• Land: Deutschland
  • Autor(en): von Dirk Spaltmann, Manuel Löhr, Ute Effner, Christian Scholz, Charles Manier und Mathias Woydt
  • Artikel vom: 09 Juni 2011
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  • Kategorie(n): Abrichtwerkzeuge, WERKZEUG ANWENDUNGEN, Abrichten
  • Wälzbeständigkeit von diamantartigen Kohlenstoffschichten

    Anhand ausgewählter Beispiele wird auf die Ursachen für diese Entwicklung eingegangen.

    Stähle lassen sich im Allgemeinen fast beliebig formen und gut bearbeiten. Dies sind hervorragende Eigenschaften, jedoch ist die Verschleiß- und Korrosionsbeständigkeit teilweise ungenügend. Alternativ erscheint der Diamant durch seine hohe Härte als ein hervorragender Kandidat für den Verschleißschutz. Er ist allerdings selten und nicht beliebig zu bearbeiten. Die Idee, Komponenten aus dem einfach zu bearbeitenden Stahl zunächst herzustellen und dann mittels Diamant- oder diamantartigen Kohlenstoffschichten (DLC) vor Verschleiß zu schützen, war geboren. Seit mehr als zehn Jahren werden solche DLC-Schicht/ Stahlsubstrat-Kombinationen in der BAM Bundesanstalt für Materialforschung und -prüfung validiert. Mehrere hundert Proben in über 50 Variationen von etwa zwanzig Herstellern wurden in dieser Zeit anspruchsvollen Wälztests unterzogen. Der vorliegende Bericht beschreibt Erfahrungen, die in Bezug auf die Wälzbeständigkeit von DLC- Dünnschichten, insbesondere vom Typ a-C und ta-C, gemacht wurden. Welchen Fortschritt die Wälzbeständigkeit der DLC-Schichten im letzten Jahrzehnt erfahren hat, zeigt unter anderem auch die Verbesserung der Prüftechnik und die damit verbundene Möglichkeit zur Verschärfung der Testparameter. In Abb. 1 sind die Prüfgeräte, sogenannte Tribometer, gegenübergestellt. Beide nutzen das Prinzip aufeinander abrollender Scheiben, die mit einer beaufschlagten Normalkraft gegeneinander gepresst werden. Gegenüber der treibenden Scheibe wird die andere gebremst, wodurch zusätzlich zum Abrollen zwischen den Scheiben ein definierter Gleitanteil, der sogenannte Schlupf, aufgeprägt wird. In den Anfängen, um das Jahr 2000, wurden die Wälztests auf einem sogenannten Amsler Tribometer [1] durchgeführt.

    Die zu testenden Scheiben sind übereinander angeordnet. Die untere, beschichtete und zylindrische Probe taucht dabei in ein Ölreservoir ein. Die maximal beaufschlagbare Kraft beträgt 2 000 N. Die Drehzahl von 394 Umdrehungen pro Minute ist fest vorgegeben. Durch Wahl von Übersetzungszahnrädern lassen sich feste Unterschiede zwischen den Drehzahlen der beiden Scheiben einstellen. Ein Schlupf von 200 % bedeutet dabei, dass die Scheiben mit maximaler Geschwindigkeit in entgegengesetzter Richtung drehen. Die Zunahme der Wälzbeständigkeit von Hochleistungsbeschichtungen machte es erforderlich, die ursprünglich für die Simulation des Rad-Schiene-Kontaktes vorgesehenen Amsler-Tribometer aus den 1960er Jahren durch moderne 2-Scheiben Tribometer zu ersetzen. Letztere können eine Kraft von bis zu 5 000 N auf die beiden Scheiben ausüben. Die Umdrehungsgeschwindigkeit ist durchstimmbar bis 3 000 Umdrehungen pro Minute, ebenso kann jetzt auch der Schlupf beliebig durchgestimmt werden, und zwar von 0 % bis 200 %. Um eine Vergleichbarkeit der Tests auf den unterschiedlichen Tribometern aus Abb. 1 zu gewährleisten, wurden die Prüfparameter festgeschrieben.

    In Tabelle 1 sind diese zusammengestellt. Verschärfungen sind dabei in blau markiert. Die Form und die Abmessungen der Proben sind erhalten geblieben. Durch das Schleifen erhielten die Gegenkörper eine kugelförmige Oberfläche, was die anfängliche mittlere Pressung nach Hertz [2] erhöht. Die durch das Schleifen hervorgerufene Rauheit und die übrigen Parameter, wie Normalkraft und Umdrehungsgeschwindigkeit, führen dazu, dass die Dicke des sich einstellenden Schmierfilms nicht ausreicht, die Scheiben voneinander hydrodynamisch zu trennen. Beim Paraffinöl (dynamische Viskosität η40°C= 44,2 mPas) beträgt bei 40 °C der Schmierfilmparameter 0,155 μm und im Erstbefüllungsöl (dynamische Viskosität η40°C= 57 mPas) bei 120 °C 0,025 μm. Im Kontakt liegt daher zu Beginn der Tests die Situation der Misch- und Grenzreibung vor. Dies stellt gegenüber dem sogenannten hydrodynamischen Kontakt, bei dem die beiden Scheiben durch einen Schmierfilm ausreichender Dicke getrennt werden, eine verschärfte Testbedingung dar. Die zu beschichtende Scheibe wurde jeweils poliert, um die Haftung der zu testenden Schicht zu verbessern. In den Anfängen wurde jeweils der „klassisch“ gehärtete Wälzlagerstahl 100Cr6H (60HRC) als Substrat und Gegenkörper verwendet. Im Laufe der Arbeiten stellte sich heraus, dass bei der Herstellung der zu testenden Beschichtungen eine Substrattemperatur während des Beschichtungsprozesses (ca. 5-8 Stunden) auftrat, die die Anlasstemperatur dieses Stahls von ca. 180°C deutlich überschritt. Dadurch traten erhebliche Härteabfälle von 150-200 HV (entspricht einer Reduzierung um ca. 10 HRC) ein. Aus diesem Grund wurde im Laufe der Zeit Cronidur 30, ein stickstofflegierter Stahl, mit einer Anlasstemperatur von ca. 400°C als Substrat und Gegenkörper hinzugenommen. Zurzeit werden Beschichtungen auch auf Stahlsorten mit besonders hoher Zähigkeit (HT: High Toughness und hoher Anlassbeständigkeit) getestet. Während Anfang 2000 für die Eingangstests noch eine mittlere Hertz‘sche Pressung von nur einem Gigapascal bei Raumtemperatur möglich war, was einer maximalen Herts’schen Pressung von 1,5 GPa entspricht, stellt eine mittlere Hertz‘sche Pressung von 1,5 GPa (oder P0max= 2,25 GPa) bei 120 °C seit 2006 die Mindestanforderung dar. Die Belastungsparameter wurden unter anderem auch deshalb verschärft, weil eine Dünnschicht eigentlich nur oberhalb einer Schadenskraftstufe von FZG 14 (P0max= 2.170 MPa) mit Keramiken konkurrieren kann. Die derzeitige, maximale und nachgewiesene Belastbarkeit liegt jenseits von P0mean >2,5 GPa. Die Versuchsdauer wurde auf 10 Millionen Zyklen angehoben, was bei einer Umdrehungsgeschwindigkeit von 394 min-1 einer Testlaufzeit von etwa 18 Tagen non-Stop bedeutet. Ein Schlupf von 10% führt dabei zu einer reinen Gleitstrecke von 130 km. Ursprünglich wurde als Schmiermittel unadditiviertes und unpolares Paraffinöl verwendet. Dahinter stand die Vorstellung, dass mittels der Beschichtung auf EP (extreme pressure), Verschleißschutzund reibungsreduzierende Additive verzichtet werden kann.Dies hat zusätzlich den Vorteil, dass diese Additive auch keinen Einfluss auf die Risswachstumsmechanismen der Ermüdung nehmen können. Insbesondere aus der Automobilindustrie kam der Wunsch, solche Tests auch bei höheren Temperaturen durchzuführen. Aus diesem Grund wurde die Testpalette auf oxidationsbeständige Erstbefüllungsöle erweitert. Die erhöhte Temperatur von +120°C führt dabei einerseits zu einer Ausdehnung des Substrats während des Tests. Dies reduziert die für die Beschichtungen vorteilhaften Druckeigenspannungen. Andererseits führt die erhöhte Temperatur zu einer Verminderung der Schmierfilmhöhe auf rund 1/10. Beides entspricht einer „Verschärfung“ der Testbedingungen, die jedoch anwendungsrelevant ist. Damit eine Schicht einen unter den in Tabelle 1 zusammengefassten Parametern durchgeführten Test bestanden hat, muss sie zwei Kriterien erfüllen. Das erste Kriterium ist die Laufzeit. Sie muss 10 Millionen Überrollungen überstehen. Das zweite Abbruchkriterium ist, dass sie diesen Test unbeschädigt überstehen müssen. Die Frage die sich nun stellt ist, wie weist man eine Beschädigung der Schicht im laufenden Betrieb nach. Wenn die Schicht aus der Spur, also dem Kontaktbereich zwischen den Scheiben herausbricht, so trifft der Stahlgegenkörper auf das Stahlsubstrat. Es könnte zu einem spontanen Anstieg des Reibkoeffizienten kommen. Allerdings werden die Tests in Gegenwart eines Schmierstoffes (Paraffinöl oder Erstbefüllungsöl) durchgeführt. Ein solcher Anstieg des Reibkoeffizienten ist nicht zu erwarten. Tatsächlich kam es beim Versagen der Schicht in manchen Fällen sogar zu einem Absinken des Reibkoeffizienten. Als Indikator für das Versagen der Schicht ist eine Änderung des Reibkoeffizienten nicht geeignet. Ein spontaner Anstieg des Verschleißbetrages ist ein Hinweis auf das Einsetzen des Schichtversagens. Allerdings ist er im laufenden Test profilometrisch oder gravimetrisch nicht bestimmbar.

    Die Tests müssten unterbrochen und die Proben vom Öl befreit werden. Beides ist nicht vorteilhaft. Ein Messen des Abstandes zwischen den Proben während des Tests als Maß für den Verschleiß ist Temperatur abhängig und ebenfalls nicht geeignet. Das Auftreten von Rissen ist für eine Beschichtung nicht unbedingt kritisch. Es kann sogar zum Vorteil sein, wenn sich hierdurch Spannungen abbauen und die Schicht weiterhin am Substrat haftet. Als einfach zu handhabendes, erfolgreiches Kriterium hat sich die optische Inspektion durchgesetzt. In der Literatur ist zu finden, dass Beschichtungen so lange getestet werden, bis die Schicht nach optischem Eindruck komplett aus der Spur entfernt worden ist. Da sich hierbei aber Gegenkörper und Substrat ständig berühren, ist die tribologische Schutzfunktion der Beschichtung nicht mehr gegeben. Als Abbruchkriterium für die hier durchgeführten Wälztests wurde daher das optische Kriterium verschärft. Eine Schicht gilt als überroll- oder wälzbeständig, wenn während der 10 Millionen Überrollungen keine Schädigung auftritt deren zusammenhängende Fläche größer als 1 mm² ist (1 mm² Abbruchkriterium). Bei der in Tabelle 1 angegebenen Probengeometrie entspricht 1 mm² der Kontaktfläche, die bei einer mittleren Pressung von 1,5 GPa entsteht. In der Literatur wird häufig das komplette Ablösen der Schicht als Versagenskriterium genommen. Was beides für die jeweilige Beschichtung bedeutet, ist in Abb. 2 verdeutlicht.

    Hier sind vier Beschichtungen unterschiedlichen Typs nach Tests mit den darunter aufgeführten Testparametern dargestellt. Während nach dem Komplett-Kriterium die Beschichtungen G6 und I4 noch weiter getestet würden oder sogar als beständig gegenüber Wälzen gelten würden, so sind diese nach dem schärferen 1 mm²-Abbruchkriterium als wälzunbeständig eingestuft. Es hat sich als vorteilhaft erwiesen, in der Nähe der Proben einen Sensor zum Auffangen von Akustischen Emissionen (AE) anzubringen [3,4]. Abplatzungen, Risse und dergleichen verursachen bei ihrem Entstehen Schallemissionen im Bereich von einigen zehn Kilohertz bis hin zu einigen hundert Kilohertz. In Abb. 3 ist die Energie solcher Signale in Abhängigkeit von der Anzahl der bereits zurückgelegten Überrollungen dargestellt.

    In der oberen Reihe der Abb. 3 sind die Ergebnisse eines Vergleichstests eines unbeschichteten Stahlpaares dargestellt. Die vom Sensor erfassten Signale stammen aus der Prüfmaschine oder aus den Stahlsubstraten. Die Schwelle des Sensors wurde entsprechend angepasst. In der mittleren Reihe der Abb. 3 wird gezeigt, dass eine intakte DLC-Beschichtung nicht unbedingt zu AE-Signale führt. In der unteren Bildreihe von Abb. 3ist eine Sequenz einer DLCBeschichtung gleichen Typs eingestellt. Die Abplatzung breitet sich aus, was mit einer entsprechenden Signalemission verbunden ist. Diese überschreitet die zuvor eingestellte Schwelle deutlich und kann als Hinweis auf ein einsetzendes Schichtversagen gewertet werden. Die Überwachung der AESignale lief während der Belastungstests der Beschichtungen permanent mit. Bei Auffälligen Signalveränderungen, wie der Erhöhung der AE-Energie in Abb. 3, wurden die Tests gestoppt und die Proben wurden auf das Vorliegen des 1 mm² Abbruchkriteriums überprüft.

    In Tabelle 2 ist ein Teil der Beschichtungen zusammengefasst, die im vergangenen Jahrzehnt im Institut getestet wurden. Auf Wunsch der Hersteller wurde die Darstellung anonymisiert und die entsprechenden Namen durch Buchstaben ersetzt. Da in den Beschichtungen eine Menge Know-how der jeweiligen Unternehmen steckt, tauchen an einigen Stellen in dieser Tabelle Fragezeichen auf. Es wurden Schichten unterschiedlichsten Typs, Zusammensetzung und Kombination getestet. Dabei variierten sowohl die Dicken der Schichten selber, als auch die Dicken der Haftschicht sowie deren Art. Die Ergebnisse der mit diesen Beschichtungen durchgeführten Wälztests sind in Abb. 4 dargestellt.

    Die Hersteller sind wieder mit Buchstaben anonymisiert worden. Da die Chargen der Hersteller die Buchstaben nach deren zeitlichem Eingang im Institut erhalten haben, stellen die Buchstaben auch so etwas wie einen Zahlenstrahl der letzten zehn Jahre, also eine zeitliche Entwicklung dar. Die Anzahl der Überrollungen ist logarithmisch aufgetragen und wird durch die Länge des jeweiligen Balkens repräsentiert. Die Farbe der Balken spiegelt den jeweiligen Parametersatz wieder. Je weiter nach rechts man im Diagramm kommt, desto höher werden im Allgemeinen die anfänglichen mittleren Pressungen, bei denen die entsprechenden Schichten getestet worden sind. Das anfänglich Standard mäßig verwendete unadditivierte Paraffinöl war den hohen Pressungen mit der Zeit nicht mehr gewachsen und wurde auch aufgrund der Oxidationsbeständigkeit durch ein Erstbefüllungsöl des Typs 0W-30 (HTHS= 3,0 mPas, ACEA A3/B4) ersetzt. Dem Zeitgeist entsprechend wurden dann auch alternative Schmierstoffe getestet, wie Polyglykole mit Bio-No-Tox-Eigenschaften. Im Allgemeinen werden die durch die Variation der Pressung erzeugten Belastungen in Stufen eingeteilt.

    So werden Öle gewöhnlich bis zur Belastungsstufe FZG12 getestet. Während in den Anfängen der Schichtentwicklung die Beschichtungen nur eine geringe Wälzbeständigkeit aufwiesen, werden die neueren Beschichtungen Tests ausgesetzt, die einer Belastungsstufe FZG 14 entsprächen. Dies geht auch an die Grenze dessen, was von den Stahlsubstraten ertragen werden kann, da diese unter der Dünnschicht plastisch fließen. Was heutige DLC-Hochleistungsbeschichtungen auf entsprechend ausgelegten Stahlsubstraten zu leisten vermögen, ist in Abb. 5 dargestellt. Substrat und Gegenkörper bestehen aus (ultra-) hochzähen ((U)HT: (ultra-)high toughness) Stählen. Bei den Beschichtungen handelt es sich einerseits um DLC-Schichten vom a-C:H-Typ [5] und um kohlenstoffhaltige Zirkonkarbonitrid (ZrCN) Schichten [6]. Alle Tests wurden bei einer anfänglichen, mittleren Flächenpressung von 1,94 GPa durchgeführt. Als Schmiermittel diente ein 0W- 30 Öl, das auf eine Temperatur von 120°C geheizt wurde. Alle Tests wurden nach zehn Millionen Überrollungen beendet, ohne dass das 1 mm²-Kriterium erreicht wurde. Alle in Abb. 5 gezeigten Beschichtungen sind wälzbeständig. Auch die Gegenkörper zeigen sich aufgrund der Schutzwirkung der Beschichtungen relativ unbeeindruckt. So sind bei einigen in der Spur die Riefen der Endbearbeitung des ballig-Schleifens (zur Erzielung der Kugelform) noch zu erkennen. Unter den Abbildungen der jeweiligen Probenoberflächen ist in Abb. 5 der jeweilige volumetrische Verschleiß Kv für den Gegenkörper (Index ‚sph.‘ für spherical) für das beschichtete Substrat (Index ‚cyl.‘ für cylindrical) aufgeführt. Dieser Verschleiß beschreibt das durch die tribologische Belastung abgeriebene Volumen in 10-10 mm³ bezogen auf die ausgeübte Normalkraft und den zurückgelegten Gleitweg. Für die Beschichtungen aus Abb. 5 ist er um den Faktor 10 000 niedriger, als für die besten, bis 2005 getesteten DLC-Beschichtungen. Ebenfalls in Abb. 5 angegeben sind die Rauheitskennwerte Rz (Mittelung über die größten, vorkommenden Rauheiten) und Ra (arithmetisches Mittel über alle erfassten Rauheiten) für die beschichteten Scheiben sowie die Reibwerte (COF: Coefficient of friction) zum Beginn und Ende der jeweiligen Tests. Die Rauheitswerte liefern eine Aussage darüber, ob die Oberflächen der getesteten Schichten/ Gegenkörper aufgeraut oder geglättet werden. Die Abnahme des Reibwertes zum Ende des Tests hin kann ein durch das verwendete Öl bedingter Effekt sein. Infolge der Glättung erhöhen sich der Schmierfilmfaktor und die hydrodynamischen Anteile. Was heutige Beschichtungen im Bereich Wälzen unter hohen Pressungen noch zu leisten vermögen, ist Ref. [7,8] zu entnehmen.

    Aus Schichten die, wie in Abb. 5 wedergegeben, den Belastungen standhalten, kann nur gelernt werden, dass diese Schichten eben beständig sind, was dem Praktiker reicht. Ursachen lassen sich nur dann erfahrungsbringend erforschen, wenn es zum Versagen von Schichten kommt. Aus diesem Grund sind in Abb. 6 Schichten gegenübergestellt, die bei den tribologischen Belastungstests zwar versagt haben, aber eben dadurch einiges zur Aufklärung der Mechanismen beigetragen haben. Weitere Ausführungen hierzu sind in Ref. [9] und ausführlicher in Ref. [10] zu finden. In den in Abb. 6 dargestellten Belastungstests aus den Anfängen der Wälztests im Institut werden deutlich geringere Ansprüche an die Beschichtungen gestellt (Pressung, Überrollungszahl) als bei den Späteren (vgl. Abb. 5). Es wurde eine unbeschichtete Stahlpaarung als Referenz mit getestet. Sie sollte den Einfluss einer funktionierenden DLC-Schicht belegen. Tatsächlich war diese Schutzwirkung bei den a-C:HSchichten zu beobachten. Die Rauheit der ta-C Schichten sorgte dagegen gleichsam für eine Bearbeitung der Oberfläche des Gegenkörpers. Ferner haben diese Tests gezeigt, dass eine fehlende oder eine Silizium Haftschicht nicht so vorteilhaft sind, wie eine Haftschicht aus Chrom oder Titan [11]. Interessant ist auch, dass das Versagen der a-C:H:Ti/W Schicht an Fehlstellen im Substrat begonnen zu haben scheint (siehe Abb. 6). Darauf wird später noch eingegangen. Die Oberflächen der DLC-Schichten aus Abb. 6 wurden innerhalb und außerhalb der Belastungsspur mit dem Rasterkraftmikroskop (AFM) untersucht.

    Die entsprechenden Topographie-Aufnahmen sind in Abb. 7 wiedergegeben. Die Strukturen lassen sich grob in ‚Trichter‘-artige (a-C:H mit Wasserstoff bzw. Silizium Dotierung) und ‚Körner‘-artige Gebilde unterteilen. Tendenziell scheinen die ‚Körner’-artigen Strukturen besser abzuschneiden, als die ‚Trichter‘-artigen [12]. Je ausgeprägter und schärfer ausgebildet diese ‚Körner‘ zu sein scheinen, desto besser. Während der enormen Pressungen in den tribologischen Belastungstests unterliegt das Substrat elastisch-plastischen Verformungen. Es ist möglich, dass eine körnige Struktur der Oberfläche es der Schicht eher erlaubt, den Verformungen des Substrats zu folgen, ohne Schaden zu nehmen. Prozessbedingte, grobkörnige Strukturen wie bei der ta-C Beschichtung, die ja über einen wesentlich größeren E-Modul verfügen, scheinen grundsätzlich keinen nachteiligen Effekt auf deren Wälzbeständigkeit zu haben, führen aber zu einem stark erhöhten Verschleiß des Gegenkörpers und der Schicht selbst [8]. Ein Nachpolieren der Schicht brachte keine Verbesserungen, sondern verschlechterte eher die Überrollbeständigkeiten.

    Einen höheren Einfluss auf die Wälzbeständigkeit als die Topographie der Beschichtung hat dagegen die Beschaffenheit der Substratoberfläche. Dies wird an den folgenden beiden Abbildungen deutlich. Die Substratoberflächen werden zur Vermeidung der Kontaktspitzen und folglich zur Verbesserung der Schichthaftung poliert. Unter dem Lichtmikroskop waren oxidierte Bereiche mit Durchmessern um 150 μm zu erkennen. Es ist möglich, dass an solchen Stellen die Schicht, trotz Haftschicht, nicht optimal haftet. Dort können sich Aufpilzungen ergeben, wie sie im Rasterelektronenmikroskop (Abb. 8, rechts) gefunden wurden. Unter den tribologischen Belastungen der Wälztests werden diese Bereiche schnell abplatzen und bilden damit einen Keim, an dem das Versagen der ganzen Schicht einen Ausgangspunkt nimmt.

    Um den Einfluss der Oxide, wie sie in Abb. 8 gefunden wurden, auf die Schichthaftung zu unterbinden, wurden die Substrate nach dem Polieren leicht eingefettet. Abb. 9 zeigt, was passiert, wenn die Reinigungsprozeduren diesen Schutzfilm nicht komplett entfernen konnten. Auch bei einer Halbierung der minimalen Pressung und quasi ohne Schlupf hoben sich die Schichten von den Proben ab. Unter Last brechen diese Stellen dann natürlich ein, wie dies aus den Querschliffen im Abb. 9 a) und b) klar zu entnehmen ist.

    Die mit den Schichten aus Abb. 6 bis Abb. 9 gemachten Erfahrungen haben zu einer Optimierung des Substrats geführt, um die Topographie als Einflussfaktor praktisch zu eliminieren. Dies hat die Schadenstoleranz auch von weniger leistungsfähigen Schichten deutlich erhöht. Allerdings sind die dafür notwendigen, „superpolierten“ Substratoberflächen in der industriellen Praxis nicht akzeptierbar. Das exakte Polieren von komplizierten Bauteiloberflächen ist mit hohen Kosten verbunden und für die Serienproduktion nicht tauglich. Daher verschiebt sich der Schwerpunkt der Belastungstests im Institut von solchen superpolierten Oberflächen hin zu sogenannten technischen Oberflächen. Abb. 10 zeigt eine solche superpolierter Oberfläche, in die gezielt Riefen eingebracht wurden. Riefen stellten immer wieder Ausgangspunkte für das Schichtversagen dar. Das Aufbringen solcher Riefen stellt daher zum Einen eine Verschärfung der Testbedingungen aus Tabelle 1 dar und zum anderen eine Annäherung an die industrielle Wirklichkeit von Fertigungsprozessen. In Abb. 10 ist die „Verschleißspur“ auch nach 107 Überrollungen unter P0max= 2,94 GPa und 120 °C nur mit Mühe erkennbar. Sie schimmert etwas silbriger. Soviel zum Thema: „Null Verschleiß“. Ferner stellten die Riefen für die Schicht keinerlei Ausgangspunkte für ein Schichtversagen dar. Derartige Dünnschichten, deren Beschichtungsprozessketten in Wechselwirkung mit den Stahlsubraten und den Fertigungsketten stehen und optimiert sind, sind „topographietolerant“ und auch „schadenstolerant“. Dies ist für die industrielle Praxis eine entscheidende Voraussetzung und entspricht daher einem Quantensprung hinsichtlich der „Anwendungsfähigkeit“ von DLC-Schichten.

    Inzwischen ist das Ursachen- Wissen über die Einzelschritte im Beschichtungsprozess soweit entwickelt und optimiert, dass Beschichtungen zu solchen tribologischen Höchstleistungen, wie in Abb. 5 und Abb. 10 dargestellt, gebracht werden können. Die Belastbarkeit der Dünnschichten und der Stahlsubstrate wird daher z. Zt. erfolgreich zu Hertz‘schen Pressungen von P0max ~3,8 GPa weiter voran getrieben. Ebenso zielen die zukünftigen Entwicklungen auf Geometrien, wie Zahnflanken, ab, welche für den Beschichtungsstrom einen variablen Auftreffwinkel aufweisen.

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