkörperlMischreibung laufen.

• Wälzlager aus dem Cronidur 30 erreichen in einer HFC-Hydraulikflüssigkeit die

nominelle Wälzlagerlebensdauer. Der Cronidur 30 zeigt damit ein besseres Lebens­

dauerverhalten als der AISI 440 C. Dies ist auf das feinkörnige Gefüge mit fein­

verteilten Nitriden zurückzuführen_ Der AISI 440 Centhält bn Gegensatz dazu

grobkörnige Chromkarbide.

Mit diesen Ergebnissen erhält der Wälzlagerhersteller eine Bestätigung für das zukunfts­

weisende Potential des neuentwickelten Wälzlagerstahles Cronidur 30.

Dem Konstrukteur sind mit den Erkenntnissen dieser Arbeit Kriterien zur Auslegung von Wälzlagerungen in wasserhaItigen Hydraulikflüssigk:eiten an die Hand gegeben. Damit kann

er eine Abschätzung der Lebensdauer, z.B. von Hydraulikpumpen, vornehmen.

,

.

7 LITERA TIJRVERZEICHNIS 133

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Eneugung verschleißrnindemder Randschichten durch Ionen-strahlverfahren. Materialwissenschaft und Werkstoff technik, 24 (1993) 3/4, S.109-119

Mechanische und tribologische Eigenschaften ein- und dreilagiger galvanischer Chromschichten in Abhängigkeit von deren Härte und Aufbau. Forschungsbericht: VDI Reihe 5, Nr. 189 Düsseldorf: VDI-Verlag, (1990), 186 S.

Wälzlagerscbrnierung. Scbrnierstoffe bei Mischreibung. Tribologie und Scbrnierungstechnik, 39 (1992) 2, S.65-71

Chromium Coated Ball Bearings. Tagung: Tribologie 2000, Technische Akademie Esslingen, Tagungsband: S. 20.111 - 20.1/8

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Zustandsüberwachung von Maschinen. Expert-Verlag, Sindelfingen; Bd.l87 (1986), 263 S.

Entwicklung, Ausführung und Betriebserfahrungen von und mit verschiedenen Überwachungs- und Diagnosesystemen. Antriebstechnisches Kolloquium l 93, AachenVerlag TÜV Rhein­land Gmbh, Köln (1993), S. 44-78

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The Pefonnance of Three invert Emulsions Assesssed by Various RoIling-Fatigue Tests. Proc. Int. Symposium on roUing contact fatigue: Performance testing of fluids, Institute of Petroleum. London (1977) 14, S. 231-253

The Use of Unsteel Rolling Fatigue Machines to Compare the Lubricating Properties of fITe Resistant Fluids. Wear20(l972),S.105-121

Technische Berichte, Thyssen Edelstahl Sonderheft "Stand und Entwicklungstendenzen auf dem Gebiet der nichtrostenden Stähle", 15 (1989) 1,39 S.

Korrosionsverhalten von Nickel und Chrom in wäßrigen Medien. Dissertation, TH Darmstadt (1990)

Hochaufgestickter, martensitischer Wälzlagerstahl ist ermUdungsfest und korrosionsbeständig. Wälzlagertechnik. (1992) 503, S. 9-14

Kugellager aus nichtrostendem Stahl mit verbesserten Materialeigenschaften. Antriebstechnik, 28 (1989), S. 43-50

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Vergleich verschiedener Oberflächenschutzschichten. VDI-Bericht Nr. 506 (1984), S. 87-96

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Oberflächenrauheit und EHD-Schmierung in Axialzylinderrollen­lagern. Teil 1: Theoretische Betrachtungen. Antriebstechnik 21 (1982) 7-8, S. 396- 399 Teil 2: Experimentelle Untersuchungen. Antriebstechnik 21 (1982) 9, S. 444-448

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Wälzlagerschmierung: Ein Bericht aus Labor und Praxis. Wälzlagertechnik 19 (1980) 2, S. 22-25

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Statistik, Lehr- und Handbuch der angewandten Statistik. R. Oldenbourg Verlag München Wien, 5. Aufl. (1986)

CERT (Constant Extension Rate Testing) als Spannungs­rißprüfmethode für Schweißverbindungen. Mechanisch­chemische Untersuchungsergebnisse. Werkstoffe und Korrosion, 40 (1989), S.3442

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141

I ,

1

LEBENSLAUF

Name:

Geburtstag:

Geburtsort:

Familienstand:

Schulbildung:

1969 - 1973

1973 - 1982

Wehrdienst:

Hartmut Werries

1. März 1963

Osn.bcück

ledig

Grundschu1e, OsnabrUck

Graf-Stauffenberg-Gymnasium,OsnabrUck,

Abschluß Abitur

8/82 - 8/83 Grundwehrdienst in Fürsten.u

Studium:

10/83 - 8/89 Maschinenbau an der Universität Hannover

10/85 Diplornvorpcüfung

8/89 Diplomhauptprüfung

Berulliche Tätigkeit:

10/85 - 8/89 Wissenschaftliche Hilfskraft arn Institut für Maschinenelemente, Kon­

struktionstechnik und Sicherheitstechnik seit 9/89 Wissenschaftlicher Mitarbeiter am Institut für Maschinenelemente,

Konstruktionstechnik und Sicherheitstechnik

Prof. Dr.-Ing. E.-G. Paland