IGF-Nr. 16261 N 89. Abbildung 108: Versuchsbedingungen der Axiallagerversuche

IGF-Nr. 16261 N 89 Abbildung 108: Versuchsbedingungen der Axiallagerversuche Im Rahmen der Versuchsauswertung wurden die Lager vor und nach dem Versuch auf einer Feinwaage mit einer Auflösung von 1 mg gewogen, um gravimetrisch die jeweilige Verschleißmasse zu ermitteln. Des Weiteren wurden nach Versuchsende an den einzelnen Lagerbauteile Konturmessungen durchgeführt und hinsichtlich des Verschleißvolumens und der Lage von Verschleißmulden ausgewertet. Weiterführend konnten ausgewählte Bauteile ergänzend durch REM-Aufnahmen und EDX- Analysen untersucht werden. Diese Untersuchungen wurden am Gemeinschaftslabor für Elektronenmikroskopie der RWTH Aachen (GfE) durchgeführt. 6.1.1.2 Radiallagerversuche Die Radiallagerversuche waren zur Lebensdaueruntersuchung an trockenlaufenden Wälzlagern vorgesehen. Dazu waren zunächst Untersuchungen an vollbeschichteten Zylinderrollenlagern NU206 geplant. Aufgrund dieser Versuche sollten dann zwei Schichtsysteme ausgewählt werden, welche im beschichteten Hybridlager eingesetzt werden. Als Referenz waren geschmierte Stahllager und unbeschichtete Hybridlager vorgesehen. Die Versuche sollten mit einer radialen Lagerlast von 12 kn und einer Drehzahl von 750 min -1 durchgeführt werden. Die erreichten Laufzeiten sollten dann im Weibull-Netz aufgetragen und verglichen werden. Die ersten Versuche zeigten allerdings keine zufriedenstellenden Laufzeiten (vgl. Kapitel 6.1.3.1). Daher wurden in einem ersten Schritt die Versuchsbedingungen verändert. Die radiale Lagerlast wurde auf 6 kn abgesenkt. Die Drehzahl von 750 min -1 wurde beibehalten. Auch unter diesen Versuchsbedingungen wurden keine praxisrelevanten Laufzeiten erreicht. Um die Ursache dafür zu analysieren, wurde unter diesen Betriebsbedingungen eine Vielzahl einzelner Versuchsparameter variiert:

IGF-Nr. 16261 N 90 a) Teilbeschichtung in verschiedenen Kombinationen b) Käfiggeometrie und -werkstoff c) Vollrollige Lager d) Lagerluft e) Lage der Lastzone f) Oberflächenvorbehandlung g) Hybrid-Lager Diese Untersuchungen ließen zwar Differenzierungen zwischen einzelnen Kombinationen zu, allerdings führte keine zu einer signifikanten Laufzeiterhöhung. In Absprache mit dem PbA wurde entschieden, den Lagertyp zu variieren und Hybrid-Rillenkugellager 6206 zu untersuchen. Als Versuchslast wurden 2 kn festgelegt und der Prüfstand bei 750 min -1 betrieben. Diese Versuche zeigten eine höhere Laufleistung von ca. 45 h. Des Weiteren konnte eine Verbesserung gegenüber einem unbeschichteten Hybridlager festgestellt werden. Dies konnte durch die Versuche mit Radialzylinderrollenlager nicht gezeigt werden. Auf Wunsch des PbA wurden die vertiefenden Untersuchungen mit Hybrid-Rillenkugellagern 6206 und einer nochmals auf 0,7 kn reduzierten Belastung durchgeführt. Tabelle 8 zeigt zusammenfassend die Versuchsbedingungen der Radiallagerversuche. Die angegebenen Pressungen sind für den höchstbelasteten Wälzkörper berechnet. Die Unterschiede beim Vergleich des Stahl-Zylinderrollenlagers NU206 und des Hybrid-Zylinderrollenlagers NU206 ergeben sich aus der unterschiedlichen Wälzkörperanzahl, inneren Lagergeometrie und Werkstoffeigenschaften. Tabelle 8: Versuchsbedingungen Radiallager Lagertyp Wälzkörper Drehzahl Last Pressung Bemerkung NU206 100Cr6 750 min -1 12 kn 2200 MPa / Linienkontakt nach Antrag NU206 100Cr6 750 min -1 6 kn 1600 MPa / Linienkontakt Lastreduktion SL192306 100Cr6 750 min -1 12 kn 1600 MPa / Linienkontakt vollrollig NU206 Si3N4 750 min -1 3 kn 1400 MPa / Linienkontakt Hybridlager 6206 Si3N4 750 min -1 2 kn 2300 MPa / Punktkontakt Rillenkugellager 6206 Si3N4 750 min -1 0,7 kn 1600 MPa / Punktkontakt Lastreduktion 6.1.2 Axiallagerversuche Die Axiallagerversuche hatten im Wesentlichen zum Ziel, das Reibungs- und Verschleißverhalten der einzelnen Schichtsysteme zu analysieren. Daher werden im Folgenden die

IGF-Nr. 16261 N 91 Versuchsergebnisse für jedes Schichtsystem dargestellt und die weitergehend durchgeführten Untersuchungen erläutert. 6.1.2.1 Zylinderrollenlager (Cr,Al)N Abbildung 109: Verschleißmassen und Reibmoment- und Temperaturverläufe der (Cr,Al)N beschichteten Axialzylinderrollenlagerversuche Die Reibmoment- und Temparaturverläufe der Versuche mit (Cr,Al)N-beschichteten Hybrid- Axialzylinderrollenlagern zeigen tendenziell ähnliche Verläufe, Abbildung 109. Zu Versuchsbeginn schwankt das Reibmoment auf relativ hohem Niveau. Im weiteren Versuchsverlauf findet ein Einlauf statt, woraufhin das Reibmoment sinkt und sich auf einem nahezu konstanten Niveau einfindet. Dieser Vorgang scheint bei den Versuchsbedingungen mit höheren Drehzahlen früher abzulaufen. Ursächlich könnte die höhere Überrollungszahl sein. Grundsätzlich ist das Reibmoment beim hoch belasteten Versuch größer, während die Temperaturen unter denen des Versuchs mit hohen Drehzahlen liegen. Die Verschleißmassen der beschichteten Bauteile (Lagerscheiben) sind im Rahmen der Messgenauigkeit gravimetrisch nicht zu erfassen. Im Gegensatz dazu konnte an den PEEK-Käfigen 25 bzw. 50 mg Verschleißmasse festgestellt werden. Die Tastschriebe jeweils einer Lagerscheibe aus den Versuchen sind in Abbildung 110 und Abbildung 111 dargestellt. Diese bestätigen die Erkenntnis aus den gravimetrischen Messungen, dass nahezu kein Verschleiß aufgetreten ist. Auffällig ist, dass beide Tastschriebe Ausbrüche in der Laufbahnmitte zeigen. Legt man adhäsive und abrasive Verschleißmechanismen zugrunde, sollte der größte Materialabtrag im äußeren Laufbahnbereich sein.

IGF-Nr. 16261 N 92 Abbildung 110: Oberflächenprofil (Cr,Al)N beschichtete Wellenscheibe; 7,5 min -1 ; 2000 MPa Abbildung 111: Oberflächenprofil (Cr,Al)N beschichtete Gehäusescheibe; 30 min -1 ; 1250 MPa Von den Lagerscheiben wurden zur weiteren Analyse REM-Aufnahmen angefertigt. Wie die vermessenen Oberflächenprofile vermuten lassen, ist die Oberflächengestalt der beiden Versuche sehr ähnlich. Daher sind auf Abbildung 112 lediglich Aufnahmen einer Scheibe aus dem hochbelasteten Versuch dargestellt. Der ungelaufene Bereich zeigt die Oberflächenstruktur neben der Laufbahn. Die Schicht bildet die Endbearbeitungsspuren der Substratoberfläche ab. Es ist davon auszugehen, dass vor Versuchsbeginn die Oberfläche im Laufbahnbereich ähnlich aussah. Im schlupfbehaftet überrollten äußeren Laufbahnbereich sieht die Oberfläche dagegen eingeglättet aus. Dies bestätigt die aus dem Reibmomentverlauf abgeleitete Vermutung eines Einlaufvorgangs. Die in den Tastschrieben detektierten Ausbrüche in der Laufbahnmitte finden sich auch auf den REM-Aufnahmen wieder. Das Schadensbild ist in dieser Form auf sämtlichen Lagerscheiben, aus beiden Versuchen, umlaufend zu finden. Eine direkte Ursache kann derzeit nur vermutet werden. Unter Umständen findet im theoretisch schlupffreien Kontakt in der Laufbahnmitte die Einglättung der Oberfläche nicht in dem Maße statt, wie im äußeren Laufbahnbereich. Durch den raueren Kontakt folgen höhere oberflächennahe Spannungen, welche in Verbindung mit wiederholter Überrollung zu einer Aufweitung der kolumnaren Mikrostruktur (vgl. Kapitel 5) führen.

IGF-Nr. 16261 N 93 Abbildung 112: REM-Aufnahmen der Oberfläche einer (Cr,Al)N beschichteten Lagerscheibe; 7,5 min -1 ; 2000 MPa ZrC g Abbildung 113: Verschleißmassen und Reibmoment- und Temperaturverläufe der ZrC g beschichteten Axialzylinderrollenlagerversuche Die Versuche mit ZrC g -beschichteten Hybrid-Axialzylinderrollenlagern zeigen ein grundsätzlich anderes Reibungsverhalten als die (Cr,Al)N beschichteten, Abbildung 113. Das Reibmoment ist insgesamt niedriger. Des Weiteren ist das Reibmoment bei den ZrC g - Versuchen, im Gegensatz zu den (Cr,Al)N-Versuchen, zunächst auf einem sehr niedrigen Niveau und steigt im Laufe des Versuchs auf ein höheres an. Es wird angenommen, dass das zunächst niedrige Reibmoment auf die mit ca. 6 GPa weiche, C-reiche Decklage und ihre reibungsmindernden Eigenschaften zurückzuführen ist. Der Reibmomentanstieg resultiert aus dem teilweisen Abtrag der Decklage. Durch den gradierten Aufbau der Beschichtung stellt sich das Schichtsystem auf die Belastung ein, da die Härte und damit die Verschleißfestigkeit mit zunehmender Abtragstiefe zunächst zunehmen. Die gravimetrische Bestimmung der Verschleißmassen an den beschichteten Bauteilen ergab Werte zwischen 5 und 9 mg. Diese lassen sich vermutlich auf den Abtrag der C-reichen Decklage zurückführen. Die tendenzielle Massenzunahme der Wälzkörper lässt auf einen Übertrag von Schichtbestandteilen auf den keramischen Gegenkörper schließen. Analog zu den Versuchen im WAM-Tribometer (vgl. Kapitel 5.3.4) kann ein Kohlenstoffübertrag vermutet

IGF-Nr. 16261 N 94 werden. Durch Graphitisierungsvorgänge kann sich ein Festschmierstoffverhalten einstellen, welches zur Reibungs- und Verschleißreduktion des trockenen Tribosystems beiträgt. Abbildung 114 zeigt das im Tastschnittverfahren ermittelte Oberflächenprofil einer ZrC g beschichteten Scheibe nach 50 h (links) und nach 80 h (rechts) Versuchslaufzeit. Die gemessene Kontur bestätigt die Vermutung, dass die C-reiche Decklage zu Beginn des Versuchs abgetragen wird. Nach 50 h Versuchslaufzeit ergibt sich eine typische Oberflächenkontur für das Vorliegen von abrasiven und adhäsiven Verschleißvorgängen im Axialzylinderrollenlager. Nach 80 h Versuchslaufzeit ist ein tiefer Ausbruch in Größenordnung der Schichtdicke im mittleren Laufbahnbereich zu erkennen. Das gleiche Schadensbild ergibt sich auf den Lagerscheiben aus den Versuchen mit höheren Drehzahlen (Abbildung 115). Auch hier scheint im äußeren Laufbahnbereich die C-reiche Decklage abgetragen, wohingegen im schlupffreien mittleren Laufbahnbereich ein Ausbruch in Schichtdicke detektiert werden kann. Abbildung 114: Oberflächenprofil ZrC g beschichtete Wellenscheibe nach 50 h und 80 h; 7,5 min -1 ; 2000 MPa Abbildung 115: Oberflächenprofil ZrC g beschichtete Gehäusescheibe; 30 min -1 ; 1250 MPa Aus diesem Erscheinungsbild lässt sich ein hypothetischer Schadensablauf für ZrC g - beschichtete Axialzylinderrollenlager im Trockenlauf ableiten (Abbildung 116). Die Beschichtung verfügt über ein ausgeprägtes Einlaufverhalten, wodurch zunächst im schlupfbehafteten äußeren Laufbahnbereich Materialabtrag auftritt. Die so veränderte Oberflächenkontur führt zu einer lokalen Pressungsüberhöhung in der Laufbahnmitte welche zu einer Überlastung der Schicht führen kann und einen Ausbruch nach sich zieht. Ebenso können Effekte, wie sie bei den (Cr,Al)N-Versuchen vermutet wurden, eine Rolle spielen, d. h. dass die Oberfläche nur im schlupfbehafteten Bereich eingeglättet wird und dadurch im raueren Kontakt in der Laufbahnmitte höhere oberflächennahe Spannungen auftreten.

IGF-Nr. 16261 N 95 Abbildung 116: Hypothetischer Schadenablauf am ZrC g beschichteten Hybid- Axialzylinderrollenlager D++ Abbildung 117: Verschleißmassen und Reibmoment- und Temperaturverläufe der D++ beschichteten Axialzylinderrollenlagerversuche Die D++ Beschichtung zeigt grundsätzlich ein ähnliches Reibungs- und Verschleißverhalten wie die (Cr,Al)N-Beschichtung, Abbildung 117. Es zeigt sich ebenfalls ein Einlaufverhalten, welches zu einem Absinken des Reibmomentes zum Versuchsende hin führt. Die Verschleißmassen an den beschichteten Bauteilen (Lagerscheiben) sind gravimetrisch nicht detektierbar. Auffällig ist, dass an den sehr harten Si 3 N 4 -Wälzkörpern ein Abtrag ermittelt werden konnte. Dies ist auf die sehr hohe Härte des Schichtsystems zurückzuführen (vgl. Kapitel 5.1.2) und korreliert mit dem Erscheinungsbild des keramischen Gegenkörpers aus den Untersuchungen im WAM-Tribometer (vgl. Kapitel 5.3.4). Abbildung 118 zeigt das Oberflächenprofil und REM-Aufnahmen einer Wellenscheibe aus dem Versuch mit höheren Drehzahlen. Die Lagerscheiben aus dem hoch belasteten Versuch zeigen eine ähnliche Oberflächengestalt. Analog zu den Lagerscheiben aus den (Cr,Al)N- Versuchen lässt sich eine Einglättung im schlupfbehafteten äußeren Laufbahnbereich

IGF-Nr. 16261 N 96 feststellen und ein tiefer Ausbruch in der Laufbahnmitte, welcher sich in den REM- Aufnahmen als brüchige Struktur darstellt. Aufgrund der ähnlichen Schichten und des ähnlichen Schadensbilds lässt sich vermuten, dass der Mechanismus der gleiche wie bei den (Cr,Al)N-Versuchen ist. Abbildung 118: Oberflächenprofil und REM-Aufnahme D++ beschichtete Wellenscheibe; 30 min -1 ; 1250 MPa WC/C Abbildung 119: Verschleißmassen und Reibmoment- und Temperaturverläufe der WC/C beschichteten Axialzylinderrollenlagerversuche Die Reibmoment- und Temperaturverläufe der Versuche mit WC/C-beschichteten Axialzylinderrollenlagern sind in Abbildung 119 dargestellt. Im Gegensatz zu allen anderen Beschichtungen zeigt sich hier ein sehr konstantes Reibungsverhalten über der Versuchs-

IGF-Nr. 16261 N 97 laufzeit. Das Reibmoment verharrt auf einem niedrigen Niveau. Ein gutes Reibverhalten ist ein typisches Merkmal von Kohlenstoffschichten und konnte schon im Rahmen der Versuche im WAM-Tribometer gezeigt werden (vgl. Kapitel 5.3.4). Durch einen Einlaufprozess findet ein Schichtübertrag auf den Gegenkörper statt, welcher einen niedrigen Reibwert des Gesamtsystems zur Folge hat. Dies zeigt auch die gravimetrische Ermittlung der Verschleißmassen. Während an den beschichteten Bauteilen (Lagerscheiben) leichte Gewichtsverluste festzustellen sind, haben die keramischen Wälzkörper tendenziell eher an Gewicht zugenommen. Der Schichtübertrag auf die Wälzkörper wirkt sich des Weiteren positiv auf den Käfigverschleiß aus. Dieser ist unter beiden Versuchsbedingungen kleiner als 10 mg. Abbildung 120 und Abbildung 121 zeigen die Oberflächenprofile ausgewählter Lagerscheiben aus den Versuchen mit WC/C-beschichteten Hybrid-Axialzylinderrollenlagern. Die gemessene Kontur aus dem hoch belasteten Versuch (Abbildung 120) zeigt eine ähnliche Gestalt, wie es bei den ZrC g -Versuchen festgestellt wurde. Im äußeren Laufbahnbereich ist die Beschichtung z. T. adhäsiv und abrasiv abgetragen worden, während im schlupffreien Bereich in der Laufbahnmitte ein vermutlich durch lokal auftretende hohe Spannungen hervorgerufener tiefer Ausbruch detektiert werden kann. Demgegenüber ist die Lagerscheibe aus dem Versuch mit hohen Drehzahlen (Abbildung 121) sehr gleichmäßig abgetragen. Die Verschleißtiefe beträgt weniger als 1 µm. Die Belastung scheint hier noch nicht ausgereicht zu haben, um den bei den anderen untersuchten Schichten aufgetretenen Ausbruch in der Mitte der Laufbahn hervorzurufen. Abbildung 120: Oberflächenprofil WC/C-beschichtete Gehäusescheibe; 7,5 min -1 ; 2000 MPa Abbildung 121: Oberflächenprofil WC/C-beschichtete Wellenscheibe; 30 min -1 ; 1250 MPa

IGF-Nr. 16261 N 98 Unbeschichtet (Referenz) Abbildung 122: Verschleißmassen und Reibmoment- und Temperaturverläufe der unbeschichteten Axialzylinderrollenlagerversuche Als Referenz wurden Versuche unter gleichen Bedingungen mit unbeschichteten Hybrid- Axialzylinderrollenlagern durchgeführt, Abbildung 122. Beim hoch belasteten Versuch befinden sich sowohl Reibmoment als auch Temperatur auf einem hohen Niveau. Durch alle untersuchten Beschichtungen kann die Reibung im trockenlaufenden Axialzylinderrollenlager stark reduziert werden. Ebenso verhält es sich mit den gravimetrisch ermittelten Verschleißmassen. Durch die untersuchten PVD-Schichten wird der Verschleiß unter den hoch belasteten Versuchsbedingungen um ein vielfaches reduziert. Der Versuch mit unbeschichteten Lagern und hohen Drehzahlen konnte nicht wie geplant durchgeführt werden. Aufgrund von hoher Reibung und Hitzeentwicklung wurde der Versuch nach 14 h abgebrochen. Umso erstaunlicher ist, dass selbst nach dieser kurzen Versuchslaufzeit höhere Verschleißmassen ermittelt wurden als bei allen untersuchten Schichtsystemen. Abbildung 123 zeigt das im Tastschnittverfahren ermittelte Oberflächenprofil einer Gehäusescheibe des unbeschichteten Hybrid-Axialzylinderrollenlagers aus den hoch belasteten Versuchen. Die Kontur zeigt die typischen Verschleißmulden im schlupfbehafteten, äußeren Laufbahnbereich, während in der Laufbahnmitte kaum Materialabtrag detektiert werden kann. Die gravimetrisch ermittelten hohen Verschleißmassen lassen sich durch die Tiefe der Verschleißmulden bestätigen. Abbildung 123: Oberflächenprofil unbeschichtete Gehäusescheibe; 7,5 min -1 ; 2000 MPa

IGF-Nr. 16261 N 99 6.1.2.2 Schrägkugellager Zur Untersuchung der Übertragbarkeit der Erkenntnisse auf den Punktkontakt wurden Schrägkugellagerversuche vorgesehen. Dazu wurden in Absprache mit dem PbA die Schichtsysteme (Cr,Al)N und WC/C ausgewählt. (Cr,Al)N Abbildung 124: Verschleißmassen und Reibmoment- und Temperaturverläufe der (Cr,Al)N beschichteten Schrägkugellagerversuche Die Versuche im (Cr,Al)N-beschichteten Hybrid-Schrägkugellager zeigen keine Korrelation zu den Axialzylinderrollenlagerversuchen, Abbildung 124. Es konnten weder das Einlaufverhalten noch der kaum messbare Verschleiß gezeigt werden. Insbesondere der Versuch mit hohen Beanspruchungen zeigt starken Verschleiß. Abbildung 125 zeigt die über dem Laufbahnradius abwickelten Konturmessschriebe des Versuchs mit hohen Drehzahlen. Die in den Messschrieben als Fase erscheinende Schräge resultiert aus der Rücknahme des Laufbahnradius an der vom Bord abgewandten Seite. In der Mitte sind deutliche Verschleißmulden zu erkennen. Die Tiefe des Materialabtrags erreicht am Außenring nahezu die Schichtdicke. Im hochbelasteten Versuch wurde die Beschichtung dagegen komplett abgetragen.

IGF-Nr. 16261 N 100 Abbildung 125: Abgewickeltes Oberflächenprofil des (Cr,Al)N beschichteten Schrägkugellagers; 30 min -1 ; 1250 MPa WC/C Abbildung 126: Verschleißmassen und Reibmoment- und Temperaturverläufe der WC/C beschichteten Schrägkugellagerversuche Zwischen den Axialzylinderrollenlagerversuchen und den Schrägkugellagerversuchen lassen sich auch beim Schichtsystem WC/C nur bedingt Korrelationen aufzeigen. Der Versuch mit hohen Belastungen zeigt zwar zunächst ein schwankendes Reibmoment (Ausfall des Schreibers am Prüfstand zwischen 8 und 20 h), allerdings konnten analog zu den Axialzylinderrollenlagerversuchen gravimetrisch nur sehr geringe Verschleißmassen ermittelt werden, Abbildung 126. Dies bestätigen auch die über dem Laufbahnradius abgewickelten Konturmessschriebe (Abbildung 127). Demgegenüber zeigte der Versuch mit hohen Drehzahlen hohe Verschleißmassen und den kompletten Abtrag der Schicht.

IGF-Nr. 16261 N 101 Abbildung 127: Abgewickeltes Oberflächenprofil des WC/C beschichteten Schrägkugellagers; 7,5 min -1 ; 2000 MPa Ursachen für die geringen Korrelationen lassen sich nur vermuten. Schrägkugellager sind aufgrund Ihrer Geometrie, insbesondere am Außenring, schwieriger zu beschichten (Sichtliniencharakteristik). Des Weiteren muss beachtet werden, dass aufgrund der niedrigen Anzahl der Versuche eine statistische Absicherung nur bedingt gegeben ist. 6.1.3 Radiallagerversuche Die Radiallagerversuche waren als Lebensdauerversuche an Zylinderrollenlagern NU206 vorgesehen. Diese Lager zeichnen sich durch einen sehr geringen Schlupfanteil aus, und können daher als verschleißunkritisch eingestuft werden. Die ersten Ergebnisse führten jedoch in Absprache mit dem PbA zu der Entscheidung, Rillenkugellager statt Zylinderrollenlager vertiefend zu untersuchen. Die Erkenntnisse aus den Versuchen beider Lagertypen werden im Folgenden vorgestellt. 6.1.3.1 Zylinderrollenlager Die Versuchsbedingungen wurden zunächst an geschmierten Versuchen orientiert. Wie in Kapitel 6.1.1 dargestellt, wurden zu Beginn des Projekts Stahl-Zylinderrollenlager NU206 mit 12 kn bei 750 min -1 belastet. Unter diesen Bedingungen wurden die Schichtsysteme (Cr,Al)N und D++ in vollbeschichteten Lagern untersucht. Innerhalb einer Laufzeit von 24 h kam es stets zum Käfigbruch in Verbindung mit sehr hohen Verschleißmassen. Auf diese Versuche wird im Rahmen dieses Berichts nicht näher eingegangen, da diese Laufzeiten keine praktische Relevanz haben. Die weiteren Versuche an Stahlzylinderrollenlager wurden daher bei einer radialen Belastung von 6 kn durchgeführt. Diese Belastung entspricht einer maximalen Hertzschen Pressung von 1600 MPa am höchstbelasteten Wälzkörper. Die ersten Versuche mit vollbeschichteten Lagern ((Cr,Al)N, D++, WC/C) unter der geringeren Belastung zeigten keine Verbesserung der Laufzeiten. Eine Differenzierung zwischen den Schichtsystemen war nicht möglich, da anhand der erfassten Messgrößen (Reibmoment,

IGF-Nr. 16261 N 102 Temperatur, Körperschall) das Schichtversagen nicht detektiert werden konnte. Nach dem Ausbau der Versuchslager waren ausschließlich Sekundärschäden festzustellen, welche vermutlich auf den weiteren schmiermittelfreien Betrieb des Lagers nach Abtrag der PVD- Beschichtung zurückzuführen waren. Zum Teil traten sogar Schadensbilder auf, für die die harten Partikel aus der abgetragenen Beschichtung verantwortlich waren. Um die Ursachen für die frühen Ausfälle zu untersuchen, wurde das weitere Vorgehen in Absprache mit dem PbA so abgeändert, dass zunächst einzelne Einflussfaktoren durch Parametervariation untersucht wurden. Um die Versuchsanzahl im Rahmen zu halten, wurden diese Versuche an nur einem ausgewählten Schichtsystem durchgeführt. Aufgrund des guten Verhaltens bei den tribologischen Untersuchungen im PoD-Tribometer und den Axiallagerversuchen wurde dazu das Schichtsystem WC/C ausgewählt. Nachfolgend werden die Erkenntnisse zu den einzelnen Einflüssen dargestellt. Die konstant gehaltenen Parameter sind in Tabelle 9 dargestellt. Tabelle 9: Konstante Parameter der Variationsversuche Teilbeschichtung Die bisherigen Radiallagerversuche wurden an vollbeschichteten Stahllagern durchgeführt. Insbesondere bei kohlenstoffhaltigen Beschichtungen wie WC/C, ist aus geschmierten Versuchen auch eine vor Verschleiß schützende Wirkung auf den unbeschichteten Gegenkörper bekannt. Es wurden vier Versuche durchgeführt. Davon einer vollbeschichtet, zwei mit unbeschichtetem Außenring und einer mit unbeschichteten Wälzkörpern. Durch regelmäßige Versuchsunterbrechung und eine visuelle Kontrolle des Lagers wurde detektiert, ob die Beschichtung im Lager noch vorhanden oder schon abgetragen ist. Alle Lager wurden mit einem Standard SKF Polyamid-Käfig montiert. Abbildung 128 zeigt die erreichten Laufzeiten, sowie die gravimetrisch ermittelten Verschleißmassen der Versuche. Das vollbeschichtete Lager blockierte innerhalb kürzester Zeit. Die Versuche mit unbeschichteten Außenringen erreichten Laufzeiten von 3 bzw. 6 h, während der Versuch mit unbeschichteten Wälzkörpern nach 2 h Laufzeit beendet wurde. Diese Versuche zeigen, dass sich unter diesen Bedingungen die Beschichtung des Außenrings im Radialzylinderrollenlager eher negativ auswirkt. Durch die Sichtliniencharakteristik lässt sich der Außenring schlechter beschichten. Vermutlich kommt es dort sehr früh zu einem Materialabtrag. Die dadurch im Lager vorliegenden harten Partikel können im weiteren Betrieb abrasiv wirken und so die übrigen Lagerkomponenten schädigen.

IGF-Nr. 16261 N 103 Abbildung 128: Verschleißmassen und Laufzeiten der Versuche mit teilbeschichteten Lagern Käfigwerkstoff und -geometrie Abbildung 129 zeigt die eingesetzten Käfigvarianten. Die meisten Radialzylinderrollenlager- Versuche wurden mit den Standard-Polyamid-Käfigen der Firmen FAG und SKF durchgeführt. Der FAG-Standardkäfig hat eher das Erscheinungsbild eines Fensterkäfigs, währende der SKF-Standardkäfig die Wälzkörper mehr umfasst. Des Weiteren wurde ein zweiteiliger Messingkäfig getestet, sowie ein vollrolliges Lager, um die Käfigproblematik komplett zu umgehen. Zu beachten ist, dass das vollrollige Lager zwar den gleichen Wellendurchmesser (d = 30 mm) wie das Standard-Versuchslager NU206 besitzt, ansonsten aber eher einer größeren Baureihe entspricht und daher zum erreichen vergleichbarer Pressungen höher belastet werden musste. Alle Varianten wurden vollbeschichtet getestet. Abbildung 129: Übersicht der eingesetzten Käfige Beim Lagerbetrieb mit Polyamid-Käfigen kommt es sehr schnell zu einem Schichtabtrag. Dies ist zunächst unabhängig von der Geometrie. Allerdings führt vermutlich der filigrane, den Wälzkörper umfassende Aufbau des SKF-Käfigs im weiteren Betrieb zu größeren Problemen. Zwei der drei durchgeführten Versuche führten zum Blockieren des Lagers. Dies konnte beim FAG-Käfig nicht festgestellt werden. Jedoch wurde auch hier die Beschichtung innerhalb weniger Betriebsstunden abgetragen (<10 h).

IGF-Nr. 16261 N 104 Das vollrollige Lager wurde aufgrund der größeren Lagerbaureihe mit 12 kn belastet. Dies entspricht, analog zu den Versuchen an den Zylinderrollenlagern NU206, einer maximalen Hertzschen Pressung von 1600 MPa am höchstbelasteten Wälzkörper. Aufgrund der sehr hohen Verschleißmassen nach nur 4 h Versuchslaufzeit wurde nur ein Stichversuch durchgeführt. Insbesondere am Wälzkörpersatz wurden über 2 g Verschleißmasse ermittelt. Bauartbedingt treten im vollrolligen Wälzlager hohe Gleitgeschwindigkeiten zwischen den Wälzkörpern auf. Dies führt zu einem sehr frühen, vollständigen Abtrag der Beschichtung. Vollrollige Zylinderrollenlager scheinen daher für den Trockenlauf nicht geeignet. Die geeignetste Käfigvariante scheint der Messingkäfig zu sein. Es wurden drei Versuche durchgeführt. Bis zu 14 h Versuchslaufzeit überstand ein Lager mit nur geringem Materialabtrag. Die Beschichtung war zu diesem Zeitpunkt nicht komplett abgetragen. Ein weiterer Versuch wurde nach 24 h Laufzeit demontiert und zeigte jedoch kompletten Schichtabtrag. Dennoch lässt sich festhalten, dass sich der Einsatz des Messingkäfigs positiv, wenn auch auf niedrigem Niveau, auswirkt. Vermutlich werden die Zylinderrollen durch den steiferen Käfig besser geführt als durch die Polyamid-Käfige. Lage der Lastzone Durch die Belastungsrichtung des Versuchslagers im Prüfstand ergibt sich, dass sich die Lastzone im unteren Bereich des Lagers ausbildet. Bedingt durch die Schwerkraft lässt sich vermuten, dass sich in diesem Bereich auch Abriebpartikel ansammeln. Wie in Abbildung 130 dargestellt, wurde durch die Veränderung der Belastungsrichtung die Lage der Lastzone aus dem unteren Bereich des Lagers herausgedreht. Aus konstruktiven Gründen war lediglich eine Drehung um 120 möglich. Der Einfluss wurde an Lagern mit Standard-FAG-Polymaid-Käfig und an Lagern mit Standard-SKF-Polyamid-Käfig untersucht. Es wurden jeweils ein Versuch in gedrehter Einbaulage und ein Versuch in normaler Einbaulage durchgeführt. Da sich vollbeschichtete Lager mit Standard SKF-Käfig z. T. als nicht lauffähig erwiesen haben, wurden alle Versuche mit unbeschichtetem Außenring durchgeführt. Es wurde eine feste Laufzeit von 10 h festgelegt und anschließend gravimetrisch die Verschleißmassen ermittelt. Abbildung 130: Variation der Einbaulage Die durchgeführten Untersuchungen zeigen nur eingeschränkt ein einheitliches Bild. Die gedrehte Einbaulage führt in Verbindung mit dem FAG-Käfig zu sehr geringen Verschleiß-

IGF-Nr. 16261 N 105 massen. Am Außenring wurden 5 mg und am Innenring 1 mg detektiert. Demgegenüber wurde in Verbindung mit dem SKF-Käfig keine Verbesserung durch die gedrehte Einbaulage erreicht. In beiden Positionen wurde die Beschichtung an Wälzkörpern und Innenring jedoch komplett abgetragen. Das Überrollen von Abriebpartikeln in der Lastzone scheint somit nicht die Ursache für die Frühausfälle zu sein. Oberflächenvorbehandlung Des Weiteren wurde der Einfluss einer Oberflächenvorbehandlung vor dem Beschichtungsprozess untersucht. Dazu wurden die Innenringe und die Wälzkörper einem Gleitschleifprozess unterzogen, welcher im Wesentlichen zum Ziel hatte, die Oberflächenrauheit zu reduzieren. Eine Behandlung der Außenringe war aus prozesstechnischen Gründen nicht möglich. Durch geringere Oberflächenrauheit verringern sich die oberflächennahen Spannungen im Kontakt, wodurch positive Effekte auf die Schichthaltbarkeit im Versuch zu erwarten sind. Es wurden fünf Versuche mit dem SKF-Standard-Polyamid-Käfig durchgeführt, wobei wiederum der Außenring unbeschichtet blieb. Durch die Oberflächenvorbehandlung konnten die Verschleißmassen verringert werden. Es zeigte sich jedoch, dass spätestens nach 15 h Versuchslaufzeit die Beschichtung komplett abgetragen wurde. Abschließend wurde ein Stichversuch mit einer möglichst positiven Kombination aller bisherigen Versuchsparameter durchgeführt. Dazu wurde ein Lager mit vorbehandeltem Innenring und Wälzkörpern, unbeschichtetem Außenring, Messingkäfig und in gedrehter Einbaulage montiert. In dieser Kombination konnte das Lager 41 h im Trockenlauf betrieben werden, bis ein Reibmomentanstieg detektiert wurde. Nach dieser Laufzeit war die Beschichtung an allen Lagerkomponenten abgetragen. Vom PbA wurden die erreichten Laufzeiten in dieser Form als nicht praxisrelevant eingestuft. Hybrid-Lager Um eine Steigerung der erreichbaren Laufzeiten zu erreichen, wurden Hybrid-Zylinderrollenlager untersucht. Die eingesetzten Lager unterscheiden sich in ihrer inneren Geometrie von den bisher eingesetzten. Daher wurden radiale Belastungen von 3 kn festgelegt. Dies entspricht einer maximalen Hertzschen Pressung von 1400 MPa. Die Lager wurden mit einem PEEK-Käfig montiert und sowohl der Innen- als auch der Außenring beschichtet. Es wurden jeweils zwei Lager mit WC/C und (Cr,Al)N beschichtet und untersucht. Die Versuchslaufzeit wurde auf 24 h festgelegt. Diese wurde allerdings nicht in allen Versuchen erreicht. Abbildung 131 zeigt die erreichten Laufzeiten, sowie die gravimetrisch bestimmten Verschleißmassen der einzelnen Lagerbauteile. Jeweils ein (Cr,Al)N- und ein WC/C-Versuch wurden vor den festgelegten 24 h Versuchslaufzeit abgebrochen. Bei diesen Versuchen brachen die keramischen Wälzkörper. Bei den Versuchen, welche die festgelegte Laufzeit erreichten, wurden hohe Verschleißmassen festgestellt. Eine Differenzierung zwischen den Beschichtungen war auch hier nicht möglich. In allen Versuchen wurde die Beschichtung komplett abgetragen

IGF-Nr. 16261 N 106 Abbildung 131: Verschleißmassen und Laufzeiten der Hybrid-Radialzylinderrollenlagerversuche Die Versuche an Hybrid-Zylinderrollenlagern zeigten ebenfalls kein zufriedenstellendes Ergebnis. Da sich weder die unterschiedlichen Schichtsysteme differenzieren ließen, noch eine Verbesserung gegenüber einem unbeschichteten Lager herauszustellen war, scheinen im Radialzylinderrollenlager im schmiermittelfreien Betrieb andere Effekte aufzutreten, wodurch die eingebrachte Beschichtung nahezu keine Rolle spielt. Aufgrund des positiven Einflusses eines steiferen Käfigs, als auch des Bruchs der keramischen Wälzkörper lässt sich vermuten, dass die Führung der Wälzkörper hier eine entscheidende Rolle spielt. Im geschmierten Lager werden die Zylinderrollen hauptsächlich durch die Borde geführt. Dies scheint im Trockenlauf nicht zu funktionieren. Gestützt wird diese Theorie durch die stirnseitigen Abplatzungen der Keramikwälzkörper (vgl. Abbildung 131). In Absprache mit dem PbA wurde daher festgelegt, die vertiefenden Untersuchungen an Rillenkugellagern durchzuführen. 6.1.3.2 Kugellager Aufgrund der nicht zufriedenstellenden Ergebnisse der Zylinderrollenlagerversuche wurden die weiteren Untersuchungen an radial belasteten Rillenkugellagern durchgeführt. Rillenkugellager bieten den Vorteil, dass die Führung der Wälzkörper weniger anspruchsvoll ist. Der Käfig übernimmt lediglich die Aufgabe diese auf Abstand zu halten. In der Laufbahnrille kann sich der Wälzkörper problemlos auch um seine vertikale Achse drehen. Dies ist bei Zylinderrollen nicht möglich und wird durch die Führung des Wälzkörpers über Borde und Käfig verhindert. Wie in Kapitel 6.1.1.2 beschrieben wurden zunächst Versuche bei 750 min -1 und 2 kn radialer Lagerlast durchgeführt. Dies entspricht einer maximalen Hertzschen Pressung von 2300 MPa am höchstbelasteten Wälzkörper. Des Weiteren wurde auf Wunsch des PbA unter den gewählten Versuchsbedingungen ein unbeschichtetes Hybridlager im Trockenlauf als Referenzversuch untersucht.

IGF-Nr. 16261 N 107 Die Versuchslaufzeit wurde auf 10 h festgelegt. Die gravimetrisch ermittelten Verschleißmassen sind in Abbildung 132 dargestellt. Es wurde ein unbeschichtetes (G06) ein (Cr,Al)Nbeschichtetes (G05) und ein WC/C-beschichtetes (G02) Lager untersucht. Bei allen untersuchten Rillenkugellagern handelt es sich um Hybridlager. Am unbeschichteten Lager konnte am Wälzkörpersatz und am Innenring jeweils 14 mg Verschleiß gravimetrisch festgestellt werden. Die Messung des Außenrings konnte aufgrund eines Fehlers nicht ausgewertet werden. Demgegenüber zeigten die Ringe als auch die keramischen Wälzkörper der beschichteten Versuche keinen messbaren Verschleiß. Des Weiteren konnte durch die Beschichtungen der Verschleiß des Käfigs reduziert werden. Abbildung 132: Verschleißmassen der Rillenkugellager Vorversuche; 750 min -1 ; 2300 MPa Weiterhin wurden die Laufbahnen der Lagerringe im Tastschnittverfahren vermessen und über dem Laufbahnradius abgewickelt dargestellt (Abbildung 133). Die gemessenen Konturen korrelieren mit der gravimetrischen Verschleißmassenbestimmung. Am unbeschichteten Lager (G06) lässt sich am Außen- als auch Innenring eine Verschleißmulde zeigen. Da der Außenring ausschließlich mit einer Punktlast belastet wurde, wurden die Konturmessungen im Scheitelpunkt, d. h. am tiefsten Punkt der Lastzone durchgeführt. Das (Cr,Al)N-beschichtete Lager (G05) zeigt im Rahmen der Genauigkeit des Mess- und Auswerteverfahrens keine Verschleißmulde. Auf den Konturmessschrieben der Lagerringe des WC/C-beschichteten Lagers (G02) lässt sich eine ca. 1 µm tiefe Verschleißmulde feststellen. Bei einer angenommenen Schichtdicke von 3,7 µm ist die Beschichtung demnach noch nicht abgetragen. Des Weiteren zeigen die Versuche eine gute Übereinstimmung mit den Axialzylinderrollenlagerversuchen. Daraus kann geschlossen werden, dass im Rillenkugellager keine weiteren, den Lagerbetrieb störenden, Effekte auftreten, wie es beim Radialzylinderrollenlagern der Fall war.

IGF-Nr. 16261 N 108 Abbildung 133: Abgewickelte Oberflächenprofile der Rillenkugellager Vorversuche; 750 min -1 ; 2300 MPa Nach den Vorversuchen wurden weitere Versuche unter gleichen Bedingungen durchgeführt. Diese Versuche wurden allerdings nicht nach 10 h abgebrochen. Das Versuchsende wurde nach Überschreiten eines bestimmten Schwellenwertes mit dem in Kapitel 4.3.3 beschriebenen Wegsensor bestimmt. Es wurden zwei weitere WC/C-Versuche und drei weitere (Cr,Al)N-Versuche durchgeführt. Aus den Versuchen ging hervor, dass unter diesen Bedingungen die Schichthaltbarkeit großen Streuungen unterliegt. Aus dem PbA wurde daher angeregt die Belastung für die weiteren Untersuchungen zu senken. Auch andere Trockenlauflösungen wie Keramiklager werden im schmiermittelfreien Betrieb nur unter sehr niedrigen Lasten eingesetzt [STE01]. Durch die Lastreduktion sollte des Weiteren die Laufzeit erhöht werden. Die erreichten Laufzeiten von maximal 35 h bis zum Schichtversagen wurden als nicht praxisrelevant eingestuft. Für die abschließende Versuchsreihe an Rillenkugellagern wurde daher eine radiale Belastung von 0,7 kn festgelegt. Das entspricht einer maximalen Pressung von 1600 MPa am höchstbelasteten Wälzkörper. Die Drehzahl von 750 min -1 wurde beibehalten und die Versuchslaufzeit auf 100 h festgelegt. Eine Definition des Versuchsendes über den Wegsensor wurde nicht realisiert, da eine automatische Abschaltung des Antriebs über den Sensor bei einer Wellenverlagerung von wenigen Mikrometern aufgrund vieler Störgrößen nicht möglich war. Um die Versuchsbedingungen einzuordnen, wurde zunächst der Referenzversuch mit einem unbeschichteten Hybrid-Rillenkugellager durchgeführt. Abbildung 134 zeigt die gravimetrisch ermittelten Verschleißmassen, sowie die über dem Laufbahnradius abgewickelten Oberflächenkonturen des Innen- und des Außenrings. An den Lagerringen können 16 µm bzw. 45 µm tiefe Verschleißmulden gezeigt werden. Dies korreliert ebenfalls mit den Verschleißmassen. Dieses Ergebnis zeigt, dass die Versuchsbedingungen trotz der Lastreduzierung kritisch für ein Hybridlager sind.

IGF-Nr. 16261 N 109 Abbildung 134: Verschleißmassen und abgewickelte Oberflächenprofile des unbeschichteten Referenzversuchs; 750 min -1 ; 1600 MPa Um die Leistungsfähigkeit der ausgewählten Schichten (Cr,Al)N und WC/C unter diesen Bedingungen statistisch abgesichert beurteilen zu können, wurden mit beiden Schichtsystemen jeweils vier Versuche durchgeführt. Auf Abbildung 135 sind die gravimetrisch ermittelten Verschleißmassen sowie die über dem Laufbahnradius abgewickelten Oberflächenprofile der mit (Cr,Al)N beschichteten Lager dargestellt. Abbildung 135: Verschleißmassen und abgewickelte Oberflächenprofile der (Cr,Al)N beschichteten Versuche; 750 min -1 ; 1600 MPa Die vier Versuche zeigen alle einen geringen bis nicht ermittelbaren Materialabtrag. Dies kann sowohl durch die gravimetrische Bestimmung der Verschleißmassen als auch durch Tastschriebe belegt werden. Für das Schichtsystem (Cr,Al)N scheint es typisch zu sein, dass ein Materialabtrag zunächst nur sehr lokal, aber immer in Größenordnung der Schichtdicke auftritt. D. h. man kann hier nicht von einem adhäsiven oder abrasiven Verschleiß der Schicht sprechen. Vielmehr scheint die Schicht unter einer bestimmten wiederholten Beanspruchung auszubrechen. Während dies bei den Axialzylinderrollenlagerversuchen

IGF-Nr. 16261 N 110 eher in der schlupffreien Laufbahnmitte detektierte werden konnte, scheint dieses Verhalten im Rillenkugellager im Bereich des größten Schlupfes im äußeren Laufbahnbereich aufzutreten. Die Verschleißmassen sowie die über dem Laufbahnradius abgewickelten Oberflächenprofile der WC/C-beschichteten Lager sind in Abbildung 136 dargestellt. Abbildung 136: Verschleißmassen und abgewickelte Oberflächenprofile der WC/C beschichteten Lager; 750 min -1 ; 1600 MPa Im Gegensatz zu den (Cr,Al)N-beschichteten Lagern scheint die WC/C-Beschichtung durch adhäsive und abrasive Verschleißmechanismen abgetragen zu werden. So konnten an den Versuchen G15 und G18 Verschleißtiefen festgestellt werden, welche unterhalb der Schichtdicke liegen. Die Versuche G16 und G17 zeigen allerdings, dass, sobald die Schicht abgetragen ist, ein wesentlich schnellerer Verschleiß des Substrats eintritt, welcher vergleichbar mit dem des unbeschichteten Referenzversuchs ist (vgl. Abbildung 134). Mit beiden Schichtsystemen konnte eine deutliche Steigerung der Trockenlauffähigkeit im Vergleich zum unbeschichteten Hybrid-Lager erreicht werden. Die angestrebte Versuchslaufzeit wurde in allen Versuchen erreicht. Eine Laufzeitsteigerung ist bei einer weiteren Reduktion der Belastung zu erwarten. Eine dynamische Wälzbeanspruchung scheint bei 1600 MPa maximaler Hertzscher Pressung immer noch sehr hoch gewählt zu sein. Eine weitere Reduktion der Belastung konnte jedoch nicht untersucht werden, da dazu aufwändigere Prüfstandsumbauten notwendig wären. 6.1.3.3 Drehzahleignung Die Drehzahleignung wurde in Absprache mit dem PbA an radial belasteten Rillenkugellagern 6206 untersucht. Analog zu den vertiefenden Rillenkugellagerversuchen wurden für die Untersuchungen die Schichtsysteme (Cr,Al)N und WC/C ausgewählt. Es wurde je Schichtsystem ein Versuch durchgeführt. Die Versuchsbedingungen sind in Abbildung 137 zusammengefasst dargestellt. Nach einem Einlauf von 12 h unter den Versuchsbedingungen der abschließend durchgeführten Rillenkugellagerversuche (750min -1 ; 0,7 kn) wurde die

IGF-Nr. 16261 N 111 Drehzahl auf 2000 min -1 erhöht. Die Belastung von 0,7 kn wurde über der gesamten Versuchslaufzeit konstant gehalten. Die Versuchsdauer wurde ebenfalls an den durchgeführten Rillenkugellagerversuchen orientiert. Die Lastwechselzahl der Prüfstandswelle von 4,5e06 wurde auf die geänderten Drehzahlen übertragen. Daher wurde eine Gesamtversuchslaufzeit (inkl. Einlauf) von 45 h festgelegt. Abbildung 137: Versuchsbedingungen der Drehzahlversuche In Abbildung 138 sind die Lageraußenringtemperaturen über der Versuchslaufzeit dargestellt. Durch die Drehzahlerhöhung steigt die Temperatur an, erreicht aber zu keinem Zeitpunkt ein kritisches Niveau. Das temperatursensitivste Element in den verwendeten Versuchslagern ist der Schnappkäfig aus glasfaserverstärktem Polyamid. Aber auch dieser wies bei beiden Versuchen nach Versuchende visuell keine Schäden auf. Gravimetrisch konnte zwar ein Materialabtrag am Käfig detektiert werden, dieser kann aber als nicht außergewöhnlich hoch eingestuft werden. Abbildung 138: Verschleißmassen, abgewickelte Oberflächenmessschriebe und Lageraußenringtemperaturen der Drehzahlversuche

IGF-Nr. 16261 N 112 Die Oberflächenkonturen sind vergleichbar zu den Versuchen bei 750 min -1 (Abbildung 135, Abbildung 136). Die WC/C-Beschichtung ist komplett abgetragen. Die Verschleißmassen erscheinen aber aufgrund der festgestellten Streuung im Rahmen zu sein. Wie in Kapitel 6.1.3.2 festgestellt tritt nach Abtrag des Schichtsystems ein beschleunigter Abtrag des Substrats auf. Am (Cr,Al)N-beschichteten Lager konnten, ebenfalls analog zu den Versuchen bei konstanter Drehzahl, lokal begrenzte Ausbrüche in Schichtdicke detektiert werden. Wie in Abbildung 139 deutlich wird, traten in diesem Fall die Ausbrüche auch nicht auf den kompletten Umfang verteilt auf. Sowohl makroskopisch als auch im REM konnten Bereiche detektiert werden, in denen die Beschichtung noch vorhanden ist, als auch Bereiche, in denen Ausbrüche in Schichtdicke aufzufinden sind. Abbildung 139: REM-Aufnahmen des (Cr,Al)N beschichteten Innenrings aus dem Drehzahlversuch 6.2 Statische Belastungsversuche Der Vergleich der statischen Tragfähigkeit von Wälzlagern mit der Belastbarkeit der Beschichtungen wurde an den Schichtsysteme D++, WC/C, ZrC g und (Cr,Al)N untersucht. Da sich die erzielten Ergebnisse zwischen den Schichten nicht differenzieren lassen, wird im Folgenden exemplarisch nur die Dokumentation der Versuchsreihe mit ZrC g dargestellt. Abbildung 140 zeigt die mit dem Tastschnittverfahren erfassten Eindrucktiefen der Belastungsversuche. Beim Startwert von 4200 MPa ist keine plastische Verformung des Substrats messbar. Bei höheren Belastungen steigert sich die Eindrucktiefe bis auf über 6 µm bei 8000 MPa. Zu beachten ist, dass die Pressungen nach der Hertzschen Theorie berechnet wurden, obwohl diese bei so hohen Belastungen keine Gültigkeit mehr besitzt.

IGF-Nr. 16261 N 113 Abbildung 140: Eindrucktiefen der statischen Belastungsversuche an ZrC g -beschichteten Lagerscheiben Des Weiteren wurden die Eindrücke durch REM-Aufnahmen dokumentiert. Aufgrund der runden Kanten sind diese auf den Aufnahmen allerdings kaum zu erkennen. Daraus kann allerdings abgeleitet werden, dass sich in der Beschichtung selbst bei plastischer Verformung des Substrats keine Risse gebildet haben, da diese im REM sehr gut zu erkennen wären. Statisch sind die untersuchten PVD-Beschichtungen genauso belastbar wie das Substrat auch. Selbst ein gewisses Maß an plastischer Verformung scheinen die Beschichtungen ohne Schaden zu ertragen. Eine Einsatzgrenze lässt sich an dieser Stelle daher nicht definieren, da die untersuchten Belastungen weit über dem Einsatzbereich trockenlaufender Wälzlager liegen. 6.3 Theoretische Untersuchungen Die Berechnung der Reibenergie in Tribokontakten wird vielfach zur Abschätzung von Reibung und Verschleiß angewandt; exemplarisch seien hier die Arbeiten von Fleischer genannt, z.b. [Fle73] und [Fle03]. Bei dieser Methodik wird von einem proportionalen Zusammenhang zwischen Abtragsvolumen V V und in die Oberfläche eingebrachter Reibenergie W R ausgegangen. In [Fle03] wird dieses Verhältnis als Verschleiß-Energiedichte e V bezeichnet. W e R V = (6.1) V Für die Untersuchung der Eignung dieses Ansatzes für eine Gebrauchsdauerabschätzung wurde das Schichtsystem WC/C ausgewählt. Es scheint geeignet, da es aufgrund von adhäsiven und abrasiven Verschleißmechanismen abgetragen wird. Da dies bei den Schichtsystemen D++ und (Cr,Al)N nicht der Fall zu sein scheint, sind diese hierzu ungeeignet. Das Schichtsystem ZrC g verschleißt zwar in der für eine energetische Berechnung geeigneten Art und Weise, allerdings ist die Ermittlung der Verschleißenergiedichte e V aufgrund des gradierten Aufbaus nicht möglich. Da sich die Härte des Schichtsystems über der Schichtdicke ändert, ändert sich ebenfalls der Verschleißwiderstand. Die Verschleißenergiedichte e V des ZrC g -Schichtsystems wäre daher von der Höhe des Schichtabtrags abhängig. Das WC/C-Schichtsystem sollte aufgrund seines V

IGF-Nr. 16261 N 114 Nanolaminate-Aufbaus über der Schichthöhe nahezu konstante mechanische Eigenschaften haben. Um die Eignung des energetischen Berechnungsansatzes für schmierstofffrei betriebene, WC/C-beschichtete Hybridwälzlager zu prüfen, wurde bei dem in Kapitel 6.1.3.2 beschriebenen Versuch G15 die radiale Wellenverlagerung mittels eines berührungslosen Wegmesssystems erfasst. Abbildung 141 zeigt das Signal des Wegsensors. Die radiale Wellenverlagerung scheint annähernd proportional zur Versuchslaufzeit zu sein. Eine absolute Auswertung des Messsignals gestaltet sich schwierig, da sich neben Schwankungen der Raumtemperatur noch weitere Störgrößen, wie z. B. die fettgeschmierte Stützlagerung, negativ auf die Genauigkeit auswirken. Die gemessene Wellenverlagerung wird aber als ausreichend erachtet, um von einem annähernd konstanten Materialabtrag über der Versuchszeit auszugehen Abbildung 141: Signal des Wegsensors über der Versuchslaufzeit (100 h) des WC/Cbeschichteten Hybridkugellagers 6206; 750 min -1 ; 0,7 kn Die im Folgenden vorgestellten Berechnungen sind auf die beschichteten Lagerringe bzw. -scheiben bezogen. Es wird angenommen, dass die keramischen Wälzkörper nicht verschleißen. Dies zeigt auch die gravimetrische Ermittlung der Verschleißmassen in den Wälzlagerversuchen. Die Reibleistung P r eines Kontaktes kann durch die Integration der lokalen Pressungs- p(x,y) und Relativgeschwindigkeitsverteilung v rel (x,y) berechnet werden. ( x, y) v ( x, y) P r = µ p rel dxdy (6.2) A Der Reibwert µ wird aufbauend auf den Pin-on-Disk-Versuchen (vgl. Kapitel5.3.1.4) im relevanten Bereich pressungs- und geschwindigkeitsunabhängig zu 0,1 angenommen. Multipliziert man die Reibleistung P r mit der Überrollzeit Δt eines Kontaktes, erhält man die bei einer Überrollung aufgebrachte Reibenergie.

IGF-Nr. 16261 N 115 W = Δ t (6.3) r P r Die Berechnung der Reibleistung pro Lagerumdrehung ist u. a. vom Lagertyp abhängig. Daher wird hierzu auf jeden der untersuchten Lagertypen einzeln eingegangen. 6.3.1 Axialzylinderrollenlager Im Axialzylinderrollenlager ist jeder Kontakt gleich belastet. Dies vereinfacht die Reibenergieberechnung im Vergleich zum radial belasteten Rillenkugellager. Die reale Profilierung der Wälzkörper wird in der Berechnung der Pressungs- und Relativgeschwindigkeitsverteilung berücksichtig. Dazu wird diese im Tastschnittverfahren ermittelt und durch ein Scheibchenmodell implementiert. Abbildung 142 zeigt die Verteilung des Betrags des Produktes aus Pressung und Relativgeschwindigkeit über der Kontaktbreite (b = 0) für die in Kapitel 6.1.2.1 untersuchten Versuchsbedingungen. Exemplarisch ist die ortsaufgelöste Verteilung auf der rechten Seite von Abbildung 142 für den Versuch mit niedrigeren Pressungen und hohen Relativgeschwindigkeiten im Kontakt dargestellt. Abbildung 142: p v rel im Einzelkontakt des Axialzylinderrollenlagers Nach Gl.(6.2) und Gl.(6.3) kann durch Berücksichtigung des Reibwerts µ und der Überrollzeit Δt die Reibenergie bei einer Überrollung berechnet werden. Der Reibwert wird wie zuvor beschrieben zu µ = 0,1 angenommen und die Überrollzeit Δt kann durch die Kontaktbreite und die Winkelgeschwindigkeit des Wälzkörpers ermittelt werden. Aus der Wälzkörperzahl sowie der Geometrie des Lagers und der daraus resultierenden Kinematik kann nun die Reibenergie pro Lagerumdrehung für die Überrollung eines Kontaktes ermittelt werden. Um die Verschleißenergiedichte zu bestimmen, wird der Materialabtrag V V auf einer Lagerscheibe für die verschiedenen Versuchsbedingungen durch Auswertung der gemessenen Oberflächenprofile ermittelt. Des Weiteren wird die berechnete Reibarbeit W r mit der Lastwechselzahl des jeweiligen Versuchs multipliziert. Durch Einsetzen in Gl.(6.1) erhält man die Verschleiß-Energiedichte e V. 6.3.2 Rillenkugellager Im radial belasteten Rillenkugellager ist die Berechnung der Reibenergie pro Lagerumdrehung aufwändiger. Da sich im Lager eine Lastzone ausbildet, ist jeder Wälzkörper in Abhängigkeit von seiner Position auf dem Umfang anders belastet. Im Folgenden wird,

IGF-Nr. 16261 N 116 analog zum Prüfstandsversuch, von einem rein radial belasteten Lager mit drehendem Innenring und stillstehendem Außenring ausgegangen. Da am Innen- und Außenringkontakt unterschiedliche Schmiegungen und Überrollungsverhältnisse vorliegen, wird zunächst die eingebrachte Reibleistung jeweils eines Kontaktes auf dem Innenring als auch auf dem Außenring berechnet. Da der Außenring stillsteht, gilt hier der Belastungsfall Punktlast. Der Innenring dreht sich unter der Last, hier gilt daher der Belastungsfall Umfangslast. Für den Außenring ist es daher sinnvoll, den höchstbelasteten Punkt (Scheitelpunkt) zu betrachten. Am Innenring kann ein beliebiger Punkt betrachtet werden. Es wird daher für Innen- und Außenring unterschiedlich vorgegangen: Außenring: (1) Berechnung der Lastverteilung im Lager (2) Berechnung der Pressungs- und Relativgeschwindigkeitsverteilung im höchstbelasteten Punkt am stillstehenden Außenring (3) Ermittlung der Reibleistung im höchstbelasteten Punkt am stillstehenden Außenring (4) Ermittlung der Reibenergie pro Lagerumdrehung am höchstbelasteten Punkt unter Berücksichtigung der Überrollverhältnisse Innenring: (1) Berechnung der Lastverteilung im Lager (2) Berechnung der Pressungs- und Relativgeschwindigkeitsverteilung in Abhängigkeit von der Position eines Kontaktes in der Lastzone am Innenring (3) Ermittlung der Reibleistung in Abhängigkeit von der Position des Kontaktes in der Lastzone (4) Berechnung der mittleren Reibleistung eines Kontaktes bei einmaligem Durchlaufen der Lastzone. (5) Ermittlung der Reibenergie pro Lagerumdrehung an einem Punkt am Innenring unter Berücksichtigung der Überrollverhältnisse Abbildung 143 zeigt exemplarisch die Verteilung des Betrags des Produktes aus Pressung und Relativgeschwindigkeit über der Kontaktbreite (b = 0) für den höchstbelasteten Punkt am Außenring. Da die Reibenergie als auch der Materialabtrag am Innen- und Außenring unterschiedlich groß sind, kann die Verschleiß-Energiedichte e V für beide getrennt berechnet werden.