I. Gegenüberstellung der Ergebnisse mit den Zielsetzungen 3

Inhaltverzeichnis I. Gegenüberstellung der Ergebnisse mit den Zielsetzungen 3 II. Darstellung der erzielten Ergebnisse und deren Auswirkungen auf den Wissenschaftlich-technischen Fortschritt sowie ihr wirtschaftlicher Nutzen und innovativer Beitrag insbesondere für kmu 4 III. Veröffentlichungen 4 IV. Notwendigkeit und Angemessenheit der geleisteten Arbeit 4 V. Hinweis auf Förderung 5 1 Einleitung 6 2 Stand der Technik 6 3 Zielsetzung 6 4 Lösungsansatz 6 4.1 Übersicht Beschichtungsverfahren 6 4.2 Übersicht Werkstoffe 6 4.2.1 Grundwerkstoff 6 4.2.2 Schichtsysteme 6 4.3 Schmierstoffe 6 5 Untersuchungsmethoden 6 5.1 Kalottenschliff 6 5.2 Nanoindentation 6 5.3 Rockwelleindringprüfung 6 5.4 Scratchtest 6 5.5 Kontaktwinkelmessungen 6 5.5.1 Ermittlung der Oberflächenenergie der Festkörper 6 5.5.2 Ermittlung der Oberflächenenergie der Schmierstoffe 6 5.6 Benetzbarkeit von PVD-Schichten durch Schmierstoffe 6 5.7 Tribologische Untersuchungen der PVD-Beschichtungen mit Schmierstoffen im Pin-on-Disk-Tribometer 6 5.7.1 Versuchsanordnung 6 5.7.2 Versuchsparameter 6 5.7.3 Berechnung der Schmierfilmdicke 6 5.8 Tribologische Untersuchungen der PVD-Beschichtungen mit Schmierstoffen im Zweischeibenprüfstand 6 5.8.1 Versuchsanordnung 6 5.8.2 Versuchsparameter 6 Seite 1 von 149

5.8.3 Berechnung der Blitztemperatur 6 5.8.4 Berechnung der Schmierfilmdicke 6 6 Ergebnisse 6 6.1 Kalottenschliff 6 6.2 Rockwelleindringprüfung 6 6.3 Scratchtest 6 6.4 Nanoindentation 6 6.5 Ergebnisse der Kontaktwinkelmessungen 6 6.5.1 Oberflächenenergie der PVD-Schichten 6 6.5.2 Oberflächenenergie der Schmierstoffe 6 6.6 Benetzbarkeit von PVD-Schichten durch Schmierstoffe 6 6.7 Ergebnisse der tribologischen Untersuchungen im Pin-on-Disk-Tribometer 6 6.7.1 Reibungskoeffizienten 6 6.7.2 Verschleißuntersuchungen 6 6.7.3 Fazit 6 6.8 Ergebnisse der tribologischen Untersuchungen am Zweischeibenprüfstand 6 6.8.1 Scheibenoberflächen 6 6.8.2 Reibungszahlmessungen 6 6.8.3 Zusätzliche Untersuchungen 6 6.8.4 Blitztemperaturen 6 6.8.5 Schmierfilmdicke 6 7 Korrelationsanalyse 6 7.1 Korrelationsanalyse für die Untersuchungen im Pin-on-Disk-Tribometer 6 7.2 Korrelationsanalyse für die Untersuchungen im Zweischeibenprüfstand 6 7.3 Fazit 6 8 Zusammenfassung 6 9 Personaleinsatz 6 10 Literatur 6 11 Anhang 6 12 Abbildungsverzeichnis 6 13 Tabellenverzeichnis 6 Seite 2 von 149

I. Gegenüberstellung der Ergebnisse mit den Zielsetzungen Das Hauptziel dieses Vorhabens war es, den Einfluss von PVD (Physical Vapour Deposition)-Beschichtung / Schmierstoffpaarung auf Reibung und Verschleiß zu bestimmen. Es sollte dabei untersucht werden, inwiefern die Schmierstoffbenetzung einen Einfluss auf das tribologische Verhalten der PVD-Beschichtung / Schmierstoffpaarungen hat. Hierfür wurden die PVD-Beschichtungen, CrAlN, ZrC g und WC/C, und sieben Schmierstoffe, Mineralöl mit und ohne Schwefel-Phosphor (S-P) Additive, Polyalphaolefin (PAO) mit S-P Additive, Polyalphaolefin mit Zinkdialkyldithiophosphat (ZnDTP) Additive, Polyglykol (PG), Polyglycol mit Molybdändialkyldithiophosphat (MoDTP) und TMP-Ester mit ZnDTP, welche durch den projektbegleitenden Ausschuss festgelegt wurden, hinsichtlich des tribologischen Verhaltens im Pin-on-Disk-Tribometer und Zweischeibenprüfstand untersucht. Das Benetzungsverhalten der PVD-Beschichtungen mit den Schmierstoffen wurde anhand der Spreitungskoeffizienten und der Adhäsionsenergien, die aus den Oberflächenenergien der PVD-Beschichtungen und der Schmierstoffen berechnet wurden, bestimmt. Die ermittelten Reibwerte und Verschleißraten für die geschmierten PVD-Beschichtungen im Pin-on-Disk-(PoD)-Tribometer zeigen eine Verbesserung der tribologischen Eigenschaften im Vergleich zur unbeschichteten 16MnCr5E Oberfläche, jedoch ist diese Verbesserung von dem Schmierstoff- und Additivtyp abhängig. Werden Schmierstoffe, wie PAO und Mineralöl, die mit demselben Additiv versehen sind, verglichen, ist sichtbar, dass PAO eine Verringerung des Reibwerts ermöglicht, wobei die entstandenen Verschleißraten während der Untersuchungen vergleichbar und sehr klein sind. Die ermittelten Reibwerte der mit WC/C bzw. CrAlN beschichteten Scheiben im Zweischeibenprüfstand liegen bei den additivierten Versuchsschmierstoffen bei allen Betriebsbedingungen deutlich niedriger gegenüber den Versuchen mit unbeschichteten Scheiben. Die Reibewerte der untersuchten unadditivierten Versuchsschmierstoffe hingegen werden durch die Beschichtung der Scheiben mit einer CrAlN- bzw. WC/C-Schicht im Vergleich zu unbeschichteten Scheiben nicht wesentlich verändert. Die Korrelationsanalyse zwischen den im PoD-Tribometer ermittelten Reibwerten und den Spreitungskoeffizienten bzw. Adhäsionsenergien zeigen, dass das Benetzungsverhalten der Schmierstoffe auf den PVD-Beschichtungen von der Schmierfilmdicke abhängig ist. Bei kleiner Schmierfilmdicke liegt ein positives Verhältnis zwischen der Adhäsionsenergie und dem Reibwert vor, wobei sich bei steigender Schmierfilmdicke dieses Verhältnis ins Gegenteil umkehrt. Zusammenfassend kann festgehalten werden, dass PVD-beschichtete Oberflächen mit Schmierstoffen eine weitere Verbesserung des Reibverhaltens ermöglichten, was eine bedeutende Steigerung der Effizienz bedeutet. Außerdem können Additive auch bei beschichteten Oberflächen weiterhin das tribologische Verhalten beeinflussen. Das Ziel des Vorhabens wurde erreicht. Seite 3 von 149

II. Darstellung der erzielten Ergebnisse und deren Auswirkungen auf den Wissenschaftlich-technischen Fortschritt sowie ihr wirtschaftlicher Nutzen und innovativer Beitrag insbesondere für kmu Die erzielten Forschungsergebnisse können sowohl von den Beschichtern und den Schmierstoff- und Additivherstellern sowie den Herstellern von Bauteilen mit hoher Leistungsdichte, wie etwa Getriebeherstellern, genutzt werden. Die gewonnen Ergebnisse können auch auf andere Tribosysteme, wie beispielsweise Wälzlager und Pumpen, übertragen werden. III. Veröffentlichungen Die erzielten Ergebnisse wurden durch die Publikation im Rahmen der DGM Tagung Friction, Wear an Wear Protection 2008 unter dem Titel The Wettability of DLC Coatings with Ester and Polyalphaolefin [i] und Surface Coating and Technology unter dem Titel Lubricated PVD CrAlN and WC/C Coatings for Automotive Applications [ii] einer breiten Fachwelt zugänglich gemacht. i) Bobzin, K., Bagcivan, N., Goebbels N., Yilmaz, K.: The Wettability of DLC Coatings with Ester and Polyalphaolefin, Poceedings Friction, Wear and Wear Protection 2008, 2009, Wiley-WCH, Weinheim, ISBN 978-3-527-32366-1, S. 241-246 ii) Bobzin, K., Bagcivan, N., Goebbels N., Yilmaz, K, Hoehn, B.-R., Michaelis, K., Hochmann, M.: Lubricated PVD CrAlN and WC/C Coatings for Automotive Applications, Surface Coating and Technology, Elsevier B.V., ISSN 0257-8972, 2009, S. 1097-1101 IV. Notwendigkeit und Angemessenheit der geleisteten Arbeit Heutzutage herrscht sowohl auf Seiten der Schmierstoff- und Additivhersteller als auch auf Seiten der Lohnbeschichter ein Wissensdefizit hinsichtlich der Wechselwirkung von PVDbeschichteten Bauteilen und den konventionell verwendeten Schmierstoffsystemen. Der Bedarf an diesem Verständnis ist durch die Anforderungen auf weitere Effizienz- bzw. Leistungsdichtesteigerung im Bereich Maschinenkomponenten entstanden. Auf Grund dieser Anforderungen werden immer mehr Maschinenkomponenten mit einer PVD-Schicht beschichtet. Die Oberflächenchemie der PVD-Beschichtungen unterscheidet sich von unbeschichtetem Stahl. Die Schmierstoffe und die Additive sind aber seither für Stahloberflächen optimiert und deshalb können die bekannten Erkenntnisse nicht auf die Zusammennutzung mit PVD-beschichteten Oberflächen übertragen werden. Aus diesem Anlass war es nötig, anhand eines hinsichtlich Kosten und Nutzen optimierten Versuchsplanes das tribologische Verhalten der PVD-Schichten mit konventionellen Schmierstoffen zu ermitteln. Da die PVD-beschichteten Oberflächen ein chemisch inertes Verhalten aufweisen, können die Kontaktwinkelmessungen, womit die physikalischen Wechselwirkungen zwischen einer Flüssigkeit und einem Festkörper ermittelt werden, umfangreiche Informationen über die Benetzbarkeit von PVD-Beschichtungen mit Schmierstoffen liefern. Neben der Ermittlung der Benetzbarkeit der PVD-Schichten durch die Schmierstoffe spielt die Prüfung des tribologischen Verhaltens in Tribometern eine wichtige Rolle. Die Untersuchungen in einem Pin-on-Disk-Tribometer liefern eine elementare Darstellung des tribologischen Verhaltens, wobei diese Untersuchungen in kurzer Zeit durchgeführt werden können. Solche Untersuchungen sind nötig, damit eine schnelle Seite 4 von 149

Vorauswahl getroffen werden kann. Dadurch konnte eine große Anzahl von Untersuchungen in der Laufzeit dieses Projektes durchgeführt werden. Die anwendungsnahen Ergebnisse bieten die Untersuchungen im Zweischeibenprüfstand. Dieser Prüfstand wird eingesetzt, um die Bewegungsverhältnisse in Zahnrädern, Lagern und Nocken-Stößel-Systemen zu simulieren. Durch den Einsatz von diesen zwei Prüfständen war es möglich, möglichst viele Ergebnisse mit Hinblick auf Zeit und Kosten zu erzielen. V. Hinweis auf Förderung Das diesem Bericht zu Grunde liegende Projekt (Nr.15418 N) der Forschungsvereinigung europäische Gesellschaft dünne Schichten e.v. (EFDS) wurde im Programm zur Förderung der Industriellen Gemeinschaftsforschung (IGF) vom Bundesministerium für Wirtschaft und Technologie über die AiF finanziert. Dem Bundesministerium, der AiF sowie der EFDS seien für die Förderung und die finanzielle Unterstützung gedankt. Die Verantwortung für den Inhalt dieser Veröffentlichung liegt bei den Autoren. Seite 5 von 149

1 Einleitung Die Belastbarkeit von Bauteilen für Maschinen, Anlagen und Fahrzeuge wurde über die Jahre zunehmend gesteigert. Dies war durch Optimierung der Bauteilgeometrie, der Lastverteilung am Bauteil und der Wärmebehandlung möglich. Neben Tragfähigkeit ist Reibminderung und damit der Energieverbrauch einer Maschine oder eines Fahrzeuges sowie die Verringerung des Verschleißes ein wichtiges Auslegungskriterium. Weitere Leistungssteigerungen werden heutzutage durch die konventionell eingesetzten Werkstoffe begrenzt, die weder den steigenden Drücken noch Temperaturen standhalten. Vor allem zunehmend schärfere Umweltgesetze erzwingen jedoch eine weitere Steigerung der Leistungsdichte und gleichzeitig den Verzicht auf umweltbelastende, schwermetallhaltige Legierungen. Insbesondere in der Motorentechnik kann man beobachten, dass die Umsetzung der EU-Richtlinien zur Reduktion des Schwefelgehaltes in Treibstoffen nur mit modernster Oberflächentechnik realisiert werden konnte. Will man die gestiegenen Leistungen der Motoren nutzen, benötigt man jetzt Hochleistungsbauteile, die den ebenfalls steigenden Kraftübertrag bei ausreichend kleiner Bauweise gewährleisten. Die Beschichtungen, welche mittels Beschichtungsverfahren wie PVD- und PACVD- (Plasma Activated Chemical Vapour Deposition) auf Hochleistungsbauteile aufgebracht werden, ermöglichen nicht nur eine Leistungssteigerung, sondern verbessern auch die Notlaufeigenschaften von Bauteilen bzw. tribologischen Systemen. Hier ist die Anwendung von beschichteten Oberflächen besonders in geschmierten Kontakten interessant, weil dadurch eine weitere Steigerung der Leistungsdichte und Verbesserung der Notlaufeigenschaften mit geringeren Reibungsverlusten realisiert werden kann. Jedoch besitzen beschichtete Oberflächen eine andere chemische Zusammensetzung als eine unbeschichtete Stahloberfläche, weshalb die bekannten Wechselwirkungen von Stahloberflächen mit Schmierstoffen nicht direkt übertragbar sind. PVD-beschichtete Oberflächen sind meist inaktiv. Demzufolge wird die Entstehung von tribochemischen Schichten hervorgerufen durch die Reaktionen der Additive auf den Oberflächen nicht unterstützt. Von daher kann das tribologische Verhalten durch diese tribochemische Reaktionen nicht begünstigt werden. Es entsteht also die Frage, inwieweit die Benetzbarkeit der Schmierstoffe das tribologische Verhalten der beschichteten Oberflächen beeinflussen kann. Sowohl auf Seiten der Schmierstoff- und Additivhersteller als auch auf Seiten der Lohnbeschichter besteht ein Wissensdefizit hinsichtlich der Wechselwirkung von PVDbeschichteten Bauteilen und den konventionell verwendeten Schmierstoffen. Die Oberflächenchemie von Stahlwerkstoffen, worauf die gängigen Schmierstoffe abgestimmt sind, ist u. U. wesentlich verschieden von der Oberflächenchemie neuartiger Schichtwerkstoffe wie diamantartigem Kohlenstoff oder chrombasierte Schichtsysteme. Das betrifft z. B. Tribosysteme wie Lager und Getriebe. Mit zunehmendem Einsatz von Dünnschichtsystemen in diesen Tribosystemen werden sowohl von den Lohnbeschichtern als auch von den Schmierstofflieferanten und den Endanwendern Aussagen zu diesen Wechselwirkungen und Empfehlungen gefordert. Seite 6 von 149

2 Stand der Technik PVD-Beschichtungen ermöglichen in ungeschmierten Kontakten gute Verschleißbeständigkeit und einen niedrigen Reibwert [1,2,3,4]. Darüber hinaus bieten Beschichtungen auch ein großes Potential hinsichtlich Verschleiß- und Reibungsminimierung unter mangelgeschmierten Kontakten. Der steigende Bedarf nach höherer Belastbarkeit und Effizienz in Maschinenbauapplikationen hat die Erweiterung der Einsatzgebiete von PVD Beschichtungen gefördert. Nachdem wesentliche Vorteile von PVD-Beschichtungen erfolgreich in tribologischen Systemen integriert wurden, gewinnt die Optimierung des gesamten tribologischen Systems hinsichtlich weiterer Effizienzsteigerung eine große Bedeutung [1,2,3,5]. Die modernen PVD-Beschichtungen werden trotz der guten tribologischen Eigenschaften zwecks Kühlung, Transport von abrasiven Partikeln oder Reduzierung von Reibwert mit konventionellen Schmierstoffen verwendet. Diese Schmierstoffe sind jedoch hinsichtlich ihrer Additivierung für unbeschichtete Stahlpaarungen optimiert. So sind beispielsweise Verschleißadditive wie Zinkdialkyldithiophosphat (ZDDP) dabei auf die Präsenz von Eisen angewiesen, um eine verschleißminimierende Polyphosphatschicht auszubilden [7]. Die aktuellen Forschungsarbeiten über die tribologischen Untersuchungen von PVD- Beschichtungen mit Schmierstoffen konzentrieren sich auf Kohlenstoffschichten, welche auch als Diamond-Like-Carbon- (DLC) Schichten bekannt sind [8, 9, 10, 11, 12, 13]. Diese Schichten bieten eine sehr gute Verschleißbeständigkeit und Festschmierstoffeigenschaften, die eine wichtige Rolle besonders in Automobilmotoren spielen. DLC-Schichten sind chemisch inaktiv, dennoch zeigen die Ergebnisse, dass Additive die tribologischen Eigenschaften dieser Schichten beeinflussen können. Durch eine geeignete Auswahl des Schmierstoffs und der Beschichtung können sehr niedrige Reibwerte erreicht werden [14]. Sind DLC-Schichten mit Wasserstoff dotiert, verschlechtert sich das Reibverhalten [11, 14]. Dieses Verhalten kann jedoch durch die Zugabe von Friction Modifier (FM)- und Anti-Wear (AW)-Additiven positiv beeinflusst werden. Diese Verbesserung entsteht durch eine chemische Reaktion der FM- und AW-Additive, die durch die Anwesenheit des Wasserstoffs begünstigt wird. Das Endprodukt der chemischen Reaktion ist eine tribochemische Schicht aus MoS 2, die für ein verbessertes Triboverhalten sorgt. Weitere Untersuchungen haben gezeigt, dass durch eine Zumischung von Extreme Pressure (EP)- und AW-Additiven in umweltverträgliche Öle die Verschleißrate in einem DLC/DLC Kontakt bis zu 50 % verringert werden kann [11]. Ein anderer Beitrag zeigt, dass durch eine Dotierung der DLC-Schichten mit Titan die Verschleißrate der Kohlenstoffschichten im Grenzreibungsgebiet mit EP/AWadditivhaltigem Mineralöl wesentlich niedriger ist, als bei nicht dotierten Kohlenstoffschichten [11, 15]. Die Verschleißrate der beschichteten Prüfkörper steigt allerdings, wenn die DLC- Schichten mit Silizium oder Wolfram dotiert sind [16, 17]. Trotz der vermehrten Untersuchungen über das tribologische Verhalten von PVD- Beschichtungen mit Schmierstoffen konnten die aktiven Mechanismen, die das tribologische Verhalten beeinflussen, nicht aufgeklärt werden. Der Schwerpunkt bei den Untersuchungen liegt auf den physikalischen und chemischen Wechselwirkungen zwischen additivierten Schmierstoffen und PVD-Beschichtungen. Seite 7 von 149

3 Zielsetzung Das wesentliche Ziel dieses Projektes besteht darin, auf der Basis eines hinsichtlich Kosten und Nutzen optimierten Versuchsplanes (Additiv, Schmierstoff, PVD-Schicht) die Wissenslücke über das tribologische Verhalten zwischen den PVD-Beschichtungen und konventionellen Schmierstoffen schrittweise zu schließen. Anhand von tribologischen Modellversuchen im Pin-on-Disk-Tribometer und im Zweischeibenprüfstand sowie Untersuchungen der Benetzbarkeit verschiedener Schmierstoffe sollen aussagefähige Ergebnisse bei möglichst vielen Materialkombinationen erzielt werden. 4 Lösungsansatz Es gibt zahlreiche PVD-Beschichtungen mit unterschiedlichen Oberflächenchemien bzw. mechanischen und physikalischen Eigenschaften. Hier kamen für Bauteilapplikationen die sog. DLC (Diamond like Carbon)-Schichten und Chrombasisschichten zum Einsatz. Es handelt sich um zwei DLC-Schichten, WC/C und ZrC g, und eine CrAlN-Schicht. Als Schmierstoffe wurden für getriebeanwendungstypische Schmierstoffe, Mineralöl, Polyalphaolefin, Polyglykol und TMP-Ester ausgewählt. Neben den unadditivierten Schmierstoffen kamen Schmierstoffe, die mit zwei unterschiedlichen AW-Additiven, Sulphur-Phosphor (SP) und Zinkalkyldithiophosphat (ZnDTP) und einem Reibwertveränderer, Molybdändialkyldithiophosphat (MoDTP) legiert sind, für die Untersuchungen in Betrachtung. Das tribologische Verhalten der PVD-Beschichtungen mit Schmierstoffen wurde im Pin-On- Disk-Tribometer und am Zweischeibenprüfstand ermittelt. Das Pin-on-Disk-Tribometer eignet sich für die modellhafte Untersuchung gleitender Tribokontakte. Für die weiteren tribologischen Untersuchungen zur Ermittlung des Reibverhaltens PVD-beschichteter Oberflächen wurde ein Zwei-Scheiben-Prüfstand verwendet. Hiermit können mit relativ geringen Kosten die Bewegungsverhältnisse in Zahnrädern, Lagern und Nocken-Stößel- Systemen simuliert werden können. Die Ermittlung der Schmierstoffbenetzung erfolgte anhand des Kontaktwinkelmessverfahrens, mit dem die Wechselwirkungen zwischen den PVD-Beschichtungen und Schmierstoffen direkt oder indirekt ermittelt werden können. Die Bedingung für eine direkte Ermittlung des Benetzungsverhaltens von Schmierstoffen auf PVD-Beschichtungen erfordert die Entstehung von Schmierstofftropfen. Da die Schmierstoffe auf gute Benetzung optimiert sind, ist eine direkte Ermittlung der Wechselwirkungen nicht möglich. Hierfür eignet sich die indirekte Bestimmung des Benetzungsverhaltens anhand der Adhäsionsenergien und Spreitungskoeffizienten. Die Adhäsionsenergie beschreibt die Energie, die nötig ist, eine Flüssigkeit aus der Oberfläche zu entfernen. Der Spreitungskoeffizient ist die Differenz zwischen der Adhäsions- und Kohäsionsenergie. Hier beschreibt die Kohäsionsenergie die Energie, die nötig ist, die zur Trennung der Moleküle der spreitenden Flüssigkeit aufgebracht werden muss. Daher berücksichtigt der Spreitungskoeffizient auch die Schmierstoffeigenschaften. Nach der Ermittlung des tribologischen Verhaltens der PVD-Schichten mit Schmierstoffen und der Bestimmung der Wechselwirkungen gelang es, den Einfluss von Schmierstoffbenetzung auf das Triboverhalten anhand der Korrelationsanalyse zu bestimmen. Die Seite 8 von 149

Korrelationsanalyse zeigte, inwiefern die ermittelten Reibwerten mit den theoretischen Betrachtungen übereinstimmten. 4.1 Übersicht Beschichtungsverfahren PVD ist ein Dünnschichtverfahren, mit dem Schichten mit einer Dicke von einigen nm bis zu mehreren µm abgeschieden werden können. Da die Beschichtungsprozesse bereits bei Temperaturen um 160 C ablaufen können, eignet sich die PVD-Technologie auch für temperaturempfindliche Werkstoffe. Der eigentliche Beschichtungsprozess läuft dreistufig ab (Abbildung 1). Zunächst wird das Ausgangsmaterial in den gasförmigen Zustand überführt (Phase 1, Verdampfen). Anschließend folgt der Transport zu dem zu beschichtenden Bauteil (Phase 2, Transport). Zum Schluss folgt das Aufwachsen der Schicht durch Kondensation (Phase 3, Kondensation). Abbildung 1: Schematische Darstellung des Ablaufs eines PVD-Prozesses Die verschiedenen PVD-Verfahren werden nach der Art der Erzeugung der Gasphase unterschieden. Für die vom IOT abgeschiedenen Schichtsysteme ZrC g und CrAlN sowie das bei der Fa. Oerlikon Balzers abgeschiedene Schichtsystem WC/C kommt das MSIP (Magnetron Sputter Ion Plating)-Verfahren zum Einsatz (Abbildung 2). Seite 9 von 149

Abbildung 2: Schematische Darstellung des MSIP-Verfahrens Bei diesem Verfahren handelt es sich um eine Kathodenzerstäubung. In der Beschichtungsanlage wird eine Edelgasatmosphäre (Argon) in den Plasmazustand überführt. Die dabei erzeugten Ionen werden durch eine am Target (das in fester Form vorliegende Beschichtungsmaterial, beispielsweise Zirkonium oder Chrom) anliegende negative Spannung auf dieses hin beschleunigt und schlagen Teilchen durch Impulsübertragung heraus, die sich auf dem Substrat (die zu beschichtende Probe) niederschlagen und die Schicht bilden. Um eine möglichst hohe Stoßrate zu erhalten, befindet sich hinter den Targets ein Permanentmagnet, der die im Plasma befindlichen Elektronen auf eine Kreisbahn in Targetnähe zwingt, so dass durch eine höhere Plasmaionisation mehr Targetmaterial abgetragen wird. Wird dem Plasma Reaktivgas, z.b. N 2, C 2 H 2 oder H 2 zugefügt, können Verbindungen mit dem zerstäubten Targetmaterial erzeugt werden. Das elektrische Feld zur Plasmabildung kann durch Gleichstrom- oder Pulsversorgungsquellen erzeugt werden. 4.2 Übersicht Werkstoffe In diesem Kapitel wird eine Übersicht über die Werkstoffe, die für die Untersuchungen eingesetzt wurden, vorgestellt. Diese Werkstoffe lassen sich in zwei Kategorien zusammenfassen, der Grundwerkstoff und die Schichtsysteme. 4.2.1 Grundwerkstoff Als Grundmaterial wurde 16MnCr5 (1.7131), der typischerweise bei der Herstellung von Zahnrädern eingesetzt wird, verwendet. Zwecks Erhöhung der Härte und Verbesserung der Belastbarkeit wurde der Grundwerkstoff auf eine Härte von 59 HRC + 4 HRC mittels Einsatzhärteverfahrens gehärtet. 4.2.2 Schichtsysteme Für die Untersuchungen kommen drei unterschiedliche Werkstoffverbunde zum Einsatz, als Referenz dient der unbeschichtete Stahl. Dazu wurden vom IOT die Prüfscheiben aus einsatzgehärtetem 16MnCr5E mit den Schichtsystemen in einem jeweils auf den Seite 10 von 149

Substratwerkstoff abgestimmten Prozess beschichtet. Die eingesetzten Werkstoffverbunde lassen sich in zwei Gruppen von Werkstoffsystemen unterteilen: WC/C und ZrC g gehören zu den kohlenstoffbasierten Schichtsystemen, die im allgemeinen auch als DLC (Diamond-like- Carbon) Schichten bezeichnet werden. Die DLC-Beschichtungen zeichnen sich vor allem durch ihr hervorragendes Reib- und Verschleißverhalten unter ungeschmierten bzw. mangelgeschmierten Bedingungen gegen unbeschichtete Kontakte aus. Das Schichtsystem WC/C ist ein industriell verbreitetes Schichtsystem und wurde von Oerlikon Balzers für die Untersuchungen bereitgestellt. Die metallhaltige wasserstoffhaltige Kohlenstoffschicht gradiertes Zirkoniumkarbid ZrC g ist im Rahmen des SFB 442 Umweltverträgliche Tribosysteme durch geeignete Werkstoffverbunde und Zwischenstoffe am Beispiel der Werkzeugmaschine für verschiedene Bauteilanwendungen (Zahnrad, Wälzlager, Hydraulikkomponenten) entwickelt worden und hat in umfangreichen tribologischen Untersuchungen hervorragende Ergebnisse u. a. auch in Verbindung mit nicht additivierten synthetischen Estern aufweisen können [18, 19, 20]. Das dritte Schichtsystem, das im Rahmen dieses Forschungsvorhabens untersucht wurde, ist CrAlN und gehört zu der Kategorie Hartstoffsysteme. Dieses Schichtsystem wurde ebenso im SFB 442 für den Einsatz auf hochbelasteten Bauteilen, wie z.b. Zahnräder und auch Hochpräzisionsspindellager, entwickelt und kommt ursprünglich aus dem Bereich Werkzeug-beschichtung [21, 22, 23, 24, 25]. 4.3 Schmierstoffe Für die tribologischen Untersuchungen der PVD-Schichten wurden vier Schmierstoffe der ISO VG 32 eingesetzt. Diese Schmierstoffe sind Mineralöl (FVA2), Polyglykol (PG), Polyalphaolefin (PAO) und biologisch schnell abbaubarer TMP-Ester. Diese Schmierstoffe die mit den folgenden Additiven gemischt sind, wurden am Anfang für die Ermittlung der physikalischen Wechselwirkungen betrachtet: A99: S-P-Additiv (Antiwear/Extreme Pressure Additivtyp für Industrie- und Fahrzeuggetriebe) RC3180: ZnDTP (Zinkdithiophosphat), Antiwear/Extreme Pressure Additivtyp für Motoren- und Hydrauliköle RC3580: MoDTP (löslich) (Molybdändithiphosphat), Friction Modifier Additivtyp für Fließeinglättung Insgesamt wurden 16 Schmierstoffe mit und ohne Additive im Rahmen dieses Vorhabens bzgl. des Benetzungsverhaltens mit den PVD-Schichten untersucht. Die zu untersuchende Schmierstoffmatrix ist in Tabelle 1 zusammengestellt. Seite 11 von 149

Tabelle 1: Schmierstoffmatrix Additive Schmierstoffe ohne S-P 4 % ZnDTP 2 % MoDTP 2 % FVA 2 FVA2 100 % FVA2 + S-P FVA2 + ZnDTP FVA 2 + MoDTP PAO PAO 100% PAO + S-P PAO + ZnDTP PAO + MoDTP PG PG 100% PG + S-P PAO + ZnDTP PAO + MoDTP TMP TMP 100% TMP + S-P TMP + ZnDTP TMP + MoDTP Für die tribologischen Untersuchungen wurden durch den projektbegleitenden Ausschuss sechs Schmierstoffe ausgewählt. Die Schmierstoffdaten der sechs Versuchsschmierstoffe sind in Tabelle 2 dargestellt. Tabelle 2: Schmierstoffdaten Kin. Viskosität Kin. Viskosität Dichte Versuchsschmierstoff Zusammensetzung ν 40 [mm 2 /s] DIN 51562 ν 100 [mm 2 /s] DIN 51562 ρ 15 [g/ml] DIN 51757 FVA2 FVA2 ohne Additiv 30,5 5,2 0,871 FVA2+S-P (FVA2A) FVA2 + 4% A99 30,8 5,2 0,878 PAO2+S-P (PAOA) PAO + 4% A99 29,9 5,7 0,835 PAO+ZnDTP (PAO3180) PAO+ 2% RC3180 29,8 5,7 0,831 PG 100% (PG) PG ohne Additiv 28,9 6,2 0,983 PG+MoDTP (PG3580) TMP+ZnDTP (TMP3180) PG + 2% RC3580 29,8 6,3 0,984 TMP + 2% RC3180 36,2 7,1 0,927 Erläuterung: FVA2: Mineralöl ISO VG 32 ohne Viskositätsindex-Verbesserer PAO: Polyalphaolefin PG: Polyglykol TMP: TMP-Ester A99: Anglamol RC3580: 2-ethylhexyl-Molybdändithiophosphat (MoDTP) RC3180: 2-ethylhexyl-Zinkdithiophosphat (ZnDTP) Das in diesem Forschungsvorhaben verwendete Referenzöl FVA2A weist die für diesen Schmierstoff typischen Werte der kinematischen Viskosität in ISO VG 32 auf. Die anderen Versuchsschmierstoffe liegen bis auf das Öl TMP3180 ebenfalls in ISO VG 32. Das Öl TMP3180 besitzt eine geringfügig höhere kinematische Viskosität ν 40 bei 40 C. Seite 12 von 149

Das als Grundöl für das Referenzöl FVA2A verwendete unzertifizierte Mineralöl FVA2 wurde bezüglich des IR-Spektrums mit früher an der FZG untersuchten Referenzölen des Typs FVA2 (zertifiziert) verglichen und zeigt eine sehr gute Übereinstimmung mit diesen. Siehe hierzu Abbildung 3. FVA2 ( Triboverhalten Schmierstoff / PVD-Beschichtung ) FVA2 (zertifiziert) FVA2 (zertifiziert) FVA2 (zertifiziert) FVA2 (zertifiziert) Abbildung 3: IR-Spektren FVA2 Das auf Basis des Referenzöls FVA2 mit 4 % des Additivs S-P für dieses Forschungsvorhaben angemischte Referenzöl FVA2A wurde ebenfalls bezüglich des IR-Spektrums untersucht. Es korrespondiert sehr gut mit IR-Spektren der Referenzöle FVA2A (zertifiziert) aus früheren Untersuchungen der FZG. Siehe hierzu Abbildung 4. Seite 13 von 149

FVA2A ( Triboverhalten Schmierstoff / PVD-Beschichtung ) FVA2A ( Triboverhalten Schmierstoff / PVD-Beschichtung ) FVA2A (zertifiziert) FVA2A (zertifiziert) FVA2A (zertifiziert) FVA2A (zertifiziert) Abbildung 4: IR-Spektren FVA2A Auch für die weiteren Versuchsschmierstoffe wurden IR-Spektren erstellt und mit dem Referenzöl FVA2A verglichen. Hier zeigen sich deutliche Unterschiede in den IR-Spektren der Versuchsschmierstoffe. Weiter wurden von jedem Versuchsschmierstoff zwei IR- Spektren angefertigt, da jeder Versuchsschmierstoff auf zwei Behälter aufgeteilt ist. Hier zeigt sich erwartungsgemäß eine sehr große Übereinstimmung dieser beiden IR-Spektren. Siehe hierzu Abbildung 5 bis Abbildung 7. Seite 14 von 149

FVA2A FVA2A PAOA PAOA PAO3180 PAO3180 Abbildung 5: IR-Spektren FVA2A, PAOA und PAO3180 FVA2A FVA2A PG PG PG3580 PG3580 Abbildung 6: IR-Spektren FVA2A, PG und PG3580 Seite 15 von 149

FVA2A FVA2A TMP3180 TMP3180 Abbildung 7: IR-Spektren FVA2A und TMP3180 5 Untersuchungsmethoden Im Folgenden werden zuerst unterschiedliche Analyseverfahren vorgestellt, die im Rahmen dieses Vorhabens am IOT der RWTH Aachen zum Einsatz kamen. Hier sollen die Grundcharakterisierungsmethoden, die sich mit Schichtdickenbestimmung, Schichthaftung und Mikrohärteanalyse beschäftigen, vorgestellt werden. Eine zusammenfassende Darstellung der am IOT eingesetzten Verfahren liefert Tabelle 3. Ein weiterer Schwerpunkt bei den Untersuchungen liegt auf den Kontaktwinkelmessungen, womit die Benetzbarkeit der PVD-Schichten mit Schmierstoffen bestimmt wurde. Abschließend werden die tribologischen Untersuchungen, welche an der FZG TU München und am IOT RWTH Aachen durchgeführt wurden, vorgestellt. Seite 16 von 149

Tabelle 3: Auflistung der eingesetzten Analytik Eigenschaft Prüfgerät Norm Schematische Darstellung Haftfestigkeit Rockwelltester VDI Richtlinie 3198 Haftfestigkeit/ Schichtdicke Kalottenschleifgerät DIN EN 1071-2 Haftfestigkeit Scratchtester DIN EN 1071-3 Universalhärte/ E-Modul Nanoindenter Nach Oliver und Pharr [26] 5.1 Kalottenschliff Der Kalottenschliff ist eine Methode zur Bestimmung von Schichtdicken. Der Kalottenschliff bietet die Möglichkeit, die Dicke der abgeschiedenen PVD-Schichten nach DIN EN 1071-2 zu bestimmen. Mit dem Kalottenschleifgerät wird eine Kalotte in die Oberfläche geschliffen, indem eine Metallkugel über einen fixen Punkt auf der Probe rotiert. Das mit einer Diamantsuspension unterstützte Schleifen wird so lange durchgeführt, bis das Substrat erreicht wird (siehe Abbildung 8). Abbildung 8: Prinzip des Kalottenschliffs Seite 17 von 149

Anhand eines Lichtmikroskops werden die Durchmesser, die im Kalottenschliff hergestellt sind, gemessen und über geometrische Verhältnisse der Durchmesser wird die Schichtdicke berechnet (s. Abbildung 9). s = 1000 d r² 2 V 2 D r² 2 V s: Schichtdicke [µm] r: Radius der Schleifkugel = 10 mm d: innerer Durchmesser [mm] D: äußerer Durchmesser [mm] V: Vergrößerung 2 Abbildung 9: Bestimmung der Schichtdicke mittels Kalottenschliff 5.2 Nanoindentation Die mechanischen Eigenschaften der Schichten, wie z.b. Universalhärte und E-Modul, werden mittels Nanoindentation ermittelt. Nanoindentation wird nach der Methode von Oliver und Pharr [26] durchgeführt und bei der Ermittlung des E-Moduls von Beschichtungen wird 0,25 als Querkontraktionszahl angenommen. Die mechanischen Eigenschaften der Beschichtungen lassen sich ohne Einfluss des Substratwerkstoffes mit dieser Methode bestimmen. Bei dem Messverfahren wird ein Berkovich-Diamant mit gleichbleibender oder zunehmender Kraft in die Probe gedrückt und dabei laufend die Eindringtiefe gemessen. Anhand der Daten wird ein Härte-Tiefenprofil (s. Abbildung 10) gewonnen, aus dem die Härte und der E-Modul der Schicht berechnet werden können. Die Härte des Werkstoffes berechnet sich dann aus der maximalen Belastung bezogen auf die Eindruckfläche des Indenters. Der E-Modul entspricht der Steigung der Entlastungskurve im oberen Drittel. Abbildung 10: Mittels Nanoindentation ermitteltes Belastung-Eindringtiefe-Profil einer Schicht 5.3 Rockwelleindringprüfung Eine weitere Methode, die Haftfestigkeit zu beurteilen, bildet der Rockwelltest (Abbildung 11). Diese Methode wird als genormtes Verfahren (EN ISO 6508-1) für die Bestimmung der Seite 18 von 149

Härte von Stählen verwendet. Beispielsweise wird für Rockwell Härtemessung HRC ein Rockwell-Diamant mit einer Kraft von 1471 N in das Substrat eingedrückt, wodurch das Substrat plastisch und elastisch verformt wird. Damit kann die Härte des Substrats gemessen werden. Wegen der Größenverhältnisse kann der Einfluss der Schicht vernachlässigt werden. Wenn die Rockwellhärte vor und nach dem Beschichten gleich ist, wurde das Substrat nicht angelassen. Während des Eindrucks des Diamanten wird der Werkstoffverbund beansprucht. In Abhängigkeit der Haftung zwischen dem Substrat und der Schicht können Fehlstellen um den Eindruck des Prüfdiamanten entstehen. Abbildung 11: Skizze der Rockwelleindringprüfung Um die Haftung eines Schichtsystems auf einem Substrat zu beurteilen, wird der Eindruck des Diamanten in der Oberfläche unter dem Lichtmikroskop betrachtet. Dabei können Fehlstellen wie Risse, Rissnetzwerke und schichtfreie Segmente beobachtet werden. Die Beschädigungen ermöglichen eine Einstufung des Werkstoffverbundes in verschiedene Haftklassen. Nach VDI-Richtlinie 3198 erhalten sehr gute Werkstoffverbunde die Haftklasse 1 und großflächig delaminierte Werkstoffverbunde die Haftklasse 6 (s. Abbildung 12). In der Richtlinie ist weiterhin festgelegt, dass Werkstoffverbunde bis Haftklasse 4 zulässig sind. Diese Werkstoffverbunde können über Rissnetzwerke und über schichtfreie Segmente am inneren Abdruckrand verfügen. In tribologischen Anwendungen ist die Haftung jedoch besonders wichtig, weil hier herausgebrochene Partikel zu erhöhtem abrasivem Verschleiß führen können. Abbildung 12: Einteilung der Haftklassen nach VDI-Richtlinie 3198 Seite 19 von 149

5.4 Scratchtest Der Scratchtest ist ein Verfahren, um Adhäsions- und/oder Kohäsionsversagen eines Systems Schicht/Grundwerkstoff mit definierter Kraft quantitativ zu ermitteln. Dieses Messverfahren ist in DIN EN 1071-3 genormt. Beim Scratchtest dringt ein kegelförmiger Diamant (Rockwelldiamant) mit einer Normalkraft in die Oberfläche ein und wird über sie bewegt (s. Abbildung 13). Die treibenden Kräfte für ein Versagen des Systems Schicht/Grundwerkstoff beim Scratchtest sind zusammengesetzt aus den elastisch-plastischen Spannungen, dabei wird die Belastung über das Schichtsystem auf das Substrat übertragen. In Abhängigkeit von Normalkraft und Härte wird das Substrat plastisch verformt und es bildet sich seitlich vom Scratch eine Aufwerfung aus. So wird das Schichtsystem nicht nur gegen das Substrat gedrückt, sondern gleichzeitig an den Rändern angehoben. Für die Einsetzbarkeit eines Schichtsystems ist entscheidend, ab welcher Kraft ein Versagen auftritt. Dementsprechend wird als Kenngröße des Scratchtests die Kraft (kritische Last, L c ) erfasst, bei der das erste Versagen auftritt. Die Versagensformen werden in DIN EN 1071-3 nach plastischer Verformung, Rissbildung (L c1 ), Abplatzungen (wenn Abplatzen auftritt, platzt die Schicht vorwiegend an den Ecken ab) (L c2 ) und Durchdringen der Schicht bis zum Grundwerkstoff in der Mitte der Spur (L c3 ) eingeteilt. Abbildung 13: Prinzipdarstellung des Scratchtests 5.5 Kontaktwinkelmessungen Die Kontaktwinkelmessung ist ein Messverfahren, mit dem die physikalische Wechselwirkung zwischen einem Schmierstoff und einem Festkörper ermittelt werden kann. Für die physikalischen Wechselwirkungen ist die freie Oberflächenenergie verantwortlich. Hierfür müssen die Oberflächenenergien eines Festkörpers und eines Schmierstoffs bestimmt werden. Die Oberflächenenergie eines Festkörpers kann nicht direkt gemessen werden und wird durch eine dynamische Messung des Kontaktwinkels bei Kontakt mit vier unterschiedlichen Flüssigkeiten, die den ganzen Bereich von polaren (destilliertes Wasser) bis zu dispersen Flüssigkeiten (Diiodmethan) abdecken, bestimmt. Der ermittelte Kontaktwinkel bildet den Mittelwert aus 240 Messungen des jeweiligen Flüssigkeit Festkörper- Kontaktes. Die Standardabweichung der Messungen liegt unter 5%. Die Kontaktwinkelmessungen reagieren sehr empfindlich auf die Sauberkeit der Oberflächen. Deshalb werden die Proben vor den jeweiligen Messungen 10 min. in Aceton und anschließend 10 min. in Isopropanol in einem Ultraschallbad gereinigt. Um Rückstände der Messflüssigkeiten verhindern zu können, wird für jede Messreihe eine neue Oberfläche verwendet. Die Kontaktwinkelmessungen auf den Oberflächen wurden mit dem DSA-10 Prüfgerät (Abbildung 14) der Fa. Krüss durchgeführt. Seite 20 von 149

Abbildung 14: Kontaktwinkelmessgerät DSA-10 5.5.1 Ermittlung der Oberflächenenergie der Festkörper Die Oberflächenenergien der Festkörper werden mittels vier Referenzflüssigkeiten, destilliertes Wasser, Diiodmethan, Ethylenglycol und Glycerin bestimmt. Dabei werden die Flüssigkeiten mit einer senkrecht hängenden Kanüle auf eine saubere und ebene Oberfläche aufgebracht. Die Flüssigkeit bildet in Abhängigkeit der Oberflächenenergie der Schicht und ihrer eigenen Oberflächenenergie einen Tropfen mit einem bestimmten Benetzungswinkel aus. Young beschrieb diesen Benetzungswinkel des Tropfens am 3-Phasen-Punkt (Siehe Abbildung 15) mittels folgender Gleichung: Gleichung 1 σ s : σ l : σ sl : Oberflächenenergie der Festkörper Oberflächenenergie der Flüssigkeit Grenzflächenenergie zwischen Flüssigkeit und Festkörper Abbildung 15: Beschreibung des Benetzungsverhaltens nach Young Die Oberflächenenergie eines beschichteten Substrats ist meist nicht überall gleich. Für solche Oberflächen ist die dynamische Kontaktwinkelmessung geeignet. Bei der dynamischen Kontaktwinkelmessung werden kontinuierlich minimale Flüssigkeitsmengen durch die Kanüle in den Tropfen eingeleitet. Dadurch wandert der 3-Phasen-Punkt mit konstanter Geschwindigkeit über die Festkörperoberfläche. Dieser wird mittels der CCD- Seite 21 von 149

Kamera beobachtet. Dabei wird durchgehend der Kontaktwinkel gemessen (Abbildung 16). Bei ausreichender Anzahl gemessener Winkel kann die mittlere Oberflächenenergie der Gesamtoberfläche berechnet werden. Abbildung 16: Darstellung des Versuchsaufbaues Über den Zeitraum der Tropfenbildung werden in kurzen Zeitintervallen 240 Kontaktwinkel des wachsenden Tropfens zur Schichtoberfläche bestimmt. In der Regel werden für fünf Tropfen einer Flüssigkeit die Kontaktwinkel gemessen und der Mittelwert aus den erhaltenen Messwerten gebildet. Mit den Youngschen (Gleichung 1), Owens-Wendtschen (Gleichung 2) und Fowksschen (Gleichung 3) Korrelationen lässt sich die Oberflächenenergie für die untersuchte Schicht berechnen und nach dispersen und polaren Anteilen aufschlüsseln. d d p p Gleichung 2 σ sl = σ s + σ l 2 σ s σ l 2 σ s σ l d p σ = σ + σ Gleichung 3 s s s σ d : σ p : Disperser Anteil der Oberflächenenergie Polarer Anteil der Oberflächenenergie Durch die Kenntnis der Oberflächenenergie kann man Rückschlüsse auf die Adhäsionsneigung zwischen Schicht und verwendeter Flüssigkeit ziehen. Die Adhäsionsneigung zwischen Festkörpern und Flüssigkeiten kann mit dem Spreitungskoeffizient beschrieben werden. Wenn die Wechselwirkungen zwischen den Teilchen der Flüssigkeit und des Festkörpers stärker als die Wechselwirkungen der Flüssigkeitsteilchen untereinander sind, dann tritt Spreitung auf. 5.5.2 Ermittlung der Oberflächenenergie der Schmierstoffe Anhand der Methode des hängenden Tropfens (pendant drop) (Abbildung 17) wird die gesamte Oberflächenenergie eines Schmierstoffs bestimmt. Die im Kontaktwinkelmessgerät (DAS 10) eingebaute Spritze ist mit dem zu vermessenden Schmierstoff gefüllt. Es bildet sich ein Tropfen am Kanülenausgang durch Absenken des Spritzenkolbens. Kurz vor dem Abreißen befindet sich der Tropfen im hydromechanischen Gleichgewicht. Im hydromechanischen Gleichgewicht entspricht die von der jeweiligen Höhe am Tropfen abhängige Gravitationskraft dem Laplace-Druck, der sich aus der Krümmung der Tropfenkontur an dieser Stelle ergibt. Der Laplace-Druck resultiert aus den senkrecht aufeinander stehenden Krümmungsradien (s. Gleichung 4) Seite 22 von 149

1 1 Δp = σ + r1 r2 Gleichung 4 Diese Gleichung beschreibt den Unterschied zwischen dem Druck unter und über einem gekrümmten Oberflächenausschnitt eines Tropfens mit den Hauptkrümmungsradien r 1 und r 2. Die Differenz Δp ist die Druckdifferenz zwischen der Innen- und der Außenseite des Tropfens; sie wird durch die oberflächenminimierte spezifische Energie, der Oberflächenenergie, bewirkt. Die Oberflächenenergie ist der Mittelwert aus zehn Messungen und die Standardabweichung der Messungen liegt unter 5%. Der disperse Anteil an der gesamten Oberflächenenergie wird anhand der Kontaktwinkelmessungen auf einem Festkörper, dessen Oberflächenenergie bekannt ist und aus einem rein dispersen Anteil besteht (z B. Polytetraflouroethylene (PTFE)), bestimmt. Aus der Differenz ergibt sich dann der polare Anteil an der Oberflächenenergie. Abbildung 17: Beispiel zur Methode Hängender Tropfen 5.6 Benetzbarkeit von PVD-Schichten durch Schmierstoffe Die Benetzbarkeit eines Feststoffs mit einer Flüssigkeit kann direkt mittels des Kontaktwinkelmessverfahrens ermittelt werden. Die Bedingung für eine solche Messung ist, dass die Flüssigkeit auf der Oberfläche nicht spreitet und ein Kontaktwinkel messbar ist. Wenn die Flüssigkeit spreitet, ist eine direkte Messung von Kontaktwinkeln nicht möglich. In diesem Fall kann die Benetzbarkeit der Festkörper mit den Schmierstoffen nur indirekt ermittelt werden. Die im Projekt untersuchten Schmierstoffe spreiten auf den PVDbeschichten Oberflächen. Die indirekte Ermittlung des Benetzungsverhaltens der PVD- Schichten mit Schmierstoffen erfolgt anhand der Spreitungskoeffizienten (S) oder Adhäsionsenergien (W A ). Der Spreitungskoeffizient (siehe Gleichung 5) beschreibt die Differenz zwischen der Adhäsionsenergie (W A, Gleichung 6) zweier Phasen (Flüssigkeit/Feststoff) und der Kohäsionsenergie (W K, siehe Gleichung 7) zwischen den Molekülen innerhalb einer Flüssigkeit. Ist der Spreitungskoeffizient negativ (S<0), kann der Benetzungswinkel θ des Schmierstoffs auf der PVD-Beschichtung gemessen werden. S = W A W K = σ s -(σ sl + σ l ) Gleichung 5 W A = σ s -σ sl + σ l Gleichung 6 W K = 2 σ l Gleichung 7 Seite 23 von 149

W A : Adhäsionsenergie W K : Kohäsionsenergie S: Spreitungskoeffizient 5.7 Tribologische Untersuchungen der PVD-Beschichtungen mit Schmierstoffen im Pin-on-Disk-Tribometer Das Reibverhalten der PVD-Beschichtungen mit Schmierstoffen wurde im Pin-on-Disk- Tribometer untersucht. In diesem Prüfstand wird eine gleitende Bewegung simuliert. Während der Untersuchungen liegt der Schlupf konstant bei 100 %. 5.7.1 Versuchsanordnung Die elementaren tribologischen Untersuchungen der PVD-Schichten mit Schmierstoffen wurden im Pin-on-Disk-Tribometer (Abbildung 18) am IOT durchgeführt. Der Aufbau besteht aus einem statischen Gegenkörper, der mit einer Last senkrecht auf die beschichtete rotierende Probe drückt. Während der Prüfungen wurde der Reibwertverlauf über dem gesamten Laufweg mit einer Abtastrate von 2 Hz aufgenommen und anschließend der mittlere Reibwert anhand des Reibwertverlaufs über den gesamten Laufweg gemittelt. Normallast Gegenkörper Grundkörper F Schmierstoffbehälter Antrieb Abbildung 18: Darstellung des Pin-on-Disk-Tribometers 5.7.2 Versuchsparameter Für die Untersuchungen im Pin-on-Disk-Tribometer wurden die Versuchsparameter verwendet, die in Tabelle 4 zusammengestellt sind. Die optimalen Betriebstemperaturen der Schmierstoffe in Getrieben liegen zwischen 80 C und 120 C, weshalb die Versuchstemperatur für die tribologischen Untersuchungen auf 90 C gestellt wurde. Die lineare Geschwindigkeit ( m/s) und maximale Hertz sche Pressung sorgen dafür, dass die Schmierfilmdicke relativ klein ist [siehe Kapitel 5.7.3]. Somit ist es möglich, im Pin-on-Disk- Tribometer zu untersuchen, wie die Benetzbarkeit bei kleinen Schmierfilmdicken das tribologische Verhalten beeinflusst. Als Gegenkörper wurden Kugeln aus Si 3 N 4 eingesetzt, womit eine tribochemische Reaktion auf dem Gegenkörper verhindert und nur die physikalischen Wechselwirkungen betrachtet werden konnten. Die Versuche wurden in einem Behälter durchgeführt, der mit Schmierstoff gefüllt ist und in dem sich der Grund- und der Gegenkörper befinden. Dank dieses Aufbaus ist sichergestellt, dass sich ständig ein Schmierstofffilm zwischen den beiden Tribopartnern befindet. Als Verschleißradius wurde Seite 24 von 149

2,5 mm eingestellt. Die Länge der tribologischen Untersuchungen betrug 1000 m, welche eine ausreichende Distanz für die Beobachtung des tribologischen Verhaltens ist. Tabelle 4: Temperatur [ C] Parameter für die Messungen im Pin-on-Disk-Tribometer Lineare Geschwindigkeit [m/s] Maximale Hertz sche Pressung Gegenkörper Schmierungsmethode Verschleißradius [mm] Laufweg [m] 90 ± 5 1000 MPa Si 3 N 4 Bad 2,5 1000 Hierfür wurden sechs Schmierstoffe in Abhängigkeit der Spreitungskoeffizienten und Adhäsionsenergien in Zusammenarbeit mit dem projektbegleitenden Ausschuss für die tribologischen Untersuchungen ausgewählt. Zusätzlich zu den sechs Schmierstoffen wurde die Untersuchungsmatrix im Pin-on-Disk-Tribometer auf die unlegierten Grundöle, FVA2, PAO und TMP-Ester erweitert. Die daraus entstehende Untersuchungsmatrix ist in Tabelle 5 zusammengefasst. Tabelle 5: Die Untersuchungsmatrix für die tribologischen Untersuchungen in Pin-on- Disk-Tribometer FVA2 mit S-P PAO mit S-P PAO mit ZnDTP PG 100% PG mit MoDTP TMP mit ZnDTP CrAlN X X X X X X ZrC g X X X X X X WC/C X X X X X X Unbeschichtet X X X X X X 5.7.3 Berechnung der Schmierfilmdicke Die Bestimmung der Schmierfilmdicke ist eine wichtige Information für tribologische Kontakte, womit der Reibungszustand des Tribosystems in der Stribeckkurve eingeordnet werden kann. Die mittleren und minimalen Schmierfilmdicken der Schmierstoffe auf PVD- Beschichtungen im Pin-on-Disk-Tribometer wurden nach Hamrock und Dawson berechnet [34] (siehe Gleichung 8 und Gleichung 9). h 0 0,67 7 U η0 0,53 W 0,73k Gleichung 8 = 2,69 ( α E' ) (1 0,61 e ) 2 E' R' E' R' h R' min 0,68 3 U η0 0,49 W 0,68k Gleichung 9 = 3,63 ( α E' ) (1 e ) 2 E' R' E' R' h 0 : mittlere Schmierfilmdicke h min : minimale Schmierfilmdicke U: Summengeschwindigkeit der Tribopaare Seite 25 von 149

η 0 : Die Viskosität des Schmierstoffs bei 1 ATM E : Reduzierter E-Modul R : Reduzierter Krümmungsradius α: Druck-Viskositätskoeffizient W: Kontaktbelastung k: Der Elliptizitätsparameter Die mittlere Schmierfilmdicke (h 0 ) der Schmierstoffe auf den PVD-Beschichtungen variieren zwischen 29 µm und 40 µm, wobei die minimale Schmierfilmdicke (h min ) zwischen 28 und 38 liegt (s. Abbildung 19). Die errechneten Schmierfilmdicken entsprechen dem Zustand der Grenzreibung [35]. 450 Schmierfilmdicke [µm] 400 350 300 250 200 150 100 050 000 FVA2 100% FVA2 + S-P PG 100% PG + MoDT P TMP 100% TMP + ZnDTP PAO 100% PAO + ZnDT P PAO + S-P h 0 h min Abbildung 19: Schmierfilmdicken der Schmierstoffe auf den PVD-Schichten 5.8 Tribologische Untersuchungen der PVD-Beschichtungen mit Schmierstoffen im Zweischeibenprüfstand In diesem Kapitel wird zunächst die Versuchsanordnung des Zweischeibenprüfstands vorgestellt. Anschließend werden die Versuchsdurchführung und das Versuchsprogramm erklärt. Außerdem werden Methoden für theoretische Betrachtungen, wie z.b. Berechnung der Schmierfilmdicke und Blitztemperatur, erläutert. 5.8.1 Versuchsanordnung Für Reibungszahlmessungen an Scheiben wird der Zweischeibenprüfstand ZSP1 verwendet. Der Aufbau ist in Abbildung 20 schematisch dargestellt. Seite 26 von 149

Abbildung 20: Zweischeibenprüfstand ZSP1 Beide Prüfscheiben werden unabhängig voneinander von zwei 3-Phasen-Asynchronmotoren über jeweils ein nachgeschaltetes, stufenlos verstellbares Reibradgetriebe angetrieben. Dadurch ist eine stufenlose Variation der Summengeschwindigkeit v Σ und des Schlupfes s möglich. Die Summengeschwindigkeit v Σ ist die Summe der Umfangsgeschwindigkeiten v 1 und v 2 der beiden Scheiben. Siehe hierzu Gleichung 10. v Σ = v 1 + v 2 Gleichung 10 Bei Schlupf wird die Umfangsgeschwindigkeit der einen Scheibe erhöht, die der anderen entsprechend reduziert, um die Summengeschwindigkeit konstant zu halten. Siehe Gleichung 11. v v2 s = 1 100% v Gleichung 11 1 Mit einer maximalen Scheibendrehzahl von 3000 min 1 können bis zu einem Schlupf von 50 % Summengeschwindigkeiten von 16 m/s realisiert werden. Zur Messung der beiden Scheibendrehzahlen werden Inkremental-Drehgeber verwendet. Mittels einer Belastungsfeder wird die Normalkraft F N im Scheibenkontakt aufgebracht. Die Vorspannung der Belastungsfeder wird über einen Stellmotor stufenlos variiert. Die Messung der Normalkraft erfolgt mittels einer Kraftmessdose. Die maximale Normalkraft beträgt 4700 N, was bei den verwendeten Scheiben einer Hertz schen Pressung p H von 1300 N/mm² entspricht. Seite 27 von 149

Die obere Scheibe ist in einem Schlitten gelagert, welcher über 0,5 mm dicke Federbänder am Rahmen befestigt ist, wodurch der Schlitten in horizontaler Richtung eine Bewegung zulässt. In dieser Richtung ist der Schlitten seitlich über eine Kraftmessdose abgestützt, so dass bei Schlupf die zwischen den Scheiben wirkende Reibkraft F R als Reaktionskraft annähernd wegfrei gemessen werden kann. Der Prüfstand besitzt die erforderlichen Einstellmöglichkeiten, um sicherzustellen, dass die Achsen der beiden Scheiben parallel zueinander laufen, ein axialer Versatz der beiden Scheiben ausgeglichen werden kann und die Achsen vertikal übereinander stehen, damit eine aufgebrachte Normalkraft keine Tangentialkraft (scheinbare Reibkraft) erzeugt. Um zu gewährleisten, dass die Last im Linienkontakt zwischen den beiden Scheiben in axialer Richtung gleichmäßig verteilt ist, werden Kontaktabdrücke auf Aluminiumfolie genommen. In Abbildung 21 ist ein solcher Kontaktabdruck mit optimaler Lastverteilung über der Scheibenbreite dargestellt. Abbildung 21: Kontaktabdruck auf Aluminiumfolie Die Massentemperatur ϑ M der oberen Scheibe wird mit einem Pt-100-Sensor ca. 4 mm unter der Scheibenlauffläche gemessen und mittels eines Quecksilber-Drehübertragers übertragen. Die Ölversorgung des Scheibenkontakts wird durch Einspritzschmierung sichergestellt. Ein Ölaggregat regelt die Einspritztemperatur ϑ Öl, welche an der Einspritzdüse gemessen wird, auf ± 3 K genau. Für jeden Betriebspunkt am Zweischeibenprüfstand kann nach dem Gesetz von Coulomb aus der aufgebrachten Normalkraft F N und der gemessenen Reibkraft F R die Reibungszahl µ berechnet werden. FR μ = Gleichung 12 F N Nach Vojacek [51] beträgt die Genauigkeit der Reibungszahlmessung Δµ = ± 25. Seite 28 von 149

Damit keine plastischen Verformungen der Scheiben auftreten und alle Versuche unter gleichen geometrischen Bedingungen stattfinden, werden einsatzgehärtete Scheiben aus Einsatzstahl 16MnCr5 verwendet. Die geforderte Oberflächenhärte beträgt 59 HRC + 4 HRC und wurde durch eine exemplarische Härtemessung mit einer mittleren Oberflächenhärte von 60,5 HRC bestätigt. Für die Reibungszahlmessungen am Zweischeibenprüfstand werden Prüfscheiben mit einer zylindrischen Lauffläche verwendet, um im Scheibenkontakt einen Linienkontakt zu realisieren. Siehe hierzu Abbildung 22. Abbildung 22: Prüfscheibe für Reibungszahlmessungen Um einen möglichst guten Bezug zu Zahnrädern herzustellen, ist die Lauffläche der Scheiben quergeschliffen, also senkrecht zur Umfangsrichtung. Die geforderte Oberflächenrauheit der geschliffenen Scheibenlaufflächen liegt bei einem arithmetischen Mittenrauheitswert von Ra = 0,3 µm ± 0,1 µm. An den Laufflächen der Prüfscheiben wurden jeweils an drei über den Umfang verteilten Stellen in Umfangsrichtung Rauheitsmessungen mit einem halbstarren Tastsystem (Messlänge l t = 4,8 mm, Filterwellenlänge λ C = 0,8 mm) durchgeführt. In Abbildung 23 ist ein exemplarischer Rauheitsmessschrieb dargestellt. Seite 29 von 149

Abbildung 23: Exemplarischer Rauheitsmessschrieb In Abbildung 24 ist der mittlere arithmetische Mittenrauheitswert Ra für die unbeschichteten Prüfscheiben und die zu beschichtenden Prüfscheiben vor dem Beschichtungsprozess dargestellt. Scheiben unbeschichtet Scheiben vor Beschichtung 99 99 Summenhäufigkeit [%]. 95 90 80 60 40 20 10 5 Summenhäufigkeit [%]. 95 90 80 60 40 20 10 5 1 1 0,0 0,2 0,4 0,6 Rauheit Ra [µm] 0,0 0,2 0,4 0,6 Rauheit Ra [µm] Abbildung 24: Arithmetischer Mittenrauheitswert Ra der Prüfscheiben Im Mittel besitzen die unbeschichteten Scheiben einen mittleren arithmetischen Mittenrauheitswert von Ra = 0,28 µm und die noch zu beschichtenden Scheiben von Ra = 0,26 µm. Bei den beschichteten Scheiben führt der Beschichtungsprozess zu keiner nennenswerten Erhöhung der Rauheit im Vergleich zur Ausgangsrauheit im unbeschichteten Zustand. 5.8.2 Versuchsparameter Für 7 ausgewählte Versuchsschmierstoffe der 16 möglichen Schmierstoffvarianten aus Tabelle 6 werden Reibungszahlmessungen am Zweischeibenprüfstand durchgeführt. Seite 30 von 149

Tabelle 6: Schmierstoffübersicht Grundöle Additive FVA2 PAO TMP-Ester Polyglykol ohne FVA2 - - PG A99 (4%) FVA2A PAOA - - RC3180 (2%) - PAO3180 TMP3180 - RC3580 (2%) - - - PG3580 Für die Untersuchung des Reibungsverhaltens am Zweischeibenprüfstand erhalten sämtliche Scheibenpaare vor dem Prüflauf einen Einlauf mit dem späteren Versuchsschmierstoff, um ein Einglätten der Scheiben zu erzielen. Der Einlauf findet bei einer Normalkraft F N von 4700 N statt, was einer Hertzschen Pressung p H im Scheibenkontakt von 1300 N/mm² entspricht. Die Summengeschwindigkeit v Σ beträgt 1 m/s mit einem Schlupf s von 20 %, und die Einspritztemperatur θ Öl wird auf 90 C geregelt. Die Einlaufdauer umfasst 60 min. Bei diesen Betriebsbedingungen im Mischreibungsgebiet kann die Zunahme der Einglättung durch einen Rückgang der Reibungszahl während der ersten ca. 30 min des Einlaufs beobachtet werden. Danach bleibt die Reibungszahl weitgehend konstant, was den Abschluss des Einglättungsvorgangs anzeigt. Abbildung 25 zeigt exemplarisch den Verlauf der Reibungszahl für den Einlauf zweier unbeschichteter Scheibenpaare mit dem Öl FVA2A. unbeschichtet_sp2 unbeschichtet_sp3 FVA2A ϑöl = 90 C p H = 1300 N/mm² s = 20 % 60 Einlaufdauer [min] Abbildung 25: Exemplarische Reibungszahlen des Einlaufs Seite 31 von 149

Bei der Reibungszahlmessung am Zweischeibenprüfstand wird ausgehend von einer Standardbedingung mit einer Hertzschen Pressung p H von 1000 N/mm² und einer Einspritztemperatur θ Öl von 90 C zweimal die Hertzsche Pressung und einmal die Öltemperatur variiert. Für jede dieser Variationen werden Summengeschwindigkeiten zwischen 1 m/s und 16 m/s angefahren und dabei jeweils der Schlupf von 1 % bis 50 % variiert. Siehe hierzu Tabelle 7. Bei der Untersuchung des Temperatureinflusses beträgt die Öltemperatur prüfstandsbedingt 110 C. Tabelle 7: Variation Versuchsbedingungen der Reibungszahlmessungen Hertzsche Summengeschwindigkeit Pressung Öltemperatur Schlupf p H [N/mm²] ϑ Öl [ C] v Σ [m/s] s [%] Standardbedingung 1000 90 1; 2; 4; 8; 16 1-50 Pressungseinfluss 600 90 1; 2; 4; 8; 16 1-50 1300 90 1; 2; 4; 8; 16 1-50 Temperatureinfluss 1000 110 1; 2; 4; 8; 16 1-50 Am Zweischeibenprüfstand wird das Reibungsverhalten von 7 verschiedenen Schmierstoffen an unbeschichteten Prüfscheiben als Referenz sowie an Scheibenpaaren mit den Schichten WC/C, CrAlN und ZrC g untersucht. Um den Einfluss der Oberflächenrauheit der Prüfscheiben auf das untersuchte Reibungsverhalten herauszufiltern, werden für jede Schmierstoffvariante zwei Scheibenpaare eingesetzt. Bei unbeschichteten Scheiben kann es an der Lauffläche zur Ausbildung einer chemischen Reaktionsschicht durch den Schmierstoffkontakt kommen. Daher müssen zur Untersuchung des Reibungsverhaltens für jeden Versuchsschmierstoff zwei eigene unbeschichtete Scheibenpaare verwendet werden. Das Versuchsprogramm für die unbeschichteten Scheibenpaare ist in Tabelle 8 dargestellt. Tabelle 8: Versuchsprogramm für die unbeschichteten Prüfscheiben unbeschichtete Scheiben FVA2A PAOA PG PG3580 TMP3180 PAO3180 FVA2 SP2 SP4 SP6 SP8 SP10 SP12 SP14 SP3 SP5 SP7 SP9 SP11 SP13 SP15 Da es an der Lauffläche der beschichteten Scheibenpaare zu keiner chemischen Reaktion mit den Versuchsschmierstoffen kommt, kann mit zwei beschichteten Scheibenpaaren je Schicht das Reibungsverhalten aller Versuchsschmierstoffe untersucht werden. Siehe hierzu Tabelle 9. Tabelle 9: Versuchsprogramm für die beschichteten Prüfscheiben Seite 32 von 149

WC/C-beschichtete Scheiben FVA2A PAOA PG PG3580 TMP3180 PAO3180 FVA2 WC/C-SP1 WC/C-SP1 WC/C-SP1 WC/C-SP1 WC/C-SP1 WC/C-SP1 WC/C-SP1 WC/C-SP2 WC/C-SP2 WC/C-SP2 WC/C-SP2 WC/C-SP2 WC/C-SP2 WC/C-SP2 CrAlN-beschichtete Scheiben FVA2A PAOA PG PG3580 TMP3180 PAO3180 FVA2 CrAlN-SP1 CrAlN-SP1 CrAlN-SP1 CrAlN-SP1 CrAlN-SP1 CrAlN-SP1 CrAlN-SP1 CrAlN-SP2 CrAlN-SP2 CrAlN-SP2 CrAlN-SP2 CrAlN-SP2 CrAlN-SP2 CrAlN-SP2 ZrC g -beschichtete Scheiben FVA2A PAOA PG PG3580 TMP3180 PAO3180 FVA2 ZrC g -SP1 ZrC g -SP1 ZrC g -SP1 ZrC g -SP1 ZrC g -SP1 ZrC g -SP1 ZrC g -SP1 ZrC g -SP2 ZrC g -SP2 ZrC g -SP2 ZrC g -SP2 ZrC g -SP2 ZrC g -SP2 ZrC g -SP2 5.8.3 Berechnung der Blitztemperatur Die Blitztemperatur nach Blok [50] erfasst den blitzartigen Temperaturanstieg, welcher bei Wälzpartnern unter Hertzschen Bedingungen und Schlupf entsteht. Die Berechnung der Blitztemperatur erfolgt nach Gleichung 13, wobei für beide Wälzpartner gleiche thermische Eigenschaften vorausgesetzt werden. ϑ = 0,62 μ fl ( w ) 3 / 4 tb E' ρ 1/ 4 v ρ1 B M1 v ρ 2 Gleichung 13 Der thermische Kontaktkoeffizient B M berücksichtigt hierbei die thermischen Eigenschaften des Materials der Wälzpartner. Für Martensitstähle werden nach DIN 3990, Teil 4 [1] eine Wärmeleitfähigkeit von λ = 50 N/(s K), eine Dichte von ρ = 7,85 10-6 kg/mm³ und eine spezifische Wärmekapazität c = 485 N m/(kg K) eingesetzt. BM = λ ρ c Gleichung 14 Die Maximale Gesamttemperatur ϑ ges im Wälzkontakt setzt sich zusammen aus der Massentemperatur ϑ M der Wälzpartner und der im Wälzkontakt auftretenden Blitztemperatur ϑ fl. ϑ ϑ + ϑ ges = Gleichung 15 M fl 5.8.4 Berechnung der Schmierfilmdicke In der Elastohydrodynamik stehen zur Berechnung der Schmierfilmdicke zweier Wälzpartner bei Linienberührung zwei allgemein anerkannte Gleichungen zur Verfügung. Die Gleichung zur Bestimmung der Schmierfilmdicke h 0 im Parallelspalt eines EHD- Kontaktes wird von Ertel [41] (erstmals veröffentlicht von Grubin [44]) aufgestellt. Seite 33 von 149

3 0 10 1, 95 0,73 0, 09 ( G U ) h = R W Gleichung 16 Die Gleichung zur Bestimmung der minimalen Schmierfilmdicke h min, bei welcher es sich um die Schmierfilmdicke an der Einschnürung am Ende eines EHD-Kontaktes handelt, wird von Dowson/Higginson [40] eingeführt. 3 0,54 0,7 0,13 hmin = 10 2, 65 R G U W Gleichung 17 Der Vergleich der berechneten Schmierfilmdicken h 0 und h min hat bei den Untersuchungen von Kopatsch [46] für alle Versuchsbedingungen und alle Versuchsöle folgenden Zusammenhang gezeigt. h min,80...0, 95 = 0 h Gleichung 18 0 In die beiden oben genannten Gleichungen gehen nachfolgende Größen ein: Der Ersatzkrümmungsradius R wird aus den beiden Krümmungsradien r 1 und r 2 der am EHD-Kontakt beteiligten Wälzpartner berechnet. r1 r2 R = Gleichung 19 r + r 1 2 Der Elastizitätsparameter G wird über den Viskositäts-Druck-Koeffizienten α nach Gleichung 24 und den reduzierten Elastizitätsmodul E' der Wälzpartner nach Gleichung 23 ermittelt. G = 10 6 α E' Gleichung 20 Der Geschwindigkeitsparameter U beinhaltet neben dem Ersatzkrümmungsradius R nach Gleichung 19 und dem reduzierten Elastizitätsmodul E' nach Gleichung 23 auch die Summengeschwindigkeit v Σ nach Gleichung 25 sowie die dynamische Viskosität η M des Öls bei der Massentemperatur ϑ M der Wälzpartner. 10 6 M v U = η Σ Gleichung 21 2 R E' In den Lastparameter W geht neben dem Elastizitätsmodul E' nach Gleichung 23 die Hertzsche Pressung p H im EHD-Kontakt der beiden Wälzpartner ein. ph W = 2 π E' 2 Gleichung 22 Der reduzierte Elastizitätsmodul E' wird aus dem Elastizitätsmodul E 1 und E 2 sowie der Querkontraktionszahl ν 1 und ν 2 der Werkstoffe der beiden Wälzpartner bestimmt. 1 ν E' = 2 E1 2 1 1 + ν E 2 2 2 1 Gleichung 23 Der Viskositäts-Druck-Koeffizient α wird über die kinematische Viskosität ν M des Öls bei Massentemperatur ϑ M der Wälzpartner nach Gold [42] bestimmt. Gleichung 24 ist für paraffinbasische Mineralöle gültig. Seite 34 von 149

( ν ) 0, 7458 α 0,2521 ln + Gleichung 24 = M Die Summengeschwindigkeit v Σ ist die Summe der Gleitgeschwindigkeiten v 1 und v 2 der beiden Wälzpartner. v Σ = v 1 + v 2 Gleichung 25 Da die Berechnung der Schmierfilmdicke h 0 und h min auf der isothermen Betrachtung des EHD-Kontakts basiert, wird eine Temperaturerhöhung des Schmierstoffs infolge des Einlaufschergefälles des EHD-Kontakts nicht berücksichtigt. Hierbei kommt es im Einlaufbereich des EHD-Kontakts zur Rückströmung des überschüssigen Schmierstoffs in einem Geschwindigkeitsfeld. Nach Mann [47] kann dieses Geschwindigkeitsfeld abhängig von den Geschwindigkeiten der Wälzpartner und der gebildeten Schmierfilmdicke ein Schergefälle von γ = 10 6 bis 10 7 s -1 erreichen, wodurch im Einlaufbereich Reibungswärme dissipiert wird. Dies führt besonders bei hochviskosen Schmierstoffen und hohen Geschwindigkeiten zu einer deutlichen Temperaturerhöhung des Schmierstoffs im Einlaufbereich und niedrigeren Schmierfilmdicken im EHD-Kontakt. Folglich werden durch die Vernachlässigung der Auswirkungen des Schergefälles im Einlaufbereich bei der Berechnung der Schmierfilmdicke h 0 und h min höhere Schmierfilmdicken ermittelt als tatsächlich zu erwarten. Diese Temperaturerhöhung des Schmierstoffs im Einlaufbereich infolge des dortigen Schergefälles analysieren auch Murch und Wilson in [49] und führen einen thermischen Korrekturfaktor C ein. Durch Multiplikation der isotherm berechneten Schmierfilmdicke h 0 bzw. h min mit dem thermischen Korrekturfaktor C wird die Temperaturerhöhung des Schmierstoffs im Einlaufbereich in der thermisch korrigierten Schmierfilmdicke h 0,th bzw. h min,th berücksichtigt. h0, th C h0 = Gleichung 26 h th = C Gleichung 27 min, h min In den thermischen Korrekturfaktor C geht der thermische Lastfaktor L ein. 3,94 C = Gleichung 28 0,62 3,94 + L Der thermische Lastfaktor beinhaltet neben der Summengeschwindigkeit v Σ nach Gleichung 25 und dem Viskositäts-Temperatur-Koeffizienten α t nach [42] auch die Wärmeleitfähigkeit λ des Schmierstoffs sowie die dynamische Viskosität η M des Öls bei der Massentemperatur ϑ M der Wälzpartner. Für Mineralöle beträgt nach [46] die Wärmeleitfähigkeit λ = 0,133 W/(mK). 2 3 ηm αt v Σ Gleichung 29 L = 10 4 λ Seite 35 von 149

Zur Bestimmung des Viskositäts-Temperatur-Koeffizienten α t, welcher die Abnahme der dynamischen Viskosität mit steigender Temperatur erfasst, wird die dynamische Viskosität η 1 und η 2 des Schmierstoffs bei zwei unterschiedlichen Temperaturen ϑ 1 und ϑ 2 benötigt. α η 1 ln η 2 t = Gleichung 30 ϑ2 ϑ1 Der Einfluss der Summengeschwindigkeit v Σ auf den thermischen Korrekturfaktor C ist in Abbildung 26 für das Referenzöl FVA2A aufgetragen. Mit zunehmender Summengeschwindigkeit und niedrigerer Massentemperatur der Wälzpartner des EHD- Kontakts fällt der thermische Korrekturfaktor C geringer aus. Insgesamt ist dieser Effekt aber bei dem niedrigviskosen Öl FVA2A und den hohen Massentemperaturen recht gering ausgeprägt. 1,0 Murch / Wilson Thermischer Korrekturfaktor C [-] 0,8 0,6 0,4 0,2 0,0 theta_m = 80 C theta_m = 100 C theta_m = 120 C theta_m = 140 C theta_m = 160 C 0,0 4,0 8,0 12,0 16,0 Summengeschwindigkeit [m/s] Abbildung 26: Thermischer Korrekturfaktor C für das Öl FVA2A 6 Ergebnisse In diesem Kapitel werden die Ergebnisse der Schichteigenschaften, wie Schichtdicke, Universalhärte und E-Modul, der Verbundeigenschaften, wie qualitative und quantitative Schichthaftung, und der Systemeigenschaften, wie die Benetzbarkeit und das tribologische Verhalten der PVD-Schichten mit Schmierstoffen vorgestellt. 6.1 Kalottenschliff Die Abbildung 27 zeigt die lichtmikroskopische Aufnahme der abgeschiedenen PVD- Schichten. Die über den Kalottenschliff ermittelte Schichtdicke beträgt für CrAlN 3,7 µm, für ZrC g 2,1 µm und für WC/C 2,7 µm (vgl. Abbildung 27). Seite 36 von 149

CrAlN 100 µm ZrC g 100 µm WC/C 100 µm Abbildung 27: Kalottenschliffe der Schichtsysteme CrAlN (Schichtdicke 3,7 µm), ZrC g (Schichtdicke 2,1 µm) und WC/C (Schichtdicke 2,7 µm) 6.2 Rockwelleindringprüfung Abbildung 28 zeigt die lichtmikroskopischen Aufnahmen der Rockwelleindrücke auf den Schichtsystemen CrAlN, ZrC g und WC/C. Die Ergebnisse des Rockwelltests für CrAlN und WC/C sind HK1 und für ZrC g HK 1-2, welche sehr gute Haftung auf dem Substrat bedeuten. CrAlN 100 µm ZrC g 100 µm WC/C 100 µm Abbildung 28: Lichtmikroskopische Aufnahme der Rockwelleindrücke, von links nach rechts: CrAlN HK 1, ZrC g HK1-2, WC/C HK1 6.3 Scratchtest Die quantitative Beurteilung der Haftung mittels Scratchtest zeigt, dass kein Versagen des Schichtsystems CrAlN auf 16MnCr5E Proben bis 90 N zu erkennen ist. Dies spricht für eine sehr gute Schicht-/ Substrathaftung (Abbildung 29a). Die Versagensformen, welche auf den mit ZrC g beschichteten 16MnCr5E-Proben bei 25 N entstehen, entsprechen in ihrer Form plastischer Verformung und Rissbildung (L c1 ) bzw. Abplatzungen an den Ecken (L c2 ) (Abbildung 29b). Das Versagen auf den WC/C-beschichteten 16MnCr5E-Proben entsteht bei 80 N und entspricht der Versagensform L c3 Durchdringen der Schicht bis zum Grundwerkstoff in der Mitte (Abbildung 29c). Seite 37 von 149

a) b) c) 90 N 25N 80N CrAlN 10 µm ZrC g 10 µm WC/C 10 µm Abbildung 29: Lichtmikroskopische Aufnahme der Scratchspuren, von links nach rechts: CrAlN L c > 90 N, ZrC g L c : 25 N, WC/C L c : 80 N 6.4 Nanoindentation Die mittels Nanoindentation ermittelten mechanischen Eigenschaften der PVD-Schichten sind in Tabelle 10 zusammengestellt. Laut dieser Ergebnisse weist ZrC g die höchste Härte mit dem niedrigsten E-Modul auf. CrAlN weist eine niedrigere Härte mit dem höchsten E- Modul auf. Dies deutet auf eine höhere Sprödigkeit im Vergleich zu den Kohlenstoffschichten ZrC g und WC/C hin. WC/C zeigt im Vergleich zu ZrC g eine niedrigere Härte mit einem etwas höheren E-Modul. Tabelle 10: Die mechanischen Eigenschaften der PVD-Schichten CrAlN ZrC g WC/C Universalhärte [GPa] 13,1 ± 1 16,5 ± 1,2 9,6 ± 0,6 E-Modul [GPa] 305 ± 22 172 ± 15 211 ± 10 6.5 Ergebnisse der Kontaktwinkelmessungen In diesem Kapitel werden die ermittelten Oberflächenenergien der PVD-Schichten und Schmierstoffe dargestellt. 6.5.1 Oberflächenenergie der PVD-Schichten Abbildung 30 zeigt die Oberflächenenergie der PVD-Schichten. Das Schichtsystem CrAlN weist eine sehr niedrige Oberflächenenergie von ca. 35 mn/m und einen sehr geringen polaren Anteil auf. Dieses Verhalten kann anhand der keramischen Eigenschaften von CrAlN begründet werden, welche überwiegend aus Kovalentbindungen besteht [31]. Die Oberflächenenergie von ZrC g beträgt ca. 48 mn/m und ist somit höher als bei CrAlN und WC/C. Die hohe Oberflächenenergie mit einem niedrigen polaren Anteil kann mit der kohlenstoff- und wasserstoffreichen Decklage erklärt werden, die einen höheren Kovalentbindungsanteil aufweist [31]. Das Schichtsystem WC/C weist eine geringe niedrige Oberflächenenergie auf, die aber einen hohen polaren Anteil besitzt. Die Begründung dafür liegt in der Oberflächenchemie des Schichtsystems. Das WC/C-Schichtsystem besteht aus einer amorphen Kohlenstoffmatrix, in der nanokristalline WC-Körner eine Hexagonalstruktur bilden [30]. WC gehört zu der Gruppe metallischer Keramiken, welche auf Grund von metallischen Bindungen eine hohe Polarität aufweisen [31]. Seite 38 von 149

60 Oberflächenenergie [mn/m] 50 40 30 20 10 6,3 28,4 10,8 37,7 16,7 19,1 0 CrAlN ZrC g WC/C disperser Anteil [mn/m] polarer Anteil [mn/m] Abbildung 30: Die Oberflächenenergien der PVD-Schichten 6.5.2 Oberflächenenergie der Schmierstoffe Für die Bestimmung der physikalischen Wechselwirkungen zwischen Schmierstoffen und PVD-Beschichtungen ist deren Oberflächenenergie (OE) mit den dispersen und polaren Anteilen nötig. Hierfür wurde mittels Kontaktwinkelmessungen die Oberflächenenergie der 16 Schmierstoffe gemessen. Abbildung 31 bis Abbildung 34 zeigen die Oberflächenenergien der Schmierstoffe (Polyalphaolefin (PAO), Mineralöl (FVA2), TMP-Ester und Polyglycol (PG) mit und ohne Additive, Anglamol (S-P), 2-Ethylhexyl-ZnDTP (ZnDTP) und 2-Ethylhexyl- MoDTP (MoDTP)). Die Schmierstoffe besitzen eine Oberflächenenergie zwischen 25 und 30,3 mn/m. Durch die Additive ZnDTP und MoDTP ändert sich die Oberflächenenergie aller Schmierstoffe geringfügig, wobei die Zugabe von S-P die gesamte Oberflächenenergie reduziert. Dieses Verhalten kann anhand der guten Löslichkeit der Additive (S-P) in Schmierstoffen erklärt werden. Bis auf PG steigt das prozentuale Verhältnis von polarem Anteil mit der Zugabe von MoDTP und S-P Additive. Wird S-P Additiv mit PG gemischt, sinkt der polare Anteil des PG. Dies kann anhand der schlechten Löslichkeit des Additivs im PG erklärt werden. Seite 39 von 149

35,00 3 Oberflächenenergie [mn/m] 25,00 2 15,00 1 5,00 7,84 7,83 8,17 2 20,61 20,18 8,19 16,50 PAO PAO + ZnDTP PAO + MoDTP PAO+S-P Disperser Anteil [mn/m] Polarer Anteil [mn/m] Abbildung 31: Die Oberflächenenergie, sowie disperse und polare Anteile des PAO, PAO mit ZnDTP, PAO mit MoDTP und PAO mit S-P 35,00 3 Oberflächenenergie [mn/m] 25,00 2 15,00 1 5,00 7,05 21,88 4,74 24,54 6,64 22,52 6,78 19,90 FVA 2 FVA 2 +ZnDTP FVA 2 + MoDTP FVA2+S-P Disperser Anteil [mn/m] Polarer Anteil [mn/m] Abbildung 32: Die Oberflächenenergie, sowie disperse und polare Anteile des FVA2, FVA2 mit ZnDTP, FVA2 mit MoDTP und FVA2 mit S-P Seite 40 von 149

35,00 Oberflächenenergie [mn/m] 3 25,00 2 15,00 1 5,00 6,02 5,43 6,26 24,11 24,84 24,16 7,16 20,93 TMP 100% TMP+ZnDTP TMP+MoDTP TMP+S-P Disperser Anteil [mn/m] Polarer Anteil [mn/m] Abbildung 33: Die Oberflächenenergie, sowie disperse und polare Anteile des TMP-Esters, TMP-Ester mit ZnDTP, TMP-Ester mit MoDTP und TMP-Ester mit S-P 35,00 3 Oberflächenenergie [mn/m] 25,00 2 15,00 1 5,00 9,94 10,33 11,57 8,30 19,54 19,26 17,98 19,19 PG PG+ZnDTP PG+MoDTP PG+S-P Disperser Anteil [mn/m] Polarer Anteil [mn/m] Abbildung 34: Die Oberflächenenergie, sowie disperse und polare Anteile des PG, PG mit ZnDTP, PG mit MoDTP und PG mit S-P Seite 41 von 149

6.6 Benetzbarkeit von PVD-Schichten durch Schmierstoffe Abbildung 35 zeigt die Spreitungskoeffizienten auf den PVD-beschichteten Oberflächen. Die Spreitungskoeffizienten liegen zwischen 2,8 und 13,6 mn/m und sind alle positiv. Gemäß diesen Ergebnissen wird auf CrAlN eine gute Benetzbarkeit mit den Schmierstoffen PAO mit S-P Additiv, PAO mit ZNDTP und FVA2 mit S-P erwartet, wobei TMP-Ester eine schlechte Benetzung auf CrAlN aufweist. Im Vergleich zu CrAlN liefern die Schmierstoffe auf der ZrC g - Oberfläche höhere Spreitungskoeffizienten. Dieses Verhalten resultiert aus der vergleichsweise höheren Oberflächenenergie, welche mit der kohlenstoffreichen Decklage begründet werden kann. Andererseits wird ein großer Einfluss auf das tribologische Verhalten der nahe beieinander liegenden Spreitungskoefizienten nicht erwartet. Die Schmierstoffe weisen auf der WC/C-beschichteten Oberflächen kleinere Spreitungs-koeffizienten als auf ZrC g auf. Auf dieser Oberfläche besitzen die Schmierstoffe PAO mit ZnDTP und S-P Additive und PG ohne Additive die höchsten Spreitungskoeffizienten. Die unlegierten Schmierstoffe FVA2 und TMP-Ester liefern die niedrigsten Spreitungs-koeffizienten, weshalb auf den WC/C- Oberflächen mit diesen Schmierstoffen eine etwas ungünstigere Benetzung erwartet wird. 25 Spreitungskoeffizienten [mn/m] 20 15 10 5 0 CrAlN WC/C ZrC g 16MnCr5 FVA2+S-P PAO + ZnDTP PAO+S-P TMP+ZnDTP PG 100% PG+MoDTP PAO 100% FVA2 100% TMP 100% Abbildung 35: Spreitungskoeffizienten der Schmierstoffe auf den Oberflächen Neben dem Spreitungskoeffizienten hat die Adhäsionsenergie zwischen einem Schmierstoff und der tribologisch beanspruchten Oberfläche laut Rabinowicz [32] eine große Bedeutung. Für einen guten Schmierungseffekt muss die Adhäsionsenergie möglichst hoch sein. Hierfür wurden ebenfalls die Adhäsionsenergien bestimmt (s. Abbildung 36). Die Adhäsionsenergien zwischen den Schmierstoffen und PVD-Beschichtungen liegen zwischen 56,8 und 67,6 mn/m. Abhängig von den Oberflächenenergien der PVD-Beschichtungen besitzt ZrC g im Vergleich höhere Adhäsionsenergien als CrAlN und WC/C. Dennoch sind die Unterschiede zwischen den Adhäsionsenergien von CrAlN und WC/C mit gleichen Schmierstoffen nicht groß, weshalb kein großer Unterschied im tribologischen Verhalten zu erwarten ist. Seite 42 von 149

Adhäsionsenergien [mn/m] 80 70 60 50 40 30 20 10 0 CrAlN WC/C ZrC g 16MnCr5 FVA2+S-P PAO + ZnDTP PAO+S-P TMP+ZnDTP PG 100% PG+MoDTP PAO 100% FVA2 100% TMP 100% Abbildung 36: Adhäsionsenergien der Schmierstoffe auf den Oberflächen 6.7 Ergebnisse der tribologischen Untersuchungen im Pin-on-Disk-Tribometer In diesem Kapitel werden die erzielten Ergebnisse der tribologischen Untersuchungen der PVD-Schichten mit Schmierstoffen im Pin-on-Disk-Tribometer vorgestellt. Die Ergebnisse der tribologischen Untersuchungen beinhalten die Reibwertverläufe und Verschleißuntersuchungen. 6.7.1 Reibungskoeffizienten Die Reibwertverläufe der mit CrAlN, WC/C und ZrC g -beschichteten sowie der unbeschichteten 16MnCr5E-Proben aus dem Pin-on-Disk-Tribometer mit unadditiviertem FVA2-Öl sind in Abbildung 37 zusammen dargestellt. Aus diesen Verläufen ist die Veränderung des Reibwerts für beschichtete und unbeschichtete Oberflächen zu erkennen. Der Reibwertverlauf von CrAlN zeigt am Anfang einen Anstieg, der ab ca. 50 m wieder sinkt und bleibt ca. ab 300 m unverändert. Der Reibwertverlauf auf WC/C bleibt bis ca. 80 m konstant, der aber anschließend kurzzeitig ansteigt und sinkt. Nach dieser Schwingung siedelt sich der Reibwert wieder auf dem Anfangswert an. Der Reibwertverlauf auf ZrC g zeigt am Anfang einen leichten Anstieg, der danach ca. 800 m unverändert bleibt und ab ca. 900 m wieder leicht ansteigt. Der Reibwertverlauf auf 16MnCr5E unterscheidet sich deutlich von denen auf PVD-Beschichtungen. Der Reibwert sinkt am Anfang wegen der Glättung der Gegenkörperoberfläche. Ab ca. 300 m zeigt der Reibwertverlauf einen leicht steigenden Charakter, der sich ab 900 m verändert und sprungartig auf einen Reibwert von 0,14 steigt. Eine Erklärung für dieses Verhalten ist die Übertragung des Grundkörpermaterials auf den Gegenkörper aufgrund des adhäsiven Verschleißes. Diese Übertragung sorgt für den rasanten Anstieg. Seite 43 von 149

Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 CrAlN 0.06 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 WC/C 0.06 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 ZrC 0.04 g 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12.1 0.08 0.06 unbeschichtet 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Temperatur Lineare Geschwindigkeit Maximale Hertz sche Pressung Gegenkörper Verschleißradius Laufweg 90 ± 5 C m/s 1000 MPa Si 3 N 4 2,5 mm 1000 m Abbildung 37: Reibwertverlauf der PVD-Beschichtungen und der unbeschichteten Probe mit FVA2 im Pin-on-Disk-Tribometer Die mittleren Reibwerte sind in Tabelle 11 zusammengefasst. Die mittleren Reibwerte für WC/C und die unbeschichtete Probe sind am niedrigsten, während CrAlN einen ca. 20% und ZrC g einen ca. 10% höheren Reibwert für den gleichen Schmierstoff aufweist. Tabelle 11: Mittlerer Reibwert der Oberflächen mit FVA2 im Pin-on-Disk-Tribometer CrAlN WC/C ZrC g 16MnCr5E Mittlerer Reibwert µ 0,12 0,11 Abbildung 38 zeigt die Reibwertverläufe der PVD-Beschichtungen und der unbeschichteten 16MnCr5E-Probe mit FVA2 + S-P. Laut diesen Ergebnissen fällt abgesehen von ZrC g kein unterschiedliches Reibverhalten zwischen den beschichteten Oberflächen und der unbeschichteten Stahloberfläche auf. Der Reibwert auf CrAlN, WC/C und der unbeschichteten Probe sinkt während der Untersuchungen leicht und ihr Verlauf ist glatt, während der Reibwert auf ZrC g ansteigt und einen rauen Verlauf aufweist. Der Reibwertanstieg kann aus dem gradierten Aufbau des Schichtsystems entstanden sein. Der Reibwertverlauf verstärkt diese Vermutung, sodass der raue Verlauf auf ein Abtragen der Schicht hindeutet. Seite 44 von 149

Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 CrAlN 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 WC/C 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 ZrC g 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12.1 0.08 0.06 unbeschichtet 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Temperatur Lineare Geschwindigkeit Maximale Hertz sche Pressung Gegenkörper Verschleißradius Laufweg 90 ± 5 C m/s 1000 MPa Si 3 N 4 2,5 mm 1000 m Abbildung 38: Reibwertverlauf der PVD-Beschichtungen und der unbeschichteten Probe mit FVA2 + S-P im Pin-on-Disk-Tribometer Die mittleren Reibwerte (s. Tabelle 12) auf allen Oberflächen sind vergleichbar, so dass ein Einfluss der Oberfläche auf das tribologische Verhalten mit diesem Schmierstoff ausgeschlossen werden kann. Der Zusatz des Additivs S-P in FVA2 führt zu einer Senkung des mittleren Reibwerts auf CrAlN und 16MnCr5E, wohingegen der Einfluss auf die kohlenstoffbasierten Schichten WC/C und ZrC g eher gering ist. Tabelle 12: Mittlerer Reibwert der Oberflächen mit FVA2 + S-P im Pin-on-Disk- Tribometer CrAlN WC/C ZrC g 16MnCr5E Mittlerer Reibwert µ In Abbildung 39 sind die Reibwertverläufe der Oberflächen mit PG ohne Additiv zusammen dargestellt. Im Vergleich zum FVA2 mit S-P Additiv unterscheiden sich die Reibwertverläufe der Oberflächen. Der Reibwertverlauf auf CrAlN und ZrC g zeigt Schwingungen, wobei der Reibwertverlauf auf WC/C und 16MnCr5E relativ konstant bleibt. Diese Schwingungen deuten auf einen Übertrag des Schichtmaterials auf den Gegenkörper, was auf einen hohen adhäsiven Verschleiß hindeutet [33]. Seite 45 von 149

Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 CrAlN 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 WC/C 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 ZrC g 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12.1 0.08 0.06 unbeschichtet 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 Laufweg [m] 800 1000 Reibungskoeffizient µ Temperatur Lineare Geschwindigkeit Maximale Hertz sche Pressung Gegenkörper Verschleißradius Laufweg 90 ± 5 C m/s 1000 MPa Si 3 N 4 2,5 mm 1000 m Abbildung 39: Reibwertverlauf der PVD-Beschichtungen und unbeschichteten Probe mit PG ohne Additiv im Pin-on-Disk-Tribometer Das unadditivierte Polyglycol liefert einen niedrigeren mittleren Reibwert auf CrAlN. Hingegen zeigen ZrC g und WC/C etwas höhere mittlere Reibwerte als der unbeschichtete 16MnCr5E. Tabelle 13: Mittlerer Reibwert der Oberflächen mit PG im Pin-on-Disk-Tribometer CrAlN WC/C ZrC g 16MnCr5E Mittlerer Reibwert µ 0,12 0,12 Abbildung 40 zeigt den Reibwertverlauf der PVD-Beschichtungen und der unbeschichteten Probe mit PG + MoDTP. Bis auf CrAlN ist auffällig, dass der Reibwert einen Anstieg im Verlauf der Messung aufweist. Dieser Verlauf ist untypisch für die Untersuchungen im Pinon-Disk-Tribometer, da der Reibwert üblicherweise wegen der Oberflächenrauheit am Anfang hoch ist und im weiteren Verlauf durch die Glättung der Oberfläche sinkt. Dieser Einfluss ist mit der Zugabe von MoDTP auffälliger. Dieses Additiv ist ein Reibungsveränderer, womit die Senkung des Reibwerts zu erwarten ist. Dennoch steigt der mittlere Reibwert auf CrAlN und ZrC g mit der Zugabe des Additivs in PG. Seite 46 von 149

Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 CrAlN 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 WC/C 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,16 0.16 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 ZrC g 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12.1 0.08 0.06 unbeschichtet 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 Laufweg [m] 800 1000 Reibungskoeffizient µ Temperatur Lineare Geschwindigkeit Maximale Hertz sche Pressung Gegenkörper Verschleißradius Laufweg 90 ± 5 C m/s 1000 MPa Si 3 N 4 2,5 mm 1000 m Abbildung 40: Reibwertverlauf der PVD-Beschichtungen und unbeschichteten Probe mit PG + MoDTP im Pin-on-Disk-Tribometer Die mittleren Reibwerte (s. Tabelle 14) sind vergleichbar und variieren zwischen 0,12 und 0,15. Der Anstieg des mittleren Reibwerts durch die Additivierung des PG mit MoDTP ist dennoch auffällig für die PVD-Beschichtungen CrAlN und ZrC g. Tabelle 14: Mittlerer Reibwert der Oberflächen mit PG + MoDTP im Pin-on-Disk- Tribometer CrAlN WC/C ZrC g 16MnCr5E Mittlerer Reibwert µ 0,12 0,12 0,15 0,13 Abbildung 41 zeigt die Reibwertverläufe der PVD-beschichteten und der unbeschichteten Oberflächen mit PAO ohne Additiv. Während die Reibwerte auf CrAlN, WC/C und ZrC g über den Laufweg steigen, sinkt der Reibwert auf dem unbeschichteten 16MnCr5E im weiteren Verlauf. Die Senkung des Reibwerts liegt an der Glättung der Gegenkörperoberfläche. Obwohl dieser Schmierstoff kein Additiv enthält, liefert er auf der 16MnCr5E-Oberfläche einen wesentlich geringeren Reibwert als auf der PVD-beschichteten Oberfläche. Dennoch steigt der Reibwert während der Untersuchung bei 300 m und 500 m. Dieser Anstieg liegt an dem adhäsiven Verschleiß des unbeschichteten 16MnCr5E, der kurzzeitig für einen höheren Festkörperkontakt und somit für den Anstieg des Reibwerts sorgt. Die glatteren Reibwertverläufe auf den PVD-Schichten deuten auf eine bessere Trennung der Tribopaarungen durch Schmierstoffe. Seite 47 von 149

Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 CrAlN 0.06 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 WC/C 0.06 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 ZrC g 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12.1 0.08 0.06 unbeschichtet 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Temperatur Lineare Geschwindigkeit Maximale Hertz sche Pressung Gegenkörper Verschleißradius Laufweg 90 ± 5 C m/s 1000 MPa Si 3 N 4 2,5 mm 1000 m Abbildung 41: Reibwertverlauf der PVD-Beschichtungen und der unbeschichteten Probe mit PAO im Pin-on-Disk-Tribometer Die mittleren Reibwerte (siehe Tabelle 15) der PVD-Schichten liegen nah beieinander und sind teilweise um 50% höher als auf der unbeschichteten 16MnCr5E-Oberfläche. Tabelle 15: Mittlerer Reibwert der Oberflächen mit PAO im Pin-on-Disk-Tribometer CrAlN WC/C ZrC g 16MnCr5E Mittlerer Reibwert µ 0,13 0,12 0,11 Eine Mischung des PAO mit dem Additiv S-P verbessert das Triboverhalten der beschichteten und der unbeschichteten Oberflächen im Pin-on-Disk-Tribometer (siehe Abbildung 42). Der Reibwert für CrAlN nähert sich am Ende des Verlaufs. Auch auf WC/C erreicht der Reibwert zeitweise, steigt aber wieder auf. Die Reibwertverläufe auf ZrC g und 16MnCr5E bleiben für den gesamten Laufweg ungefähr konstant, wobei nach Godfrey [33] die Oszillationen in dem Reibwertverlauf für ZrC g auf hohen Abtrag der Schicht hindeuten. Seite 48 von 149

Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 CrAlN 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 0.04 WC/C 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 0.04 ZrC g 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12.1 0.08 0.06 0.04 unbeschichtet 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Temperatur Lineare Geschwindigkeit Maximale Hertz sche Pressung Gegenkörper Verschleißradius Laufweg 90 ± 5 C m/s 1000 MPa Si 3 N 4 2,5 mm 1000 m Abbildung 42: Reibwertverlauf der PVD-Beschichtungen und der unbeschichteten Probe mit PAO + S-P im Pin-on-Disk-Tribometer Die Verbesserung des Reibverts durch Zugabe des S-P-Additivs im Vergleich zum unadditiviertem Schmierstoff beträgt für CrAlN fast 50% und für WC/C 40%, während sie für ZrC g und die unbeschichtete Oberfläche sehr geringfügig ist (Tabelle 16). Tabelle 16: Mittlerer Reibwert der Oberflächen mit PAO + S-P im Pin-on-Disk-Tribometer CrAlN WC/C ZrC g 16MnCr5E Mittlerer Reibwert µ Die Zugabe von ZnDTP ins PAO hat eine negative Auswirkung auf das Reibverhalten aller Oberflächen (s. Abbildung 43). Seite 49 von 149

Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 CrAlN 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 WC/C 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 ZrC g 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12.1 0.08 0.06 unbeschichtet 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Temperatur Lineare Geschwindigkeit Maximale Hertz sche Pressung Gegenkörper Verschleißradius Laufweg 90 ± 5 C m/s 1000 MPa Si 3 N 4 2,5 mm 1000 m Abbildung 43: Reibwertverlauf der PVD-Beschichtungen und der unbeschichteten Probe mit PAO + ZnDTP im Pin-on-Disk-Tribometer Die Zugabe des Additivs ZnDTP in PAO ändert das tribologische Verhalten der Beschichtungen im Pin-on-Disk-Tribometer, sodass die Reibwerte im Gegensatz zu den Ergebnissen mit S-P Additiv für alle Oberflächen steigen (s. Tabelle 17). Wenn die Reibwerte von PAO mit ZnDTP mit unadditiviertem PAO verglichen werden, ist der Anstieg der Reibwerte für CrAlN, WC/C und ZrC g nur gering. Der Anstieg des Reibwerts für den unbeschichteten 16MnCr5E beträgt ca. 50%. Tabelle 17: Mittlerer Reibwert der Oberflächen mit PAO + ZnDTP im Pin-on-Disk- Tribometer CrAlN WC/C ZrC g 16MnCr5E Mittlerer Reibwert µ 0,14 0,12 0,13 0,13 Wird TMP anstelle von PAO als Grundöl eingesetzt, ist ein besseres tribologisches Verhalten erkennbar als mit ZnDTP-additiviertem PAO. Die Reibwertverläufe (Abbildung 44) für CrAlN, WC/C und den unbeschichteten 16MnCr5E sind vergleichbar mit den bisherigen Ergebnissen, wobei sich der Reibwertverlauf auf ZrC g davon unterscheidet. Während des Verlaufs treten Schwankungen auf, welche durch das Verschleißverhalten der gradierten Struktur erklärt werden kann. Seite 50 von 149

Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 CrAlN 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0,12 WC/C 0 200 400 600 Laufweg [m] 800 1000 Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0.12 0,12 0.1 0.08 0.06 ZrC g 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 unbeschichtet 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Temperatur Lineare Geschwindigkeit Maximale Hertz sche Pressung Gegenkörper Verschleißradius Laufweg 90 ± 5 C m/s 1000 MPa Si 3 N 4 2,5 mm 1000 m Abbildung 44: Reibwertverlauf der PVD-Beschichtungen und unbeschichteten Probe mit TMP + ZnDTP im Pin-on-Disk-Tribometer Die mittleren Reibwerte der oben dargestellten Verläufe sind in Tabelle 18 zusammengefasst. Gemäß den Ergebnissen liefert TMP mit ZnDTP auf WC/C und 16MnCr5E die niedrigsten Reibwerte. Tabelle 18: Mittlerer Reibwert der Oberflächen mit TMP + ZnDTP im Pin-on-Disk- Tribometer CrAlN WC/C ZrC g 16MnCr5E Mittlerer Reibwert µ 0,11 In Abbildung 45 sind die Reibwertverläufe der Oberflächen mit dem unadditiverten TMP- Ester dargestellt. Die Verläufe auf CrAlN und ZrC g zeigen, dass trotz der niedrigeren Reibwerte die Verläufe uneben sind. Dies lässt nach Godfrey [33] auf einen erhöhten Schichtabtrag schließen. Der Reibwertverlauf auf WC/C zeigt eine weitere Senkung des Reibwerts, der am Ende des Laufwegs weniger als erreicht. Seite 51 von 149

Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 CrAlN 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 WC/C 0.08 0.06 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 0.04 ZrC g 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12.1 0.08 0.06 0.04 unbeschichtet 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Temperatur Lineare Geschwindigkeit Maximale Hertz sche Pressung Gegenkörper Verschleißradius Laufweg 90 ± 5 C m/s 1000 MPa Si 3 N 4 2,5 mm 1000 m Abbildung 45: Reibwertverlauf der PVD-Beschichtungen und der unbeschichteten Probe mit TMP-Ester im Pin-on-Disk-Tribometer Die mittleren Reibwerte der oben dargestellten Verläufe sind in Tabelle 19 zusammengefasst. Mit dem unaddivierten TMP-Ester liefern WC/C und der unbeschichtete 16MnCr5E die niedrigsten Reibwerte, wobei der Reibwertverlauf auf WC/C eine weitere Verringerung zeigt. Tabelle 19: Mittlerer Reibwert der Oberflächen mit TMP in Pin-on-Disk-Tribometer CrAlN WC/C ZrC g 16MnCr5E Mittleren Reibwert µ Zuletzt sind die Oberflächen im Pin-on-Disk-Tribometer ohne Schmierstoff untersucht worden. Dabei konnte festgestellt werden, wie Schmierstoffe das tribologische Verhalten der PVD-Beschichtungen beeinflussen. Auf Grund des hohen Reibwerts des unbeschichteten 16MnCr5E, der zum Abbruch der Messung geführt hat, konnte hierfür keine Referenzmessung durchgeführt werden. Die Reibwertverläufe (s. Abbildung 46) betonen die zwei unterschiedlichen Verhaltensweisen von PVD-Beschichtungen. CrAlN liefert im ungeschmierten Kontakt einen sehr hohen Reibwert, der während des gesamten Verlaufs konstant bleibt. Im Gegensatz dazu liefern WC/C und ZrC g sehr niedrige Reibwerte mit einem sinkenden Verlauf. Dieses Verhalten ist typisch für DLC-Schichten, die im ungeschmierten Kontakt als Festschmierung funktionieren können. Dies ermöglicht unter Mangelschmierung ein sehr gutes Triboverhalten mit geringem Verschleiß. Dennoch deuten Seite 52 von 149

die Oszillationen des Reibwertverlaufs auf einen Übertrag des Schichtmaterials auf den Gegenkörper, weshalb ein höherer volumetrischer Verschleiß als im geschmierten Kontakt zu erwarten ist. Reibungskoeffizient µ 0.9 0.8 0.7 0.6 0.5 CrAlN 0.4 0.3 0.2 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 0.08 0.06 0.04 WC/C 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Reibungskoeffizient µ 0,14 0.14 0,12 0.12 0.1 ZrC 0.08 g 0.06 0.04 0.02 0 200 400 Laufweg [m] 600 800 1000 Laufweg [m] Reibungskoeffizient µ Temperatur Lineare Geschwindigkeit Maximale Hertz sche Pressung Gegenkörper Verschleißradius Laufweg 90 ± 5 C m/s 1000 MPa Si 3 N 4 2,5 mm 1000 m Abbildung 46: Reibwertverlauf der PVD-Beschichtungen ohne Schmierstoff im Pin-on-Disk- Tribometer Die mittleren Reibwerte (s.tabelle 20) der PVD-Schichten verdeutlichen, dass die gemeinsame Nutzung der Schmierstoffe mit CrAlN und WC/C eine weitere Reduzierung des Reibwerts ermöglicht. Dagegen liefert ZrC g höhere Reibwerte mit Schmierstoffen als ohne Schmierstoff. Dennoch zeigen diese Ergebnisse, dass die Kompatibilität des Schmierstoffs auf beschichteten Oberflächen ein sehr wichtiger Faktor für die Optimierung eines Tribosystems ist. Tabelle 20: Mittlerer Reibwert der Oberflächen ohne Schmierstoff im Pin-on-Disk- Tribometer CrAlN WC/C ZrC g 16MnCr5E Mittlerer Reibwert µ 0,75-6.7.2 Verschleißuntersuchungen Abbildung 47 zeigt die Verschleißraten der Prüfkörper aus den tribologischen Untersuchungen im Pin-on-Disk-Tribometer, ermittelt durch ein Weißlichtinterferometer. Wenn die Verschleißraten von 16MnCr5E mit den beschichteten Oberflächen verglichen werden, fällt auf, dass der 16MnCr5E mit allen Schmierstoffen gleiche oder kleinere Seite 53 von 149

Verschleißraten als die PVD-Beschichtungen besitzt (abgesehen von PG). Die ermittelten Verschleißraten für die Grundöle, FVA2, PAO, PG und TMP-Ester auf den PVD- Beschichtungen zeigen, dass die Verschleißraten für die ZrC g und WC/C ohne Zusatz von Additiven wesentlich höher sind als mit Additiven. Dahingegen besitzt das CrAlN mit Grundölen, FVA2 und PAO vergleichbare Verschleißraten mit den additivhaltigen Schmierstoffen. Die Verschleißrate mit TMP-Ester ohne Additiv ist auf PVD-Beschichtungen sehr hoch, während sie auf dem unbeschichteten 16MnCr5E sehr niedrig ist. Wenn TMP- Ester mit ZnDTP additiviert wird, nimmt die Verschleißrate auf WC/C enorm ab, hingegen erhöht dieses Additiv die Verschleißrate auf CrAlN. Das gleiche Additiv reduziert in PAO den Verschleiß für PVD-Beschichtungen und 16MnCr5E. Eine weitere Verbesserung der Verschleißbeständigkeit liefert PAO, wenn dieser Schmierstoff mit dem Additiv S-P gemischt wird. Außerdem ist die Verschleißrate für FVA2 mit S-P sehr niedrig, was auf einen Einfluss des Additivs auf das Verschleißverhalten hindeutet. Abbildung 47: Verschleißrate der PVD-beschichteten und unbeschichteten Oberflächen aus dem Pin-on-Disk-Tribometer Der volumetrische Verschleiß auf den Gegenkörpern ist teilweise nicht erkennbar oder sehr gering, sodass er vernachlässigt werden kann. 6.7.3 Fazit Die Untersuchungen im Pin-on-Disk-Tribometer zeigen, dass konventionelle Schmierstoffe ein sehr gutes tribologisches Verhalten auf unbeschichteten 16MnCr5E ermöglichen. Dieses Ergebnis wurde erwartet, da die Schmierstoffe und deren Additive seit Jahrzehnten für Metalloberflächen optimiert wurden. Ein wesentliches Ergebnis ist aber auch, dass auch auf beschichteten Oberflächen ein niedrigerer Reibwert mit geringem Verschleiß mit konventionellen Schmierstoffen erzielt werden kann. Eine andere Erkenntnis ist, dass aus den Reibwertverläufen keine Schlussfolgerungen auf dem Verschleiß gezogen werden können. Als Beispiel sind die Verläufe von PAO + ZnDTP Seite 54 von 149

und TMP + ZnDTP genannt. Obwohl der Reibwertverlauf mit TMP + ZnDTP niedriger als PAO + ZnDTP ist, ist der volumetrische Verschleiß mit TMP + ZnDTP um das zehnfache höher mit PAO + ZnDTP. 6.8 Ergebnisse der tribologischen Untersuchungen am Zweischeibenprüfstand In diesem Kapitel werden die Ergebnisse der tribologischen Untersuchungen im Zweischeibenprüfstand vorgestellt. 6.8.1 Scheibenoberflächen In Abbildung 48 ist zu erkennen, dass bei den unbeschichteten Scheiben durch den Einlauf eine Einglättung der Scheibenlaufflächen um ca. 30% stattgefunden hat. Diese Einglättung ist bei den Einläufen mit den Ölen FVA2A, PAOA, PG, PG3580, TMP3180, PAO3180 und FVA2 identisch und bleibt während der anschließend durchgeführten Prüfläufe nahezu unverändert. Rauheit Ra [µm] 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 unbeschichtete Scheiben FVA2A PG TMP3180 FVA2 PAOA PG3580 PAO3180 0,1 0 ungelaufen Einlauf Prüflauf Abbildung 48: Mittlere Rauheit der unbeschichteten Scheibenpaare Nach den Versuchsläufen mit den Ölen FVA2A, PAOA, PG, PG3580, TMP3180, PAO3180 und FVA2 zeigen die Laufflächen der unbeschichteten Scheiben, welche jeweils nur für ein Öl verwendet wurden, keine optische Veränderung gegenüber dem Zustand nach dem Einlauf. Exemplarische Flankenphotos unbeschichteter Scheiben sind in Abbildung 49 bis Abbildung 52 für den Einlauf mit dem Öl PAOA sowie den Prüflauf mit dem Öl PAO3180 gegeben. Seite 55 von 149

Abbildung 49: Obere Scheibe SP4, unbeschichtet, PAOA, Einlauf Abbildung 50: Untere Scheibe SP4, unbeschichtet, PAOA, Einlauf Abbildung 51: Obere Scheibe SP12, unbeschichtet, PAO3180, Prüflauf Abbildung 52: Untere Scheibe SP12, unbeschichtet, PAO3180, Prüflauf Abbildung 53 zeigt, dass bei den WC/C-beschichteten Scheiben die Einglättung der Scheibenlaufflächen durch den Einlauf ca. 45% beträgt und somit stärker ausgeprägt ist als bei den unbeschichteten Scheiben. Während des ersten Prüflaufs mit dem Öl FVA2A findet eine weitere Einglättung der Scheibenlaufflächen statt, welche bei den nachfolgenden Prüfläufen mit den Ölen PAOA, PG, PG3580, TMP3180, PAO3180 und FVA2 nahezu unverändert bleibt. Seite 56 von 149

Rauheit Ra [µm] 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 WC/C-beschichtete Scheiben FVA2A PG TMP3180 FVA2 PAOA PG3580 PAO3180 0,1 0 ungelaufen Einlauf Prüflauf Abbildung 53: Mittlere Rauheit der WC/C-beschichteten Scheibenpaare Bei allen WC/C-beschichteten Scheiben traten im Einlauf jeweils an zwei gegenüberliegenden Stellen des Umfangs helle Stellen auf, welche auch während den nacheinander an diesen Scheiben durchgeführten Prüfläufen mit den Ölen FVA2A, PAOA, PG, PG3580, TMP3180, PAO3180 und FVA2 unverändert blieben. Die hellen Stellen auf den Scheibenlaufflächen sind auf die gradierte Zusammensetzung der WC/C-Schicht zurückzuführen. Siehe hierzu exemplarisch Abbildung 54 bis Abbildung 57. Abbildung 54: Obere Scheibe SP1, Schicht WC/C, FVA2A, Einlauf Abbildung 55: Untere Scheibe SP1, Schicht WC/C, FVA2A, Einlauf Seite 57 von 149

Abbildung 56: Obere Scheibe SP1, Schicht WC/C, PAO3180, Prüflauf Abbildung 57: Untere Scheibe SP1, Schicht WC/C, PAO3180, Prüflauf Die Schicht CrAlN aus dem ersten Beschichtungsprozess war bereits beim Einlauf der Scheiben mit dem Öl FVA2A abgetragen worden. Siehe hierzu Abbildung 61 und Abbildung 59. Abbildung 58: Obere Scheibe SP1, Schicht CrAlN, FVA2A, Einlauf Abbildung 59: Untere Scheibe SP1, Schicht CrAlN, FVA2A, Einlauf Diese Scheiben wurden nochmals überschliffen und erneut beschichtet. Die CrAlNbeschichteten Scheiben des wiederholten Beschichtungsprozesses zeigen nun gute Schichthaftung im Einlauf mit dem Öl FVA2A und können für Prüfläufe zur Reibungszahlmessung verwendet werden. Siehe hierzu auch Abbildung 61 und Abbildung 62. Bei den CrAlN-beschichteten Scheiben werden die Scheibenlaufflächen durch den Einlauf um ca. 50 % eingeglättet und somit stärker als bei den unbeschichteten Scheiben. Während den nacheinander an diesen Scheiben mit den Ölen FVA2A, PAOA, PG, PG3580, TMP3180, PAO3180 und FVA2 durchgeführten Prüfläufen bleibt die Rauheit der Scheibenlauffläche unverändert. Siehe Abbildung 60. Seite 58 von 149

Rauheit Ra [µm] 0,6 0,5 0,4 0,3 0,2 CrAlN-beschichtete Scheiben FVA2A PG TMP3180 FVA2 PAOA PG3580 PAO3180 0,1 0 ungelaufen Einlauf Prüflauf Abbildung 60: Mittlere Rauheit der CrAlN-beschichteten Scheibenpaare Abbildung 61 und Abbildung 62 zeigen, dass die Schicht CrAlN im Einlauf gut gehaftet hat und feine Poren aufweist. Die Poren sind bei den beiden verwendeten CrAlN-beschichteten Scheibenpaaren unterschiedlich stark ausgeprägt, außerdem nicht gleichmäßig über den Umfang verteilt. Die dargestellten Photos zeigen stets eine starke Porenbildung. Während den nacheinander an diesen Scheiben mit den Ölen FVA2A, PAOA, PG, PG3580, TMP3180, PAO3180 und FVA2 durchgeführten Prüfläufen bleibt die Scheibenlauffläche unverändert. Siehe hierzu exemplarisch Abbildung 63 bis Abbildung 64. Abbildung 61: Obere Scheibe SP2a, Schicht CrAlN, FVA2A, Einlauf Abbildung 62: Untere Scheibe SP2a, Schicht CrAlN, FVA2A, Einlauf Seite 59 von 149

Abbildung 63: Obere Scheibe SP2a, Schicht CrAlN, PAO3180, Prüflauf Abbildung 64: Untere Scheibe SP2a, Schicht CrAlN, PAO3180, Prüflauf Da die mit den CrAlN-beschichteten Scheibenpaaren durchgeführten Reibungszahlmessungen keine größeren Streuungen aufweisen als bei Prüfläufen mit unbeschichteten oder WC/C-beschichteten Scheiben, kann daraus geschlossen werden, dass die Anzahl der Poren keinen Einfluss auf die Reibungszahl hat. Siehe hierzu die einzelnen Messungen im Anhang. Außerdem wurden noch zwei ungelaufene CrAlN-beschichteten Scheibenpaare hinsichtlich Poren untersucht. Diese zeigen deutlich weniger und nur kleinste Poren im Vergleich zu den gelaufenen Scheibenpaaren, weisen aber zusätzlich Unregelmäßigkeiten (dunklere Stellen) in der aufgebrachten Beschichtung auf. Es ist also möglich, dass sich aus diesen Unregelmäßigkeiten im Laufe des Einlaufes noch Poren entwickeln. Siehe hierzu Abbildung 65 und Abbildung 66. Abbildung 65: exemplarische Scheibe, Schicht CrAlN, ungelaufen Abbildung 66: exemplarische Scheibe, Schicht CrAlN, PAO3180, Prüflauf Bei den Scheiben mit der Schicht ZrC g des ersten Beschichtungsprozesses kam es bei den beiden durchgeführten Einläufen zum Abplatzen der Beschichtung. Diese ist bei den ZrC g - beschichteten Scheiben in Abbildung 67 und Abbildung 68 am Ende des Einlaufs komplett abgetragen, bei denen in Abbildung 69 und Abbildung 70 teilweise. Seite 60 von 149

Abbildung 67: Obere Scheibe SP1, Schicht ZrC g, FVA2A, Einlauf Abbildung 68: Untere Scheibe SP1, Schicht ZrC g, FVA2A, Einlauf Abbildung 69: Obere Scheibe SP2, Schicht ZrC g, FVA2A, Einlauf Abbildung 70: Untere Scheibe SP2, Schicht ZrC g, FVA2A, Einlauf Daher wurden auch diese Scheiben nochmals überschliffen und erneut mit der Schicht ZrC g beschichtet. Es wurden drei Scheibenpaare in drei unterschiedlichen Beschichtungsprozessen mit der Schicht ZrC g beschichtet, welche alle im darauffolgenden Einlauf mangelhafte Schichthaftung zeigten. Siehe hierzu exemplarisch Abbildung 71 und Abbildung 72. Abbildung 71: Obere Scheibe SP1a, Schicht ZrC g, FVA2A, Einlauf Abbildung 72: Untere Scheibe SP1a, Schicht ZrC g, FVA2A, Einlauf Seite 61 von 149

Für eine mit ZrC g -beschichtete Scheibe, bei welcher die Beschichtung durch den Einlauf abgetragen worden war, wurde an der Scheibenlauffläche eine EDX-Messung durchgeführt. Als Referenz wurde auch das Grundmaterial der Scheibe mittels einer EDX-Messung analysiert. Siehe Abbildung 73 und Abbildung 74. Seite 62 von 149

Abbildung 73: EDX-Messung, Grundmaterial der Scheibe Abbildung 74: EDX-Messung, Scheibenlauffläche mit abgetragener Schicht ZrC g Seite 63 von 149

Während das Grundmaterial überwiegend Fe aufweist, ist in allen Bereichen der Scheibenlauffläche trotz teilweise abgeplatzter ZrC g -Beschichtung nahezu kein Fe vorhanden. Folglich hat sich die ZrC g -Schicht nicht vollständig von der Scheibenlauffläche gelöst und das Schichthaftungsproblem liegt nicht zwischen Schicht und Substrat, sondern im Schichtaufbau selbst. Dies wird dadurch bestätigt, dass die Scheibenlauffläche in den hellen Bereichen, in welchen es zum Abplatzen der ZrC g -Schicht gekommen war, deutlich Zr aufweist. Hingegen ist in den dunklen Bereichen, in welchen die ZrC g -Schicht noch vollständig vorhanden ist, der Anteil an Zr geringer, was auf das zusätzliche Vorhandensein von C hindeutet, denn die ZrC g -Schicht ist mit C gradiert, dessen Gehalt zur Oberfläche der Beschichtung hin zunimmt, während der Gehalt an Zr abnimmt. Zusätzlich wurde ein sechstes Scheibenpaar in einem weiteren Beschichtungsprozess mit der Schicht ZrC g beschichtet. Auch dieses zeigt bereits im Einlauf Schichtversagen. Siehe hierzu Abbildung 75 und Abbildung 76. Abbildung 75: Obere Scheibe SP3, Schicht ZrC g, FVA2A, Einlauf Abbildung 76: Untere Scheibe SP3, Schicht ZrC g, FVA2A, Einlauf 6.8.2 Reibungszahlmessungen Für jeden Versuchsschmierstoff wurden in Paarung mit den verschiedenen Schichtsystemen Reibungszahlfelder sowohl für die Hertzschen Pressungen p H von 600 N/mm², 1000 N/mm² und 1300 N/mm² bei einer Öltemperatur ϑ Öl von 90 C sowie bei einer Hertzschen Pressung p H von 1000 N/mm² für eine erhöhte Öltemperatur ϑ Öl von 110 C erstellt. Jedes Reibungszahlfeld beinhaltet die Reibungszahl für Summengeschwindigkeiten von 1 m/s bis 16 m/s bei einem von 1 % bis 50 % variierten Schlupf. Das Reibungszahlfeld enthält die an jeweils zwei Scheibenpaaren für die verschiedenen Versuchsbedingungen bestimmten Messpunkte, aus welchen die jeweiligen Reibungszahlkurven ab einem Schlupf von 10 % interpoliert wurden. Abbildung 77 zeigt exemplarisch das Reibungszahlfeld des Referenzöls FVA2A an unbeschichteten Scheiben für eine Hertzsche Pressungen p H von 1000 N/mm² bei einer Öltemperatur ϑ Öl von 90 C. Sämtliche Reibungszahlfelder sind im Anhang aufgeführt. Seite 64 von 149