Das Entwerfen und Berechnen der Verbrennungskraftmaschinen und Kraftgas-Anlagen [3. Aufl.] 978-3-662-24387-9;978-3-662-26508-6

Table of contents :
Front Matter ....Pages I-XX
Arbeitsverfahren und Arbeitstakte der Verbrennungskraftmaschinen (Hugo Güldner)....Pages 1-52
Das Entwerfen und Berechnen der Verbrennungskraftmaschinen (Hugo Güldner)....Pages 53-443
Die Brennstoffe der Verbrennungskraftanlagen (Hugo Güldner)....Pages 444-469
Die motorische Verbrennung (Hugo Güldner)....Pages 470-495
Bauarten und Betriebszahlen von zeitgemäßen Verbrennungskraftanlagen (Hugo Güldner)....Pages 496-626
Back Matter ....Pages 627-796

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Das Entwerfen und Berechnen der

Verbrennungskraftmaschinen und Kraftgas-Anlagen

Das Entwerfen und Berechnen der

Verbrennungskraftmaschinen und Kraftgas-Aulagen Von

Hugo Güldner Dr.·Ing. e. h. und Maacbinenbaadirek.tor Vontand der Güldner-Motoreu.-Geaellachaft ·In Asehaftenburg

Dritte, neubearbeitete und bedeutend erweiterte Auflage

Mit 1282 Textfiguren, 35 Konstruktionstafeln und 200 Zahlentafeln Dritter, unveränderter Neudruck (Manuldruck)

Springer-Verlag Berlin Heidelberg GmbH 1922

ISBN 978-3-662-24387-9

DOI 10.1007/978-3-662-26508-6

ISBN 978-3-662-26508-6 (eBook)

Alle Rechte, insbesondere das der Übersetznng in fremde Sprachen, vorbehalten. Copyright 1914 by Springer-Verlag Berlin Heidelberg Ursprünglich erschienen bei Julius Springer in Berlin.1914 Softcover reprint ofthe hardcover 3rd edition 1914 Additional material to this book can be downloaded from http://extras.springer.com

An die Benutzer dieses Buches, und insbesondere an seille eigentlichen Fachgenossen richtet der Verfasser die ergebene zu ma.chen. Bitte, ihn auf etwaige Unrichtigkeiten, ergänzllngRbedürftige Lücken usw. gefälligst au1m~rksam

Vorwort zur ersten Auflage. Deutschlands Motorenindustrie genießt mit Recht einen Weltruf; die erste dem Alter nach, steht sie auch in bezug auf Leistungsfähigkeit und schöpferische Kraft an der Spitze. Viertakt- und Zweitaktmaschine, Verpuffungs- und Gleichdruckmotor, Kraftwagenwesen und motorische Gichtgasverwertung - kurz, alles was den Motorenbau begründet, was ihn lebensfähig und groß gemacht hat, ist in deutschen Köpfen ersonnen oder auf deutschem Boden zuerst verwirklicht worden. Unsere motorenbautechnische Fachliteratur befindet sich auf einer dementsprechenden Höhe; namhafte Werke gehören ihr an, sowie gelegentliche Sonderabhandlungen, die an Gründlichkeit und wissenschaftlicher Tiefe ihresgleichen suchen. Und dennoch - wie gering ist der praktische Nutzen, den die Motorenindustrie selbst aus diesen Veröffentlichungen zieht! Ihre Verfasser schreiben zwar über, hingegen höchst selten für den Motorenbau und empfangen aus diesem weit mehr Eindrücke und Aufschlüsse, als sie ihn zu geben vermögen. Das gilt ganz besonders für die bestehenden motortechnischen Handbücher. Außer einem, bestenfalls den wirklichen Bedürfnissen entsprechend bearbeiteten, wärmetheoretischen Abschnitt bieten sie gewöhnlich nicht viel mehr, als eine Reihe von Beschreibungen ehemals ausgeführter Verbrennungskraftmaschinen mit unmaßgeblichen Figuren und einigen Versuchszahlen. Was soll nun der eigentliche Motorenbau, und namentlich der Motorenkonstrukteur, mit einem solchen Beiwerk anfangen ~ Er findet darin im großen und ganzen nur längst Bekanntes, das wenige Neue aber meistens in einer Form geboten, die eine praktische Verwertung ausschließt. Wort und Bild sind eben auf den Laien zugeschnitten und können daher dem Fachkundigen nicht viel nützen. So kommt es, daß unsere Handbücher über den Motorenbau in diesem selbst am wenigsten heimisch sind und durchgängig nur in denjenigen Kreisen beachtet werden, welche sich erst mit dem Wesen der Gaskraftmaschinen vertraut machen wollen und dazu eines gemeinfaßlichen Leitfadens bedürfen. Die Gründe hierfür liegen auf der Hand. Der Verbrennungsmotor erstand und gedieh auf dem Boden des Versuches und der Erfahmng. Alle demselben zuteil gewordenen Verbesserungen gingen und gehen noch aus der Motorenindustrie selbst hervor; erst in ihr und durch sie erhalten die an dieser Entwicklung mitwirkenden Techniker die erforderlichen tiefergehenden Sonderkenntnisse. Neue Erzeugnisse des Motorenbaues werden den außerhalb Stehenden gewöhnlich erst in gereiftem Zustande bekannt; setzt dann die wissenschaftliche Forschung ein, so nimmt sie - mit seltenen Ausnahmen - die inneren, wärmetheoretischen Arbeitsvorgänge zum Gegenstande und beschränkt sich dadurch unter Verkennung des wirklichell Bedürfnisses auf ein Gebiet, welches nur ein kleines Stück des tatsächlichen Wirkungsfeldes des Motorentechnikers ausmacht und für diesen bei weitem nicht die gemeinhin angenommene Bedeutung hat. Ich möchte hier nicht mißverstanden werden. Daß gründliche wärmetheoretische Messungen an Verbrennungsmotoren einen hohen wissenschaftlichen Wert

VI

Vorwort zur ersten Auflage.

und mittelbar auch eine praktische Bedeutung haben, wird natürlich niemand bezweifeln, trotzdem die Endergebnisse derartiger Untersuchungen durchweg rein theoretischer, überwiegend sogar hypothetischer Natur und deshalb nur vereinzelt technisch verwertbar sind. Nicht der wärmetheoretischen Forschung an sich soll diese Kritik gelten, sondem der stark übertriebenen Wertschätzung derselben als motorenbautechnisches Hilfsmittel, sowie der Einseitigkeit, mit welcher dadurch die Aufklärungsarbeiten an der Verbrennungsmaschine überhaupt behaftet worden sind und die sich sowohl in unserer Fachli-:;eratur, wie im technischen Unterricht widerspiegelt. Indem die Wissenschaft schon Jahrzehnte hindurch allein die physikalischen Vorgänge für forschungswürdig hält, vernachlässigt sie die Ergründung der praktisch weit wichtigeren Bau- und Bewegungsverhältnisse, also die Pflege der Konstruktionstheorie der Gaskraftmaschinen empfindlich. Ganze Bände füllen bereits die wärmetheoretischen Auseinandersetzungen, die maschinentechnische Würdigung des Verbrennungsmotors aber ist mit einigen Blättern erschöpft. Darin liegt offenbar für die Gasmaschinenindustrie ein schweres Hemmnis und eine wirtschaftliche Schädigung. Ist doch noch heute jede einzelne Fabrik darauf hingewiesen, die zweckmäßigsten Formen, günstigsten Betätigungsgesetze, zulässigen Anstrengungen usw. von wesentlich neuen Motorteilen auf eigene Faust herauszufinden, ohne in der Lage zu sein, aus den in gleichartigen Fällen anderweitig vielleicht schon häufig- angestellten Ermittlungen lernen zu können. Aussichtslose Versuche werden folglich immer wieder von neuem gemacht. Die dadurch fortgesetzt verursachten großen Verluste an Zeit und Geld lassen sich wenigstens teilweise bestimmt vermeiden, wenn die technische Forschung nachdrücklich daran arbeitet, auch über die maschinelle Theorie, zumal über das Entwerfen und Berechnen der Motoren Klarheit und Sicherheit zu verbreiten. Die Lösung dieser wichtigen Aufgabe ist nicht allein eine Domäne der Wärmetheoretiker, sondern die gesamte technische Wissenschaft, ja jeder erfahrene Maschinenbauer können an ihr mitwirken; - wenn das aber geschieht, so wird auch die motortechnische Fachliteratur ein anderes Gepräge und eine höhere Bedeutung für die Wirklichkeit erlangen, als sie heute besitzt. Das vorliegende Werk will nun mit der hier angeregten Aufklärungsarbeit den Anfang machen und als erster, bescheidener Beitrag zu derselben gelten. Aus den Erfahrungen einer fast 15jährigen leitenden Tätigkeit heraus habe ich es als Motorenbauer für den Motorenbau geschrieben, mit der Absicht, den ausübenden Technikern - und darunter besonders _dem Motorenkonstrukteur - ein verläßliches Hilfs- und Auskunftsbuch, dem angehenden Motorenbauer aber einen praktisch nützlichen Leitfaden zu bieten. Daß für beides ein wirkliches Bedürfnis besteht, glaube ich einleitend nachgewiesen zu haben. Über die Begrenzung und Behandlung des in Frage kommenden Stoffes möge das Buch selbst Auskunft erteilen; der ganze innere Aufbau war eigentlich schon durch den Zweck der Arbeit gegeben. Gewissermaßen als Einführung in das Hauptgebiet und als Übersicht der vergangeneu Konstruktionen enthält der erste Teil des Buches eine kritische Betrachtung älterer beachtenswerter Verbrennungsmotoren. Der zweite Teil behandelt zunächst die Wärmemechanik in Form und Ausdehnung, wie sie mir an diesem Orte zweckmäßig zu sein schienen; die daran anschließende "Untersuchung der Arbeitstakte" dürfte dem Bureau- und Betriebstechniker gleich erwünscht kommen und voraussichtlich, der Wichtigkeit des Gegenstandes entsprechend, mit der Zeit von anderen noch manche Ergänzung erfahren.

Vorwort zur ersten Aufla.ge.

VII

Das eigentliche alltägliche Rüstzeug für den Konstruktionstisch bildet der dritte und ausgedehnteste Teil des Werkes; in ihm kommt der Hauptzweck der ganzen Arbeit so recht zum Ausdruck. Ich möchte diesen Teil als den Keim einer "motortechnischen Konstruktionslehre" ansehen, deren Aufgabe sein würde, die allgemeinen Konstruktionstheorien den Sonderverhältnissen des Motorenbaues anzupassen und entsprechend zu erweitern, durch eine gewählte Sammlung von Erfahrungswerten und guten Ausführungsbeispielen zuverlässige Unterlagen für Neukonstruktionen zu geben und so den Konstrukteur und Erbauer von unnötigem Herumproben abzuhalten. Dieser Zweck erheischt ausgedehnteste Verwendung naturwahrer Zeichnungen von mustergültigen Ausführungsformen; je mehr Maßzahlen dabei dargeboten werden, desto besser. In bewährten Ausführungsmaßen liegt für den Techniker eine eigene Statistik von nachhaltigem Werte und nicht selten der Ausdruck von sonst noch unausgesprochenen Konstruktionsgesetzen. Gerade dann also, wenn diese Gesetze überhaupt noch wenig geklärt und gefestigt sind, gehören Zeichnungen und Maßzahlen am notwendigsten zusammen. Dieser Grundsatz war für die zeichnerische Ausstattung meines Buches, und zumal des dritten Teiles desselben, bestimmend. Sollte es diesb~.;züglich allgemein anregend wirken, so würde damit der Fachpresse wohl nur gedient sein; denn die seither beliebte Art, jede Ziffer aus den Textfiguren zu verbannen, macht aus Dokumenten der Industrie gar häufig wertlose Bilder. Zeigt der dritte Teil das Entwerfen und Berechnen der baulichen Einzelteile, so ist es die vornehmste Aufgabe des vierten Abschnittes, dieselben an zeitgemäßen Motorengattungen im Zusammenhange vorzuführen, sowie Einblick in deren Aufstellungs- und Anwendungsverhältnisse zu verschaffen. Aus den hierbei angeführten neuesten Betriebszahlen ergibt sich zugleich die gegenwärtige wirtschaftliche Höhe des Verbrennungsmotors und dessen Stellung anderen Kraftquellen gegenüber. Auch der fünfte Teil über die "motorischen Brennstoffe und motorische Verbrennung" richtet sich hauptsächlich nach den Bedürfnissen des Konstrukteurs, wird indes auch dem Betriebstechniker gute Dienste leisten können. Selbst ergraute Motorenbauer sind sich zuweilen nicht ganz darüber klar, welchen Einflüssen die motorische Verbrennung unterstellt ist, wie sehr eine vollkommene Durchführung derselben in ihrem Interesse liegt und welche Mittel dieses ermöglichen. Das Studium der Verbrennungsvorgänge führt erst zu der Einsicht, daß für den Motor in gewissem Sinne Luft so gut als Kraft ist, und daß man den Brennstoff vergeudet, wenn man mit der Luft mißwirtschaftet. Damit das vorliegende Handbuch auch den Motorenbauern ohne wärmetheoretische Kenntnisse dienstbar sein kann, ist demselben endlich noch ein Abriß der Wärmemechanik und der Wärmechemie angehängt, so daß im Hauptinhalt elementare Erklärungen vermieden werden konnten. Was der Anhang sonst noch bietet, ist ein buntes Allerlei, welches zwar nicht regelmäßig benutzt, gelegentlich jedoch gerne nachgeschlagen wird. Alles in allem ist das Werk "aus der Praxis für die Praxis" geschrieben; dessenungeachtet hoffe ich, daß es auch im technischen Unterricht Beachtung finden möge. Ich denke hierbei aus naheliegenden Gründen vorzüglich an unsere Hochschulen. Was diese dem jungen Ingenieur an motorenbautechnischen Vorkenntnissen heute mit auf den Weg geben, ist wenig mehr als nichts. Jeder Bureauleiter, woher er auch seine jungen Mitarbeiter beziehe, kann das auf Grund eigener mißlicher Erfahrungen bestätigen. Daß hier eine Änderung der Verhältnisse eintrete, ist eine zeitgemäße Notwendigkeit und daher eine berechtigte Forderung der Motorenindustrie.

VIII

Vorwort zur ersten Aufiage.

Schonhöreich die bek;annte Abwehr: "Die Hochschulen sollen keine Spezialisten bilden!" - Ob diese Auffassung bei der stetig gewinnenden Arbeitsteilung in Industrie und Technik noch lange unerschütterlich sein wird, möge dahingestellt bleiben; zweifellos hat aber die Fabrikation der Verbrennungsmotoren heute einen Umfang und eine Bedeutung erlangt, daß sie hinter dem Dampfmaschinen- und Werkzeugebau und hinter der Elektrotechnik kaum noch zuriicksteht. Wenn nun, wie bekannt, auf die praktischen Bedürfnisse dieser Industriezweige in den Lehrplänen, Priifungsordnungen und Laboratoriumsausriistungen der technischen Hochschulen weitgehende Rücksicht genommen wird, so hat wohl auch der Motorenbau ein erhebliches Interesse daran, daß denjenigen Studierenden, welche sich ihm zuwenden wollen, genügende Gelegenheit zur Aneignung der grundlegenden Sonderkenntnisse gegeben werde. Diese finden sich aber nicht nur in der beschreibenden Maschinenlehre und in der Wärmemechanik, wie es heute noch allgemeine Auffassung ist, sondern sie wurzeln weit überwiegend in dem Boden der theoretischen Maschinenlehre und der Konstruktionsübungen, welche somit einer entsprechenden Ausgestaltung notwendig bedürfen. Für eine demgemäße Anpassung dElr genannten Lehrgebiete an die praktischen Bedürfnisse des Motorenbaues dürfte nun die vorliegende Arbeit als Richtschnur oder Unterlage dienen und in ihren vielen erprobten Ausführungsbeispielen einen erwiinschten Übungsstoff liefern können. Augsburg, Ende Dezember 1902.

Hugo Güldnet.

Vorwort zur dritten Auflage. Ein Zufall hat die vorige Auflage meines Buches in demselben Jahre zu Ende gehen lassen, welches dem deutschen Stammpatent auf die DIESELsehe Gleichdruckmaschine den von vielen ungeduldig erwarteten Ablauf seiner Gültigkeit brachte. Es war vorauszusehen, daß dieser, schon während der Schutzzeit so hoch entwickelte Wärmemotor freigegeben das Ausführungs- und Anwendungsgebiet der Verbrennungskraftmaschinen bedeutend erweitem würde; das legte nahe, mich bei den Vorbereitungen zur neuen Auflage vorerst abwartend zu verhalten. Seitdem sind 6 Jahre vergangen. Der Schritt um Schritt vordrängende Gleichdruck-Ölmotor hat der Verpuffunga-Gasmaschine ihre ehemalige Alleinherrschaft genommen und sie bereits überholt. Nicht eigentlich technisch, wohl aber in ihrem Absatz; dank einer auf ausgiebigen Anpreisungen aufgeschossenen Neuerungssucht, die andere derb, aber richtig schon als "Diesel-Dusel" gekennzeichnet haben. Das wird zwar nicht immer so bleiben; denn die von den eigenen Erbauern ungebührlich vernachlässigten Gaskraftanlagen besitzen in ihren billigen heimischen Brennstoffen und in ihrer baulichen Anspruchslosigkeit einen unverwüstlichen Halt, der sie als ortfeste Betriebsmaschinen wieder hochbringen wird. Gegenwärtig steht aber der Verbrennungsmotorenbau ganz unter dem Einflusse der Gleichdruckmaschine, und vielleicht noch lange. Dadurch wurde auch der Neubearbeitung des Buches die Richtung gegeben; die alte und die neue Maschinengattung, der Verpuffungs- und der Gleichdruckmotor, mußtengleichmäßig zur Geltung kommen, wärmetheoretisch wie konstruktiv. Ohne erhebliche Vergrößerung des Umfanges ließ sich das nicht machen, zumal da nach den ortfesten Kraftanlagen manche neuere Sonderformen, wie Schiffsmaschinen und andere fahrbare oder selbstfahrende Bauarten zu herlieksichtigen waren. Um durch Einsparungen auszugleichen, wurde der seitherige erste Teil, die Entwicklungsgeschichte betreffend, auch diesmal wieder erheblich gekürzt und der Rest der "Stammarten" in den Anhang verlegt. Das Buch beginnt also jetzt, für den Gebrauch ganz erwünscht, mit der Untersuchung der Arbeitsverfahren und Arbeitstakte, woran sich dann, wie bisher, die Abschnitte über das Entwerfen und Berechnen der Verbrennungskraftmaschinen anschließen. Diesem zweiten, dem konstruktionstheoretischen Hauptteil des Werkes, ist die Neubearbeitung besonders augenfällig zugute gekommen; er enthält an 170 Seiten und 400 Abbildungen mehr, als in der vorausgegangenen Auflage. Von den neuen Abschnitten dieses Teils behandelt einer die Wirtschaftlichkeit der Maschinenbaustoffe, auf den ich eigens hinweise, weil er als Versuch, eine zahlenmäßige Verbindung zwischen den Konstruktionsentwürfen und deren Ausführungskosten herzustellen, zu griindlicheren Untersuchungen anregen könnte. Das wirtschaftliche Denken" - ein beliebtes Thema unserer Tage - sollte dem Konstrukteur am wenigsten fremd sein.

X

Vorwort zur dritten Auflage.

Im dritten und vierten Teil sind die Brennstoffe und die motorische Verbrennung diesmal, ihrem größeren Umfange entsprechend, getrennt behandelt und den Ausführungsbeispielen von neuzeitlichen Bauarten vorausgeschickt worden, so daß nun die vier wichtigsten Abschnitte für den Konstruktionstisch hintereinander folgen. Dadurch wurde noch erreicht, daß der fünfte, letzte Hauptteil "Bauarten und Betriebszahlen von zeitgemäßen Verbrennungskraftanlagen" in dem anschließenden "Geschichtlichen Anhang" eine unmittelbare Fortsetzung findet für solche, die den ganzen Entwicklungsgang von den Stammarten an übersehen wollen. Trotz großer Zurückhaltung bei der Auswahl der Ausführungsbeispiele hat dieser Teil um 42 Seiten und 81 Abbildungen zugenommen, hauptsächlich infolge der mannigfachen Sonderbauarten und neueren Betriebsergebnisse. Der theoretische Anhang ist im wesentlichen beibehalten worden. Ganz neu ist hingegen die Zusammensetzung des "Praktischen Anhanges", wie das Inhaltsverzeichnis ohne weiteres zeigt. Insgesamt brachte die Neubearbeitung eine Vermehrung der Textseiten 'Von 620 auf 820, der Zahlentafeln von 143 auf 200, der Abbildungen von 800 auf 1285 und der Konstruktionspläne von 30 auf 35, unter diesen 5 farbige. Daß es trotzdem gelungen ist, dem Buche seine äußere Handlichkeit zu wahren, ist nicht das geringste unter den Verdiensten, die sich der Herr Verleger um die vortreffliche Ausstattung auch dieser Auflage erworben hat. Am Schlusse habe ich, wie immer, den Werken und Berufsgenossen herzlich zu danken, die mir weitsichtig und selbstlos ihre Unterlagen für die Neubearbeitung anvertraut oder durch Hinweis auf Irrtümer in den älteren Auflagen die Sache gefördert haben. Ich bitte auch für die Zukunft um ihre Mitwirkung. Aschaffenburg, Anfang September 1913.

Hugo Güldner.

Inhaltsverzeichnis. Erster Teil.

Arbeitsverfahren und Arbeitstakte der Verbrennungskraftmaschinen. Seite

Seite

II: Der Gleichdruckmotor 1. Wärmetheoretische Untersuchung 2. Praktische Bemerkungen

A. Allgemeine Erläuterungen. I. Maschinengattungen

1. V erpuffungs- und Gleichdruckmaschineu 2. Kolbenhubmaschinen und Verbrennungsturbinen 3. Viertakt- und Zweitaktmotoren 4. Bauliche Stammarten . II. Wärmetheoretische Grundlagen 1. Wärmeäquivalent 2. Spezifische Wärme 3. Heizwert und Normalzustand des Brennstoffes . 4. Wärmearbeit und Wirkungsgrade 5. Wärmeinhalt und Leistung von Ge· mischen . 6. Wärmenachweis und Wärmepläne B. Beurteilung der Arbeltsverfahren. I. Der Verpuffungsmotor 1. Wärmetheoretische Untersuchung 2. Praktische Bemerkungen

20 20 22

C. Untersuchung der Arbeitstakte. 2 2 2 2 2 5 6

I. Viertakthübe 1. Saughub 2. Verdichtungshub . 3. Verbrennungs- und Ausdehnungshub. 4. Ausschubhub 5. Wärmebewegung während dieser Arbeitstakte . II. Zweitakthübe 1. Pumpenvorgänge . 2. Lade- und Ausspülvorgänge .

10 III. Vergleich zwischen Viertakt 11 und Zweitakt 1. Wärmetheoretisch 2. Die Eigenwiderstände 3. In baulicher Hinsicht 14 4. In wirtschaftlicher Hinsicht 14 5. Betriebstechnisch . 16

25 25 31 34 38 41 43 43 44 48 48 49 50 51 52

---~

Zweiter Teil.

Das Entwerfen und Berechnen der Verbrennungskraftmaschine n. A. Grundlegende Erwägungen.

Seite

I. Weniger erfinden- mehr konstruieren! .

53

11. Liegende oder stehende Bauart?

56

111. Mit oder ohne Kreuzkopf!.

58

IV. Einfache oder doppeltwirkende Zylinder! V. Mehrzylinderanordnungen. VI. Verlängerte Ausdehnung und Verbundwirkung . VII. Hubverhältnis und Umlaufzahl .

Seite

59 61 64 65

Inhaltsverzeichnis.

XII

VIII. Wirtschaftlichkeit der Maschinenbaustoffe • IX. Durchschnittliche Druckdiagramme und deren Sonderformeln für P. . . . . . . .

Seite

68

75

B. Ermittlung der Hauptmaße. I. Maße D und S nach wärmetheoretischen Gesetzen • . • • • • 77 II•. Maße D und S nach dem Bedarf an Verbrennungsluft . • 77 l. Allgemeine Grundgleichungen • 78 2. Sondergleichungen für die Hauptbrennstoffe . . • . . . . . . • 81 III. Maße D und S nach praktischen Leistungskoeffizienten 83 l, Mittlerer indizierter Kolbendruck p4 • • • • • • 83 2. Mittlerer nutzbarer Kolbendruck p,. , • , . . 84 3. Spezifische Leistung L 0 84 4. Spezifisches Hubvolumen V 0 • 86 5. Leistungskonstante k . . 86

C. Allgemeine Bautelle. I. Gestelle, Grundplatten und Rahmen . . • • • • . • I. Gestelle für Bockmaschinen 2. Gestelle und Grundplatten für Standmaschinen . . . • . Kastengestelle . • • • • Doppelbalken-(A-)Gestelle 3. Rahmen für liegende Maschinen 4. Kurbellager und deren Schmierung . . . . . . . . . • . • II. Zylinder und Zwischenstücke 1. Arbeitszylinder • . 2. Zwischenstücke . • • . • . 3. Verbindungsbolzen . . • • ill. Zylinderdeckel, Zylinderköpfe und Stopfbüchsen . I. Zweckmäßige Form des Verdichtungsraumes . . 2. Zylinderdeckel . 3. Deckelliderungen 4. St.:>pfbüchsen . . 5. Deckelschrauben IV. Kolben, Kolbenstangen und Kreuzköpfe . . . . . . . . . . 1. Einfachwirkende Arbeitskolben . Kolbenbolzen . . . • . . . • Kolbenschmierung . . . . . 2. Doppeltwirkende Arbeitskolben •

3. Kolbenringe . . • • • • . • Herstellung der Selbstspanner 4. Kolbenstangen . . . . . . 5. Kreuzköpfe und Tragschuhe V. Schubstangen I. Stangenschäfte . . 2. Stangenköpfe . . . 3. Schubstangenbolzen 4. Ausführungsregeln

• • • .

VI. Kurbelwellen. • . . I. Allgemeine Bewegungsund Kraftverhältnisse. . • • . 2. Reibungsarbeit der Zapfen 3. Festigkeit einfacher Wellen von liegenden Maschinen . . . . • • 4. Desgl. von stehenden Maschinen 5. Festigkeit von mehrfach gekröpften Wellen . . . . . • . . . 6. Ausgleich der Getriebemassen 7. Schmierung. . VII. Ventile . . . . I. Einlaßventile . 2. Auslaßventile . 3. Gas- und Mischventile 4. Anlaßventile 5. Ventilfedern . . . •

. VIII. Steuerungen . . . . I. Steuerungsdiagramme 2. Steuerungstriebwerk . 88 Einstellung der Steuerung der Zündabstän.de 91 3. Umsteuerungen • • . . . . . 92

87

94 103 113 119 119 123 t:i4

135 135 137 1441 144 145 146 146 156 158 1581

Seite

159 163 165 170

173 173 176 184 187 188 189 198

200 213 219 230 232 233

234 235 236 237 247 248 259 262 266 271 271

IX. Schwungräder . . • • . . .

277 1. Ermittlung des Schwunggewichts 277 Berechnete und indizierte Ungleichförmigkeitsgrade • . . • 279 295 2. Ermittlung der Abmessungen

X. Geschwindigkeitsregler 1. Regelverfahren . . . 2. Reglerkonstruktionen Pendelregler • . . Fliehkraftregler . • 3. Federwagen u. dgl. XI. Fundamente . . • I. Ausführungsarten . Für liegende Einzylindermaschinen • . . . . . . . . . . . • Für liegende Zwei- und Mehrzylindermaschinen • • . . • Für stehende Gleichdruckmaschinen • . . . . . . . . • 2. Baugrund und Belastung • 3. Isolierung der Fundamente 4. Fundamentanker . . . . .

306 .306 309 309 311 316 319 320 321 322 324 327 327 328

Inhaltsverzeichnis.

Seite

Seite

D. Besondere Bautelle. I. Für Verpuffungsmaschinen 329 I. Zündvorrichtungen • . . . . 329 Glühzünder • • . • . . . . 329 Elektrische Zündvorrichtungen • 331 Einstellung der Zündsteuerungen 336 2. Vergaser imd Verdampfer 342 . . .343 Topfvergaser . . • . . . Einspritzvergaser • . . . . . • 343 3. Brennstoffpumpen und Einspritzventile . • . • • . . . . . . .348 II. Sonderteile für Gleichdruckmaschinen . . . . . . . . . 351 1. Treibölpumpen . . . . . . . 352 Berechnung der Hauptmaße . 352 Förderungsdiagramm . . . . 35.3 Brennstoffpumpen-Diagrarom. 355 2. Luftpumpen und Kühler 362 Bereclmung der Hauptmaße . 362 Ausführungsmaße und Versuchszahlen . • . . . . . . . . . 364 Zwischen- und Endkühler . . . 365 3. Einblaseventile und offene Düsen 370 E. Ergänzungstelle und Zubehör. I. Kraftgasanlagen . . . • . , • 1. Kraftgaserzeuger (Generatoren) • Durchsclmittswerte von Kraftgasen . . . . . • • Schachtmauerwerk . . . . • . 2. Reiniger und Gastöpfe 3. Kläreinrichtungen für das Reinigerwasser • • . • . . Reinigerwasser-Analysen • . . . II. Anlaßeinrichtungen • • . . • 1. Andrehhandkurbeln • • • . • . 2. Mechanische Anlaßvorrichtungen 3. Gemischanlassung • . • • • . •

XIH

ID.

IV.

V.

VI.

VII.

VIII. 376 378 379 392 394

IX.

397 398 401 402 1 403 403

4. Druck:luftanlassung • . 404 5. Elektrische Anlaseung . • 408 Kühleinrichtungen. • • 409 1. Allgemeines über die Wärmeableitung an das Kiihlwasser. 409 2. FrischW8SSerkühlung 411 3. Rückkühlanlag~ . . . . 412 413 4. Reinheit des Kühlwassers Schalldämpfungsmittel 414 I. Saugtöpfe u. dgl. . . . . 4I4 2. Auspufftöpfe u. dgl. . . . 4I5 Einrichtungen für Abwärmeverwertung . . . . • . . . • 416 Betriebsergebnisse von solchen . 420 422 Druckluft- und Olbehälter . 422 1. Druckluftbehälter . 424 2. Brennstoffbehälter 427 Rohrleitungen 427 1. Luftleitungen . . .428 2. Gasleitungen • . • 430 3. Auspuffleitungen . 431 4. Kühlwasserleitungen Rohrleitungstafel für marktgängige Gasmaschinen . . . . • 432 Gasmesser, Druckregler und Gummibeutel. 432 1. Gasmesser • • 432 432 2. Gasdruckregler 3. Gummibeutel . 433 Einfache allgemeine Maschi-nenteile. . • • . • . . 433 1. Befestigungsschrauben . 434 2. Nabenkeile • • . . . . 436 3. Bolzen und Splinte . . 437 4. Gasrohre, Faßstücke, Verschraubungen und Flanschen . . . 437 441 5. Zylindrische Schraubenfedern Federdiagramme . . . . . • 442

Dritter Teil.

Die Brennstoffe der Verbrennungskraftanlagen. Seite

Seite 1

A. · AUgemeine Vberslcht. . 444 I. Brennstoffarten. II. Zusammensetzung, Heizwert • 445 und Wärmepreis

B. vle Brenngase. I. Steinkohlen-Leuchtgas Leuchtgaa-Analysen n. Kraftgase I. Koksgas

m.

2. Anthrazitgas 3. Braunkohlenbrikettgas

450 45I

Hochofengas Gichtgas-Analysen Sonstige Betriebszahlen •

452 452 453

447 IV. Koksofengas 448 V. Braunkohlen- Schwelgas 4481 VI. Erdgas oder Naturgas. 449

454 455 456

Inhaltsverzeichnis.

XIV

Seite 1

C. Flüssige Brennstoffe. Ursprungsgruppen der Treiböle . I. Das Erdöl und seine Destillate Welche Treiböle sind in Gleichdruckmotoren verwendbar ? 1. Rohöl (Rohnaphta, Masut). 2. Benzine 3. Gasöle.

457 457 457 4581 460 462

II. Die Braunkohlenöle 1. Solaröl. 2. Paraffinöle . m. Die Steinkohlenöle 1. Benzol. 2. Koksofenteeröl IV. Roher s·teinkohlenteer V. Spiritus und seine Mischungen

Seite

462 462 463 ~3

463 464 465 466

Vierter Teil.

Die motorische Verbrennung. Seite

A. Brennstomuftgemlsche. I. Die Verbrennungsluft • . . . II. Die Ladungsgemische . . • . Explosionsbereiche von verschiedenartigen Gemischen • . . • . . . Gewicht und Heil!lwert von BrenngasLuftgemischen . . . . • . . • •

470 471 472 475

B. Entzündung und Verbrennung.

I. Altere Ansichten über die Verbrennungsvorgänge im Viertakt-Verpuffungsmotor . . . • I. Schichtung des Gemisches und verlangsamte Verbrennung • . . . . 2. Für und gegen Dissoziation . . . 3. Gleichartiges Gemisch und schnelle Verbrennung; für und gegen Schußkanal • . • . . . . . . . . . . II. Gegenwärtige Beurteilung der Verbrennungsvorgänge im Verpuffungsmotor . • . . . . • • • 1. Reines, gleichartiges Gemisch und schnelle Verbrennung . . . . . .

475 476 478 479

482 482

. 2. Reichlich hohe Verdichtung . 3. Zweckmäßige Form des Verdichtungsraumes und darin richtige Lage des Zünders . . . . . . • Versuchswerte von Entflammungstemperaturen und Zündgeschwindigkeiten . . . . . . • . • . Desgl. von Explosions- und Ver-· brennungszeiten . . • . . . .

III. Mischungs- und Verbrennungsvorgänge im Gleichdruckmotor 1. Zeitdiagramm und verschobene Diagramme der Verbrennungsvorgänge . . . . . . . . . . . 2. Verteilung und Schichtung des Treiböles im Düsenraum . . • • 3. Einführung und Zerstäubung durch Hilfeluft • . . • • . • • • . • . 4. Verdampfen, Mischen und Entzünden in der glühenden Luftladung . • • . . 5. Andere Ansichten . . . . . . .

Seite

482

483 484 488 492

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Fünfter Teil.

Bauarten und Betriebszahlen von zeitgemäßen Verbrennungskraftanlagen. A. Ortfests Verbrennungskraltanlagen. I. Anlage- und Betriebskosten. I. Kosten für den Brennstoff . . . 2. Kosten für die Bedienung . . . 3. Kosten für Schmier- und Putzstoffe 4. Verzinsung und Abschreibung des Maschinen-Anlagekapitals • . . . 5. Verzinsung und Abschreibung des Gebäude-Anlagekapitals . . • . .

Seite

496 497 499 499 500 500

Seite

6. Instandhaltungskosten für die Maschinen . . • . . . • • • . • . 501 7 .. Ins~ncllialtungskosten für das Gebäude . . . . . . . . . . . . . 502 8. Durchschnitte-Betriebszahlen von Elektrizitäts- und Wasserwerken • 503 II. Verpuffungsmaschinen. Ausführungsbeispiele von 12 verschiedenen Werken . . • • • . 505-545

Inhaltsverzeichnis. Seite

III. Gleichdruckölmaschinen. Ausführungsbeispiele von 10 verschiedeneu Werken .546-586

XV Seite

l. Straßenzugmaschinen (Trakteure). 591

2. Motorpflüge und Landbaumotoren 3. Gleislokomotiven . III. Kraftwagenmotoren und deren B. Fahrbare und selbstfahrende Einbau. Verbrennungskraftmaschinen. IV. Boots- und Schiffsmotoren I. Lokomobilen. 587 V. Flugzeug- und LuftschiffsI I. Selbstfahrer und Lokomotiven 591 motoren

591 592 596 605 622

Geschichtlicher Anhang.

Stammarten der Verbrennungskraftmaschinen. Seite

Einführung in die Erfindungsgeschichte von 1678 bis 1860 . . . . . . . . .627 A. Verpulfungsmascbinen. I. Gasmaschinen ohne Verdichtung . . . . . . . . . . . . . II. Gasmaschinen mit Verdichtung l. Viertaktmaschinen . 2. Sechstaktmaschinen . . . . . . 3. Zweitaktmaschinen . III. Olmaschinen ohne Verdichtung IV. Olmaschinen mit Verdichtung l. Viertaktmaschinen 2. Zweitaktmaschinen .

B. Glelchdruckmascblnen. I. Gasmaschinen . . II. Olmaschinen . . . l. Überschiebmotoren 2. Einspritzmotoren .

630 C. Verbrennungstnrblnen. 644 I. Verpuffungsturbinen ohne Ver645 dichtung . . . . . . . . . . . . 662 664 II. Verpuffungsturbinen mit Verdichtung . . . . . . . . . . . . 675 675 III. Gleichdruckturbinen 675 IV. Aussichten der Verbrennungsturbine . . . . . . . . . . . . . 687

Seite

691 695 695 701

717 718 721 725

Theoretischer Anhang.

Wärmemechanik und Wärmechemie. I. II. III.

IV. V. VI.

Seite

Seite

VII. Kreisprozesse und deren Wirkungsgrade 740 Spannkraft, Dichte und spe729 VIII. Wärmegewicht und Entropie. 742 zifisches Gewicht. Absolute Temperatur, Wärmeeinheit und spezifische Wärme 730 B. Grundbegriffe der Wärmechemie. Abhängigkeit der spezifischen I. Atom, Molekül und ihre GeGaswärme von Spannung und wichte. 744 Temperatur. 732 II. Elemente, Verbindungen und Die Gesetze der Zustandsänihre Zeichen 745 derungen 734 III. Verbi11dungsgewichte und -voUntersuchung und Konstruklumen, Atomwärme, Diffusion tion der Spannungskurven 736 und Dissoziation 746 Wärmearbeit und ArbeitsIV. Verbrennung 748 wärme, mechan. Wärmeäquivalent 738 V. Ent.gasung und Vergasung 752 A. Abriß der Wärmemechanik.

Inhaltsverzeichnis.

XVI

Praktischer Anhang.

Prüfungsregeln, Sicherheitsvorschriften u. dgl.

I. II. III. IV.

A. Regeln für Leistungsversuche an Gasmaschinen und Gaserzengem (1906). Einleitung . . . . . . . . . . Allgemeine Bestimmungen . . Maßeinheiten und Benennungen .......... Ausführung der Untersuchungen. . . . . . ....... Anregungen für eine Neubearbeitung · . . . .......

B. Grundsätze für die Aulateilung und Benutzung von Verbrennungskraltan· lagen. I. Allgemeine Erläuterungen . . II. Grundsätze für die Einrichtung und den Betrieb von SauggasKraftaulagen in Preußen (1904) . III. Desgl. in Sachsen (1909). IV. Desgl. in Bayern (1909) . • . . .

Seite

757 757 759 759 763

765 766 767 769

C. Feuersloherheitsvorschrlften. Erlassen von der Vereinigung der in Deutschland arbeitenden PrivatFeuerversicherungs - Gesellschaften (19ll) . . • . . . • . . . . . I. Für stationäre Motoren, die mit flüssigen Kohlenwasserstoffen betrieben werden, deren Entflammungspunkt unter dem des Reichstest-Petroleums liegt II. Für stationäre Motoren, die mit flüssigen Kohlenwasserstoffen betrieben werden, deren Entflammungspunkt über dem des Reichstest-Petroleums liegt. . III. Für bewegliche Explosionsmotoren (Lokomobilen u. dgl.) . . . . . . . IV. Für Sauggeneratorgas-Aulagen zum Betriebe von Gasmotoren D. Polizeiverordnung für den Verkehr mit Mineralölen In Preußen (1906) .

Seite

.771

771

774 774 776 777

Stichwörterverzeichnis

783

Beigabe: Rechenstabstreifen für Angehörige des Verbrennungsmaschinenbaues

791

Vormerkblätter.

Verzeichnis der Zahlentafeln (Tabellen). Tafel-Nr.

2

3

4 5 6

7 8 9

10 11

12 13 14 15 16 17 18 19 20 21 22 23 24 25 26 27 28 29 30 31 32 33 34 35 36 37 38 39 40 41 42 43

44 45 46

41

48 49 50

Seite

Inhalt der Zahlentafeln Zunahme der spezifischen Wännen (c. und c,) für 1 kg Luft, Ladung oder Abgas zwischen 0 und 2000° C . . . . . . . Luftbedarf, WänDeinhalt und mittlerer Verbrennungsdruck von Gasluftgemischen . . ·. . . . . . . . . . . . , . . Thermische Wirkungsgrade (711) des Verpuffungsverfahrens für verschiedene s und ". . . . . . . . . . . . . . . . Thermische Wirkungsgrade (71 1) des Gleichdruckverfahrens für verschiedene !! , • und " • . . . . . . . . . . . . . Einfluß der Betriebsorthöhe auf den Lieferungsgrad (71 1) • • •

3

10 16 22 27

Ver~:,~~~"'=~ ~p,! ~d --~e~p~~t~. (~,). f~. v~r~c~e~

32

Physikalische Grundwerte und Durchschnittspreise von gewöhnlichen Baustoffen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Physikalische Grundwerte und Durchschnittspreise von veredelten Konstruktionsstählen . . . . . . . . .. . . . . . . . . Prüfungswerte von verschiedenen Gußeisensorten . . . . . Prüfungswerte von verschiedenen Chromnickelstählen . . . Heizwert, kleinster Luftbedarf und praktische Ausnützung der motorischen Brennstoffe . . . . . . . . . Leistungskoeffizienten für Viertaktmaschinen . Temperaturen der ii\neren Zylinderwand . . . . . . Hauptmaße von Gasmaschinen-Stopfbüchsen . . . . Gewichte von ausgeführten Tauchkolben . . . . . . Beanspruchung von selbstspannenden Kolbenringen . . . . . . Spannkraft und Anstrengung (k,) von Selbstspannern . . . . . Abmessungen von Kolbenringen für die Arbeits- und Luftpumpenkolben von Gleichdruckölme.schinen . . . . . . . . . . . Beanspruchung von hohlen Kolbenstangen . . . . . . Werte für die Berechnung der WänDespannungen in Kolbenstangen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Ungefähre Triebwerksgewichte (G0 = G, : F) ~n kgjqcm Kolben- und Kurbelwege und deren Kreisfunktionen . Kräfteverhältnisse in den kritischen Kurbelstellungen . Spannungsverhältnis a, : "• . . . . . . . . . . . . . Beanspruchung in den Hauptstellen von Kurbelwellen Flächendrucke und Reibungsarbeit einer lOOPS Welle. . .. Einfluß des Gas- und Luftdruckes auf das Mischungsverhältnis Veränderlichkeit der Kolbenbewegung (VJ) für l = 1 : 5 . . . . Abme.osungen von Schraubenräderverzahnungen • . . . . . . . Durchschnittsabmessungen von Steuerungsteilen . . . . . . . Erfahrungswerte von e = p,: p, . . . . . . . . . . . . . . . Gleichgang von liegenden Viertakt- und Zweitakt-Gasmaschinen Gleichgang von stehenden Viertakt-Verpuffungs-und Gleichdruckmaschinen . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . . Gewicht, Schwungmoment usw. eines 56 Tonnen-Schwungrades Federregler für stehende Wellen Bauart JAHNS . . . • . . . • Federregler für stehende Wellen Bauart HARTUNG. Exzenterregler für liegende Wellen Bauart JAHNS. Fundamentmaße für Einzylinder-Gasmaschinen . . Hauptmaße von Bosch-Magnetzündern Kraftbedarf der Einblaseluftpumpen . . . . . . . . . . . . Ausführungsmaße und Versuchszahlen von Einblaseluftpumpen Verbrauch an Einblaseluft . . . . . . . . . . . . . . . . . Durchschnittswerte von Kraftgasen . . . . . . . . . . . Prüfungsergebnisse eines Anthrazit-Sauggaserzeugers. . . . Ana.Iysen des Reinigerwassers einer Anthrazitgasanlage . . Ana.Iysen des Reinigerwassers einer Braunkohlengasanlage . Stromverbrauch von Andrehdynamos . . . . . . . . . . Druckluftbehälter mit ebenen Böden . Druckluftflaschen mit gewölbten Böden Rohrweiten für Leuchtgasleitungen . .

G'OLDND, Verbrennungskraftmaschinen. S. Aufl.

69 70 his 71 72 73 80 bis 81 83 121 145 153 160 161 164 168 169 191 1.94 196 205 218 219 237 245 263 264 2&4 292 293 305 317 318 318 323 337 363 364 365 379 392 398 400 409 423 424 428 b

XVIII Tafel-Nr.

51 52 53 54 55 56 57 58 59 60 61 62 63 64 65 66

67

68

69

70 71 72 73 74

75 76

77 78

79 80

81 82 83 84 85 86 87 88 89 90 91 92 93 94 95 96

97 98 99

100 101

102 bis 122 123 bis 151 152 bis 163

2 bis 21 22 bis 26 27

28 bis 33 34 bis 37

Verzeichnis der Zahlentafeln (Tabellen). Inhalt der Zahlentafeln

Seite

Lichte Weiten von Rohrleitungen marktgängiger Gasmaschinen 432 Normalgrößen von Gasmessern . . . . . . . . . . . . 432 433 llauptmaße von Gasdruckreglern . . . . . . . . . . . 433 Maße und Preise von Gummibeuteln . . . . . . . . . 434 Abmessungen scharfgängiger Schrauben nach WITHWOBTH 435 Zulässige Belastung scharfgängiger Schrauben . . . . . Abmessungen des metrischen (8-J-) Gewindes . . . . . 436 Abmessungen von Nabenkeilen , .. · . . . . . . 437 Abrnessungen von gedrehten· Bolzen und Splinten 4S7 Gasgewinde nach REINECKER 1llld WHITWOBTH . . 438 Metrisches Gasgewinde . - . . . . . . . . . . . 438 Verschraubungen für Hochdruckkupferleitungen. . 439 Abmessungen und Gewichte von Gasrohr-Paßstücken 440 Abmessungen von Rohrflanschen . . . . _ . . . . . 441 Belastung und Federung von zylindrischen Schraubenfedern . 443 446 Gewicht, Wärmedichte und Wärmepreis von Brennstoffen . . Leuchtgas-Analysen . . . . . . . . . . . 448 448 Durchschnittezahlen für Leuchtgas . . . . Kraftgasanalysen von einem Koksgenerator 449 Durchschnittszahlen für Kraftgas aus Koks 450 Durchschnittszahlen für Kraftgas aus Anthrazit 450 Analysen von verschiedenen Braunkohlenbrikettgasen . . 451 bis 452 Durchschnittszahlen für Kraftgas · aus Braunkohlenbriketts 451 Gichtgas-Analysen . . . . . ·. . . . . . . . 452 Betriebszahlen von Gichtgas-Reinigungsaulagen . 453 454 Durchschnittszahlen für Gichtgas . . . . . . . 455 " Koksofenga§ . . . . 455 " " Braunkohlenschwelgas Analysen von Naturgasen . . . 456 Erdöl-Analysen . . . . . . . . 457 Einteilung der Erdöldestillate . 458 Destillationsstufen von Erdölen . 459 Gasausbeute aus Erdölen 460 Destillationsstufen von Motorbenzinen . . 461 Eigenschaften von verschiedenen G..Sölen . . . 462 Umrechnung der Gewichtsprozente von Spiritus . . 468 Volumen von 1 kg Luft bei verschiedenen b und t . . . . . . 470 Spezifisches Gewicht mittelfeuchter Luft bei verschiedenen b und t 471 Explosionsbereich reiner Brenngas-Luftgemische .. . 472 Explosionsbereich verunreinigter Brenngas- Luftgemische . . . 472 Gewicht und Heizwert von Brenngas-Luftgemischen . . . . . 475 Entflammungstemperaturen von Gemischen . . ' . . . . . . . 484 488 Explosionsdauer von Leuc}J.tgas-Luftgemischen . . . . . . . . Dauer der sichtbar11n Verbrennung bei Leuchtgas und Generatorgas 488 Brennstoffverbrauch von Leuchtgasmaschlnen . . . . 497 497 " Sauggasmaschihen . . . . . 498 " Benzin- und Spiritusmotoren 498 " " Gleichdruck-Rohölma.schlnen Schmierölverbrauch von liegenden Viertaktgasma.schlnen 500 Schmierölverbrauch von stellenden Qleichdrucköhnotoren . . 500 Baukosten einiger Wasserkraftanlagen (zum Vergleich) . . . . 503 Betriebsergebnisse, Maße und Gewichte von zeitgemäßen ortfesten V erpuffungsmaschlnen . . . • . . . . . . . . . . . .• 505 bis 545 Betriebsergebnisse, Maße und Gewichts von zeitgemäßen ortfesten Gleichdruckmaschinen . . . . . . . . . . . . ., . . . 547 bis 584 Betriebsergebnisse, Maße und Gewichte von fahrbaren und selbstfahrenden V erbrennungskraftmaschlnen . . . . . . . . . 588 bis 626 Anhang Erfindungsgeschichte der Verbrennungskraftmaschinen von 1678 bis 1860 . . . • . • . . . • . . . . . . . . . . . . . Versuchs- und Betriebsergebniss" von geschichtlich bedeutsamen Verpuffungsmotoren . : . . . . . . . . . . . . . . . . Versuchs- und Betriebsergebnisse von Gleibhdruckmotoren . . . Temperaturen und Wirkungsgrade einer Verbrennungsturbine, Bauart HOLZWABTH • • . . . . • . . Hauptwerte aus der Wärmemechanik . Hauptwerte aus der Wiinnechemie . . .

628 bis 629 632 bis 690 705 bis 711 720 732 bis 737 745 bis 755

Verzeichnis der Konstruktions tafeln. (Die mit Stern gekennzeichneten Tafeln sind sechs- bis achtfarbig.) Nr. der Tafeln

zu 1 'l'extseite

I JI

III IV

Inhalt der Konstruktionstafeln

1

32

l

I

I

277 bis 293

V VI VII

505

VIII

505

IX*

505

X

514

XI

:514

XII*

514

XIII XIV XV*

519 519 519

XVI

524

XVII

525

XVIII

526

XIX

528

XX

538

I

Diagramme der Verdichtungstemperaturen Tc und Spannungen Pc·

Drehkraftdiagramme von liegenden einfachwirkenden ViertaktVerpuffungsmotoren für arme Gase. Drehkraftdiagramme von liegenden doppeltwirkenden ViertaktV erpuffungsmotoren für arme Gase. Drehkraftdiagramme von liegenden einfach- und doppeltwirkenden Zweitakt-Verpuffungsmotoren fjir arme Gase. Drehkraftdiagramme von stehenden einfachwirkenden ViertaktVerpuffungsmotoren für reiche Gase. Drehkraftdiagramme von stehenden einfachwirkenden ViertaktGleichdruckölmotoren. Gesamtzeichnung eines schnellaufenden Flüssigkeitsmotors von 18 PSe der GASMOTORE:l(-

also verbleibt wirkliche Wärmearbeit

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33

Untersuchung der Arbeitstakte. 77

79

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77

Fig:. 27. Verdichtungsspannungen Pc flir ~: = 18 bis 20 und n und Pa :;:: 0,9 At.

78

i!fl

19

=1,20 bis 1,41 bei

7'11

=3800

sein. Beginnt jetzt die Verdichtung, so wird die Verdichtungswärme zuerst voll in das Kühlwasser abgeleitet, die Ladungstemperatur also kurze Zeit unverändert bleiben, da ja der kalte Zylinderteil an der äußeren Hubgrenze noch frei liegt. Je mehr aber das Gemisch in den inneren, heißeren Verdichtungsraum gedrängt GCLDICEB, Verbrennungskraftmaschinen. S. Aud.

3

34

I. Teil. Arbeitsverfahren und Arbeitstakte.

wird, desto schneller nimmt die Ladungstemperatur zu und um so mehr Verdichtungswärme tritt in den Wassermantel über. Wenn zu Anfang des Verdichtungshubes ein Rückstrahlen von Wärme aus den umhüllenden Metallwänden an das Gemisch überhaupt noch auftritt, so ist es nur von kurzer Dauer und unerheblich; die Wärmeabführung nach außen ist hingegen nahe dem inneren Hubende sicher beträchtlich. Das kommt auch in IndikatordiagraiJlDI.en bestimmt zum Ausdruck, offensichtlich durch die Schleifenbildung zwischen Verdichtungs- und Rücklauflinie, rechnerisch dadurch, daß der polytropische Exponent n mit zunehmender Verdichtung immer kleiner wird und sein Mittelwert wesentlich unter dem Verhältnis " der spezifischen Wärmen bleibt (vgl. Wärmebewegung Seite 41). Allgemein ist T. als Mittelwert einer im Zylinderquerschnitt von außen nach innen zunehmenden Ladungstemperatur anzusehen; denn die Wärmeableitung ist in der dem Kühlmantel unmittelbar ausgesetzten äußeren Ladungsschicht am stärksten, die Temperatur im Kern der Ladung folglich am höchsten, weshalb diese Stelle auch ffu die Zündung oder Treiböleinführung die bestgeeignete ist. Erfahrungswerte: Der aus der Veränderlichkeit der Wärmebewegung während eines Verdichtungshubes entstehende Durchschnittswert der polytropischen Exponenten n schwankt meistens zwischen 1,25 und 1,35, kann indes bei ungewöhnlich hoher Wandungstemperatur 'oder schlechter Kühlung selbst den adiabatischen Wert weit übersteigen. Ladungsverluste durch Undichtheiten verkleinern die wahre Größe von n scheinbar. Erfahrungsgemäß n"" 1,30 als Durchschnitt vorausgesetzt, so ist überschläglich für Benzinmotoren u. dgl. mit p. = 4--5 At e"' 3,5, also V.: V..,""' 0,4, T."' 550°. Leuchtgasmaschinen " Pa= 6-8 " B""' 5,0, " v.: v. . "'0,25, T.""' 600°. Sauggasmaschinen u. dgl. " p. = 10-12" e"" 7,0, " v.: V..,"' 0,15, T."' 680°. Gleichdruckölmaschinen · " p. = 32-35" e""' 14, " V. : V..,"' 0,08, T."" 850°. Zulässige Endtemperatur T. siehe Seite 17 und 37.' Bezüglich des Einflusses von P. auf die spezifische Leistung siehe oben. 3. Verbrennungs· und Ausdehnungshub - Diagramm Fig. 29. Bei Verpuffungsmotoren soll die Zündung, wenigstens theoretisch, so frühzeitig beginnen und so wirksam sein, daß in der innersten Kolbenstellung die ganze Ladung entflammt ist. Je nach der Reinheit, dem Heizwert, der Temperatur und der Verdichtung des Gemisches, sowie nach der Lage und der Kraft des Zünders, der Form des Verbrennungsraumes und anderen praktischen Verhältnissen vollzieht sich die Entzündung und Verpuffung verschieden schnell, was sich in der mehr oder weniger geneigten Stellung det Verpuffungslinie und in der Streuung der indizierten Diagramme äußert. Die Verbrennung der Ladung ist immer erheblich später beendet, als die eigentliche Entflammung; das Verbrennungsende fällt auch nie mit der Höchstspannung des Diagrammes zusammen, sondern liegt gewöhnlich zwischen dem ersten Viertel und Drittel des Ausdehnungshubes (s. Seite 42). Ausgeführte Maschinen verhalten sich bezüglich des Einflusses des Zündzeitpunktes auf die Leistungsfähigkeit und :Wirtschc.ftlichkeit sehr verschieden. Zuweilen werden dann die besten Werte erreicht, wenn so früh gezündet wird, daß die Verdichtungslinie mit einem deutlich ausgeprägten Bogen in die Verpuffungallnie übergeht und jede Entflammung durch ein deutliches "KnuxeQ" vernehmbar wird. Die meisten Motoren vertragen hingegen eine derart kräftige Vorzündung viel weniger, als eine mäßige Spätzündung. Daß die Diagrammfläche und damit die Arbeitsleistung bis zu einer gewissen Grenze durch Nachzündung vergrößert werden kann, ist ohne weiteres klar (vgl. Seite lQ); man 11tößt aber nicht selten auf die weniger verständliche Beobachtung, daß auch die Wärmeausnutzung bei etwas verspäteter Entflammung am günstigsten ausf&llt.

Untersuchung der ArbeitBtakte.

3ö

Eine richtige, praktisch leirende Beurteilung ist nicht einfach. Der Indikator leistet hierbei nur dann einige Dienste, wenn er nach Seite 23 und 491 mit versetztem Trommelantrieb benutzt wird (Beispiel Fig. 28) oder wenn man statt des gewöhnlichen Hubdiagrammes ein genaues Zeitdiagramm indiziert. Das gewöhnliche Diagramm, in dem die Verpuffungslinie an Flg. 28. Vrnchobenes Verpuffungsdlagramm. den Hubgrenzen erscheint, täuscht über den zeitlichen Verlauf der Entflammung. Das beste praktische Hilfsmittel ist, die Zündsteuerung von Hand einstellbar zu machen und dann unter Beobachtung der Leistungs- und Verbrauchsmesser durch schrittweises Vor- und Rückwärtsstellen den günstigsten Zündpunkt auszuproben. E. MEYER äußert sich in seinen "Untersuchungen a.m Gasmotor''') über diese Frage so: "Je früher der Zündbeginn, um so mehr Wärme geht an die Wandung über. Für einen mittleren Zündbeginn ist der Wärmeverbrauch a.m günstigsten; aber dieser Zünd~ginn braucht nicht sorgfältig innegehalten zu. werden, da sich der Verbrauch in den Grenzen von ungefällr 15 °Kurbelwinkel nur unwesentlich ändert und lediglich für sellr frühe Zündung (20• Kurbelwinkel vor dem Totpunkt) erheblich zunimmt. Im übrigen wird bei späterem Zündbeginn zwar der Arbeitsverlust· durch Streuung vermehrt, aber dafür der Arbeitsverlust durch die Wärmeabfuhr an die Wandung verringert."

Es ist zu beachten, daß sich diese Bemerkungen auf eine einzelne ältere Gasmaschine beziehen. Unter der tatsächlich nie voll zutreffenden Voraussetzung einer augenblicklichen Verbrennung (in unverändertem Raume) ist die höchste Verpuffungsspannung p _ P.T. _ T.G1 R, (63 ) 1 .

•- T. -

V.

und die Verpuffungstemperatur T _P.T._P,V. .- P:- GzR, oder auch Q T.= T.+ _GI '

c.

I

r4

( 64 )

(65)

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P.

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' wenn in G1 kg Ladung Q1 WE enthalten sind. Gleichung (65) ist 1 jedoch nicht verläßlich, da das Ergebnis durch unvollständige 1 1 1 Verbrennung usw. und durch die Veränderlichkeit der spezi- j J1---t-fischen Wärme e. erheblich gestört wird. ! ' 1 1 Diese Beziehungen ändern sich bei Spätzündungen oder l....i....t..- ...1..._ sonst verzögerter Verpuffung, wobei also nach Fig. 29 V:> V., Fis. 29• dahin, daß P' _ p T; V.,_ T;GzRz (63a) ' - • T. V: V: '

T:= T P;V: = P;v;. (64a) • P. v. GIRl Sofern die Verpuffungsspannung P, oder P: indizierten Diagrammen entnommen werden kann, geben Gleichungen (64) oder (64a) (mit Vernachlässigung der Zunahme von e. bzw. Rl) ohne weiteres die wirklichen Verbrennungstemperaturen T. oder T: an. Entstammt hingegen P. dem konstruierten theoretischen Diagramm, so finden sich die wirklichen Werte von T. oder umgekehrt von P, erst durch Multiplikation des Rechnungswertes mit einem Reduktionskoeffizienten, der die Mindertemperatur oder die Minderspannung infolge unvollkommener Verbrennung, Kühlung usw. vertritt und gewöhnlich von dem Gütegrad rJa des Kreisprozesses (s. Seite 8) nicht sehr verschieden ist. 1)

Z. Ver. deutsch. Ing. 1902, Seite 1307.

3*

36

I. Teil. Arbeitsverfabren nnd Arbeitstakte.

Im Augenblick der Eröffnung des Auslaßventils, also bei eben beginnendem Auspuff, haben die Verbrennungsgase sich bis auf den Enddruck {vgl. Diagramm Fig. 24, Seite 25) V.,. p {66) P, = P, ( V~) = 6: ausgedehnt, wenn ö =

~:

das wahre Ausdehnungsverhältnis bezeichnet. Die End-

temperatur ist in diesem Augenblick 1',=

T.(;~r- 1 = tJ:~1 ,

(67}

wofür unter Einführung von G1 und R, auch gesetzt werden kann p = T,G1Rr

(66a)

V' ' P, V' T,= GzR,. •

(67a)

Endspannung und Endtemperatur sind folglich um so niedriger, je größer das Ausdehnungsverhältnis ist, was bekanntlich die "verlängerte Expansion" vielversprechend scheinen läßt. Nun ist aber bei tz ": Viertaktmotoren der Ausdehnungs- und Verdichtungshub gewöhnlich annähernd gleichgroß, d. h. ö"" e (der Einfluß des Vorauspuffs wird annähernd ausgeglichen durch den Unterdruck P. des Saughubes), womit aus Gleichung (66) die Form

r-

P, P. (V•)" = P. V e" =

(68}

entsteht, die besagt, daß auch die Erhöhung der Verdichtung eine Verminderung der Endspannung (und -temperatur} zur Folge hat. Daraus wird sofort verständlich, warum die verlängerte Ausdehnung für die heutigen HochFig. so. druckmotoren ihre wirtschaftliche Bedeutung verloren hat. Für das Gleichdruckverfahren sei nach Diagramm Fig. 30 der Verdichtungs- und Verbrennungsdruck annähernd gleichgroß, also P,"" P, (Abweichungen hiervon s. Seite 23). Mit dem Volldruckverhältnis . u' = -~ V' 1s · t dann verh a.. ltrus

e=

-;!

und dem Ausdehnungs-

• (69)

und Init der Einschränkung wie oben T. = T.

+ _C{__Gt Cp

I

•

(69a}

Für den Endzustand der Ausdehnung ist und

P,=P.(;~r= ~:

(70)

T V )"- 1 T,= T. ( V: = Ö"~1

(71)

37

Untersuchung der Arbeitstakte.

wie beim Verpuffungsverfahren, oder auch p _1.',(}lRr

,-

und

(70a)

V'

P,V'

T. = G1Rr ·

(7l a)

Eine Voraussetzung dieser theoretischen Ableitungen ist, daß am Ende des Volldruckes P, der gesamte Brennstoff in den Zylinder eingeführt und vollkommen verbrannt ist. In Wirklichkeit dauert die Einblasung des Treiböles bis in den Ausdehnungshub hinein fort und auch dann ist die Höchsttemperatur gewöhnlich noch nicht erreicht. Dadurch vergrößert sich n~teh Fig. 30 das Verbrennungsvolumen V, in

V;

~' eine~

und das für das Temperaturgefälle bestimmende Ausdehnungsverhältnis

verkleinert sich auf

~;,womit aber nach Gleichung (71) die Endtemperatur

T,

hÖheren Wert erlangt. Genaue Temperaturberechnungen ermöglicht also das Spannungsdiagramm auch der Gleichdruckmaschine nicht ohne weiteres, sondern erst dann, wenn es für das Aufzeichnen eigener Wärme- oder Temperaturdiagramme (Fig. 37 bis 39, Seite 41 u. f.) als Unterlage benutzt wird. In jedem Falle ist die wirkliche Auspufftemperatur bedeutend niedriger als die berechnete Endtemperatur T., da jene doch außerhalb des Zylinders erst nach gänzlichem Spannungsausgleich gemessen wird. Bei beiden Arbeitsverfahren vollzieht sich die Ausdehnung der Verbrennungsgase unter anhaltender starker Wärmeabfuhr an das Kühlwasser; die Exponenten n der Ausdehnungslinie sind folglich erheblich größer a1s bei adiabatischer Ausdehnung bzw. als das Wärmeverhältnis " des Gemisches. Bei Beginn des Ausdehnungshubes, wo die Kühlfläche noch klein ist und die abgehende Wärme durch Nachbrell'Ilen mehr oder weniger ersetzt wird, ist der Unterschied zwischen n und " meistens nicht groß, ja es kann vorkommen, daß die Wärmezufuhr des Nachbrennans den gesamten Wärmeabgang zunächst deckt oder gar übertrifft, wobei dann n dem iBothermischen Exponenten nahe kommt. Je mehr der Kolben die Zylinderbohrung freilegt, desto größer werden die entweichenden Wärmemengen, desto größer also auch n; doch verlangsamt sich wegen des nebenlaufenden starken Temperaturabfalles gewöhnlich die Zunahme des Exponenten n gegen Ruhende. Häufig verändert sich aber n auch ganz unregelmäßig, mit wechselnder Ab- und Zunahme, so daß auf einen allgemeinen gesetzlichen Verlauf der Veränderlichkeit nicht gerechnet werden kann. Erhöhung der Kolbengeschwindigkeit hat meistens, wie leicht verständlich, eine geringe Abnahme des Mittelwertes der Exponenten n eines Hubes zur Folge. Über die Ermittlung des Exponenten n ans gegebenen Indikatordiagrammen siehe Theoret Anhang.

Erfahrungswerte. Meistens liegt der mittlere Exponent n der Ausdehnungslinie zwischen 1,30 und 1,50, doch findet man nicht selten in ungewöhnlichen IndikatordiagrAmmen auch bis n = 1,70. Eine gena.ue Ermittlung ist schwierig. Ladungsverluste durch Undichtheiten vergrößern scheinbar die Höhe der Exponenten; Indikatoren mit erheblichem Reibungswiderstande leiten in entgegengesetzter Richtung irre. Für einen 8pferd. Körting-Leuchtgasmotor mit Drosselregelung gibt HERBERG in seiner Doktorarbeit '(1903) folgende Versuchswerte an: 3 At 4 6 8 10 p, = 16 Verdichtung mittlerer Exponent n = 1,285 1,295 1,305 1,335 1,395 1,430. MüNZINGER fand an einem 15pferd. Dieselmotor (s. Seite 3 unten) p, = 2,48 3,96 4,81 5,84 5,875 6,24 6,91 7,38 7,53 8,21 kg{qcm bei einem kleinster Exponent n"" 1,29 1,36 1,33 l,13 1,37 1,33 1,30 1,25 0,85 0,85 1,44 1,39 1,40 1,35 1,38 größter Exponent n"" 1,48 1,46 1,44 1,41 1,45 Die kleineren Werte ergaben sich zu Beginn, die größeren gegen Ende der Au>dehnung; die Abnahme der Gastemperatur hat also, wie bei dem Verpuffungsmotor, eine Zun~>hme von n zur Folge.

I. Teil. Arbeitsverfahren und Arbeitstakte.

38

Die höchste Verbrennungstemperatur T, bzw. Tmax bleibt in den hochverdichtenden Gasmaschinen bei Vollbelastung nicht mehr erheblich unter 2000° absol.; das läßt schon ein einfacher überschlag erkennen: Bei e = 6 und n = 1,30 ist nach Tafel 6, Seite 3.2 der Enddruck p, = 9,24 At und die Verdichtungstemperatur T, =6500. Ist nun, was für reiche Gemische leicht zu erreichen ist, p, ""3, so ist p, = 27 At und folglich nach Gleichung (57) T, = 650 ·

iJ4

""1900°

~bsol.

Nimmt

man an, daß die Höchstspannung P, mit der Höchsttemperatur T max zusammentrifft (d.h. Tmax = T,), wobei also während des Ausdehnungshubes die Wärmezufuhr durch Nachbrennen kleiner bleibt als der Wärmeverbrauch durch die Ausdehnungsarbeit und Abkühlung der Verbrennungsgase, so berechnet sich für < = 15 = 6 und mit dem mittleren Exponenten n = 1,5 die Endtemperatur zu T, = 169 5 =rund 8000 absol. Für den Gleichdruckmotor mit p,"" p, = 33 At, , V' E = 16' /j = 2,5' /j' = = 4 und n wie oben stellt sich die Verdichtungstem-

2°

v;-

peratur T, auf rund 900o, die Verbrennungstemperatur auf T, = 900 · 2,5

=

2250°

und die Endtemperatur auf T, = 2:0~()"' 1350° absol., also erheblich höher wie beim Verpuffungsmotor. Nun fallen allerdings bei beiden Arbeitsverfahren praktisch die Höchstwerte der Verbrennungstemperatur und der Verbrennungsspannung nur selten zusammen, sondern jene tritt gewöhnlich erst nach dem Totpunkt, also später als P, auf, wobei dann T, kleiner ist als T max. Auch bleibt die wirkliche Höchsttemperatur T max wegen des Anwachsens der spezifischen ·wärmen und infolge der unvollkommenen Verbrennung immer um einige hundert Grad unter den ohne Rücksicht hierauf berechneten Werten, worauf der nächste Abschnitt (Seite 41) näher eingeht. Die dort gebrachten Diagramme einer Gasmaschine (Fig. 38) und eines Gleichdruckölmotors (Fig. 39) liefern mit Berücksichtigung der Veränderlichkeit der spezifischen Wärme folgende absolute Haupttemperaturen: Gasmaschine

3500 absol. Anfangstemperatur Ta . . . . . . Verdichtungsendtemperatur T, 610° mittlere Verdichtungstemperatur T;. 490° höchste Verbrennungstemperatur T max 1770° Ausdehnungsendtemperatur T, " 850° mittlere Temperatur des Verbrennungs- und Ausdehnungshubes Tm . . . . . . . . . . "' 1250°

G Ieichdruckmotor

325° absol. 825° 565° 1850° "" 1400° "" 1600°

Hiernach ist die mittlere Temperatur in dem Zylinder des Gleichdruckölmotors um fast 1/ 3 höher als bei der Gasmaschine (vgl. auch das Entropiediagramm Fig. 37, Seite 41). Da allgemein Tm mit der Wärmearbeit eines Hubes wächst, so ist ein Schutz gegen störende Erwärmung (Vorzündungen, Materialspannungen usw.) in der Kleinhaltung des mittleren Arbeitsdruckes (p;) gegeben. 4. Ausschubhub, Diagramm Fig. 24, Seite 25. Nach etwa 85---90% Ausdehnungshub beginnt das Auslaßventil zu öffnen, so daß die gespannten Verbrennungsgase "auspuffen" können, wobei der Druck P, schnell auf P, sinkt. Während des Druckausgleichs (Auspuffs) ist die Ausströmgeschwindigkeit sehr groß, etwa 800 bis 900 mfsek 1 ), und unabhängig von der Weite des Auslaßquerschnittes. 1)

Vgl. SLABY, Kaimimettische Untersuchungen, Seite 191.

Untersuchung der Arbeitstakte.

Aus der Strömungsenergie der Auspuffgase vom Gewicht G., nämlich G.c2 Q. = 427 . 9,81 . 2 ' ergibt sich die mittlere Auspuffgeschwindigkeit

c"" 91,6 ~mjsek.

39 (72)

(73)

Darin berechnet man Q. am einfachsten aus der Wärmebilanz als deren Restglied. Der Auspuff soll im Augenblick des Hubwechsels beendet sein, so daß der rücklaufende ~--rrl noMAIIIFIImd.t: Kolben nur den Gegendruck P, der Ventil- und / ' --=-._ Leitungswiderstände zu überwinden hat. Erfolgt der Auspuff hingegen schleichend, bis weit -==~~~=~==~~-----~===in den Ausschubhub hinein (vgl. Fig. 31, Dia- . gramm eines Schnelläufers), so hat dies zunächst Fig. 81" eine Vergrößerung der inneren Widerstandsarbeit, daneben auch noch eine Erhöh~ng der mittleren Zylindertemperatm_. zur Folge, die ilirerseits wieder das angesaugte Ladungsgewicht und die zulässige Verdichtungsspannung stark herunterzieht. über den nachteiligen Einfluß von P, siehe Seite 29. Indiziert man die Auspuff- und Ausschubwiderstände mit einer 20 bis 30 mmFeder, so zeigt das Diagramm häufig überraschende Spannungsschwankungen, deren Ursachen jedoch weniger im Motor selbst, als in der Abgasleitung liegen. Die ganz plötzlich und mit größter Geschwindigkeit ausströmenden Gasmassen nehmen in den Rohrleitungen unter Umständen gewisse lichwingende Bewegungen an, die von entsprechenden Druckschwankungen begleitet sind. Bei genügend langen Leitungen ohne plötzliche Richtungswechsel kann die Trägheit der erstausgestoßenen GaB!!äule die Strömungswiderstände vorübergehend allein überwinden: P, also auf 1 At sinken oder gar durch das "dünngezogene" Gas zum Unterdruck werden. GEBR. CROSSLEY haben zuerst, und zwar schon 1892 versucht, diesen zufälligen Unterdruck der ausschwingenden Abgassäule in einen zwangmäßigen umzuwandeln, mn ihn zum Ansaugen von Spülluft in den Verdichtungsraum heranzuziehen 1 ). In neuerer Zeit ist der Gedanke mehrfach wieder aufgegriffen worden, besonders bei großen Zweitaktmaschinen (um die Spülpumpe zu entlasten) und bei doppeltwirkenden Viertaktmotoren, UJll mit der Abgassäule der einen Zylinderseite dle Rückstände aus dem anderen Verbrennungsramn abzusaugen. Der praktische Erfolg derartiger Versuche ist ungewiß, da die Aueströmvorgänge manchen Zufallswirkungen unterworfen sind, die sich weder voraussehen noch rechnerisch verfolgen lassen. Bei genügend weiten und richtig gesteuerten Auslaßwegen tritt gewöhnlich ein leichter Unterdruck zu Anfang des Ausschubhubes, d. h. gleich nach erfolgtem Auspuff ein, offenbar weil dann die lebendige Kraft der Abgas-------------säule am größten ist (Diagramm Fig. 82. Fig. 32). In anderen Fällen verzögert 1) JUL. SöHNLl!IN ging noch weiter, indem er bei Zweitaktmotoren den Unterdruck der Abgase sogar zum Ansaugen der frischen Ladung verwenden wollte; siehe D. R. P. 83 210, 1894.

40

I. Teil.

Arbeitsverfahren und Arbeitstakte.

sich der Unterdruck wohl bis gegen Hubmitte (Diagramm Fig. 33) oder erscheint überhaupt nicht (Diagramm Fig. 34, auch durch das Hervortreten des sehr verzögerten Auspuffs auffällig). Sind die Ausströmungsvorgänge derart, daß die Abgassäule abwechselnd beschleunigt und verzögert wird, so tritt der Unterdruck den Schwingungen der Gasmasse entsprechend während des Ausschubhubes mit Unterbrechungen auf, wobei dann die Gegendrucklinie wellenförmig um die atmosphärische Linie pendelt, diese also mehrfach schneidet (Diagramm Fig. 35)1). Aber selbst wenn die Abgaswellen so verlaufen, daß am Ende des Ausschubhubes und bei Beginn des Saughubes ein Unterdruck aus der Abgasleitung sich in den Zylinder fortpflanzt, ist die Absaugung der Rückstände der Verbrennungsgase erst Fig. 35. dann zu erwarten, wenn auch die Form des Verdichtungsraumes und die Lage der Einlaß- und Auslaßventile zweckentsprechend gehalten ist. Denn die durch den Abgasunterdruck angesaugte Spülluft muß diesen Raum auf geradem Wege allseitig durchströmen und mit den kleinsten Widerständen in den Auslaß entweichen können. Bei den Zylinderköpfen der liegenden Maschinen läßt sich diese Vorbedingung infolge der zerklüfteten Grundform und der gewöhnlich gleichachsigen Lage der beiden Hauptventile nie vollkommen erfüllen; ziemlich leicht hingegen bei rein zylindrischen Verdichtungsräumen von Standmotoren, deren Ventile in der Mittelebene des Deckels sitzen. Bei ihnen durchströmt die Spülluft auf geradem Wege vom Einlaß- zum Auslaßventil den Verdichtungsraum in seiner vollen Ausbreitung und verdrängt dabei die Abgasreste. Durch entsprechende Betätigung der Ventile läßt sich hier sogar auch unter nicht besonders günstigen Rohrleitungsverhältnissen eine wenigstens teilweise Ausspülung erreichen. Eine Bestätigung hierfür ist u. a. das Betriebsverhalten der stehenden GilldnerMotoren (s. Seite 527), deren Konstruktion die Absaugung der VerbrennungsrückFig. 36. stände durch den Unterdruck der Abgase dem Schwachfederdiagramm Fig. 362 ) entsprechend berücksichtigt und deren günstige Wärmearbeit (bei Leuchtgas z. B. p; bis 8 kg/qcm und 'f); über 40% nach Tafel 115) 1 ) Hier muß allerdings bemerkt werden, daß die Indikatordiagramme diese Spannungswechsel nur selten genan richtig wiedergeben; bei sehr leichtbeweglichen (also gut behandelten) Indikatoren, znmal solchen mit schwerem Gestänge, folgt das Schreibzeug dem Abgasdruck nicht stetig, eilt vielmehr- den eigenen Massen folgend - diesem vorans oder auch nach nnd schießt über die Grenzspannungen hinaus. Dabei können dann auch ohne ein Schwingen der Abgassäule beträchtliche Wellen in der Ausschnblinie erscheinen. Andererseits kann ein trockener oder sonstwie unempfindlicher Indikator ein Diagramm mit völlig gestreckter Ausschublinie bringen, trotzdem in der Auspuffleitung beträchtliche Spannungswellen auftreten. Daß aber eine gewellte Ausschublinie nicht lediglich durch die schwingenden Indikatormassen verursacht wird, bat E. MEYER schon 1901 in der Z. Ver. deutsch. Ing. (Seite I343)nachgewiesen. •) Weitere Diagramme dieser Art siehe Z. Ver. deutsch. Ing. 1906, Seite33, sowie STAUS, Der Indikator, Seite 181, Fig. 204a.

Untersuchung der Arbeitstakte.

41

hauptsächlich dadurch erklärlich wird. Denn die Ausspülung der Abgasreste hat (bei den üblichen Verdichtungsgraden) eine Vergrößerung der nutzbaren Frischluftmenge eines Hubes bis 25% zur Folge (s. Seite 29), die naturgemäß durch eine größere Hubarbeit L; und bessere Wärmeausnutzung zum Ausdruck kommt (siehe Gleichung (23), Seite 10]. Näheres über die Luft- und Gasschwingungen in Ansaugeleitungen siehe Seite 429.

Erfahrungswerte. Ausschubwiderstand 1,05 bis 1,15 At und in ungünstigen Fällen noch darüber; Auspufftemperatur (außerhalb des Zylinders dicht am Auslaßventil gemessen) 500 bis 800° absol. Naturgemäß nimmt diese Temperatur bei reicherem Gemisch bzw. größerem p; ebenso wie bei Spätzündungen, starkem Nachbrennen usw. erheblich zu. Erhöhte Kolbengeschwindigkeit und verminderte Kühlung haben eine nur geringe Steigerung der Auspufftemperatur zur Folge. Bezüglich der Endtemperatur Te zu Beginn der Ventileröffnung siehe Seite 37.

l'i. Die Wärmebewegung vom und zum Arbeitsgas im Verlaufe der einzelnen

Kolbenspiele läßt sich zusammenhängend im Wärme- oder Entropiediagramm (Erklärung siehe Theoret. Anhang) leicht verfolgen, von dem Fig. 37 ein älteres Beispiel gibt. In diesem sind die auf 1 kg Ladung bezogenen Wärmekurven einer Deutzer Gasmaschine (stark ausgezogen), eines Verpuffungs-Petroleummotors (gestrichelt) und eines DIESELsehen Gleichdruckölmotors (schwach ausgezogen) übereinandergelegt'), die arabischen Ziffern darin bezeichnen die jeweiligen Spannungen. Erinnert man sich, daß das Abbild bei Wärmezuführung nach rechts, bei Wärmeabführung nach links verläuft, so hat man in dem Diagramm ein klares Bild des Wärmeaustausches während des zweiten, dritten und vierten Taktes. Mit den beiden Verpuffungsmotoren beginnend, erkennen wir in der Wärmelinie a-6 der Gasmaschine eine mäßige Wärmeabfuhr während des ganzen Verdichtungshubes, die beim Verpuffungspetroleummotor so stark ist, daß seine T· r ·l'I Linie ab' fast als Isotherme erscheint. tstJtJ (Es sei hier indes eingeschaltet, daß die .7.soN> erme ~\ I sehr kleinen Spannungsordinaten der ~ ( ~ I erstenHälfte des Verdichtungshubes sich '· nur annähernd "abbilden" lassen, wo- 1200 ~~ durch dieser Teil des Wärmediagrammes ~ c.k \~ immer zweifelhaft bleibt.) In Punkt 6 I \\ bzw. 6' beginnt die Verpuffung mit ihrer 1000 starken Wärmezufuhr, infolge deren sich / die Linien sofort nach rechts oben wen~5 den und bis c bzw. c' ansteigen. Augen- 800 scheinlich fällt in beiden Diagrammen die Höchsttemperatur mit der größten V I ohne Spannung zusammen. Auf den Wärme- 600 01/ J,J kurven elf bzw. c'ii' vollzieht sich die ~ Ausdehnung beim Gasmotor mit un/-tv Ab• Zu• / ftih ausgesetzter stetiger Wärmezufuhr (durch '100 '"'!! V ..... -~ a./ Nachbreimen), beim Petroleummotor nach rund 2fa Hub fast adiabatisch. Da ~· /lf.E: auch auf dieser Strecke noch Wärme an 200 Fig. 37. Entropiediagramme von Verpuffungs- und Gleichdas Kühlwasser abgeht, so zeigt sich druckmotoren.

129

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1 ) Diagramme aus einem Vortrage des Dampfkesselinspektors KRAuss, veröffentlicht in der Z. d. Österr. Ing.- n. Archit.-Ver. 1898, Nr. 10.

42

I. Teil. Arbeitsverfahren und Arbeitstakte.

auch hier ein Nachbrennen bis gegen Hubende. Endlich findet zwischen Punkt d und a bzw. d' und a das Ausschieben der Abgase nrit bedeutender Wärmeentziehung statt. In dem Wärmebilde des Gleichdruckölmotors entspricht der Linienzug I bis /II dem Verdichtungsvorgange. Die starken Richtungswechsel dieser Kurve sind aus dem obenerwähnten Grunde nicht scharf gültig; der durchschnittliche, entschieden nach links gerichtete Verlauf läßt aber keinen Zweifel darüber, daß sich die Verdichtung unter Wärmeableitung vollzieht, und zwar von Punkt II an in solcher Stärke, daß die Temperatur der verdichteten Luft während des Hubrestes fast unverändert bleibt. Im Punkt /II (oder ein wenig zuvor) beginnt die Brennstoffeinspritzung und Verbrennung; augenblicklich kehrt der Linienzug nach rechts oben um, bis Punkt ff eine nachhaltige energische Wärmeentwicklung ankündigend. Die Temperatur steigt dabei schnell von 580 auf 15100 absol., also um das 2,6fache. Diese Temperaturzunahme hört nicht, wie gewöhnlich bei den Verpuffungsmotoren, im Augenblick der Höchstspannung (Punkt lff) auf, sondern dauert noch so lange in den Ausdehnungshub hinein fort, bis der Druck auf 24 At (Punkt ff) gesunken ist. Zwischen Punkt ff und ffl bleibt die Gemischtemperatur kurze Zeit unverändert (zufällig); die durch die Ausdehnungsarbeit verbrauchte und an das Kühlwasser verlorene Wärmemenge wird also auf dieser Strecke durch das Nachbrennen gerade ersetzt. Von Punkt VI bis VII vermag das immer noch anhaltende Nachbrennen den Wärmeverbrauch nicht mehr ganz zu decken; dio Ausdehnung ist folglich von nun an mit einer allmählichen Temperaturabnahme verbunden und verläuft auf der letzten Strecke ff/1 bis VIII scheinbar rein adiabatisch. Die ständig an das Kühlwasser abgehende Wärme wird hier also bis zum Hubende durch Wärmezufuhr (Nachbrennen) ausgeglichen. Wenn in Punkt VIII der Auspuff beginnt, haben die Verbrennungsgase noch eine absolute Temperatur von über 1100°, die während des Ausschubhubes durch die entweichende Abgaswärme dann schnell bis auf rund 300° abnimmt. In Punkt I ist der Anfangszustand wieder erreicht. Volle Genauigkeit kann zwar keines dieser Entropiediagramme beanspruchen; am vertrauenswürdigsten ist wohl noch dasjenige des Diesel-Gleichdruckmotors, weil für dessen Berechnung außer not • 18/7()• den spezifischen Wärmen alle 16SO ;;-.1'-t'-wesentlichen Unterlagen in Zll'-tll:-ffl-t--t-t__,....od--+-H-t--+-+-+Versuchsbericht von 1 +--+-H-t---t--t-15/7() einem ';:--. ' : . ~ I-~ q''" 1--- ~~fom,~'~l- +SCHROETER gegeben waren, wo75-fr-t-t-''"'++-H-t--t-+-t--t'-"1' -*++-H-t---t-+ 7i!i717 hingegen die Wärmelinien der -~--.~1-~ beiden Verpuffungsmotoren w ?. rJ'OO ~4:.~~ ~ P:tn '7J:>?:-n:~ 150 über die Wärmebewegung im o·l;:~t:1::i±i:±:;t=f:;fl:~q;:f:%:±;1:=~';2t0• Zylinder im allgemeinen eine )j,. 71l zu .1Q '1(1 50 60 70 811 .90 100% richtige übersieht. Den Verlauf der TempeFig. 38. Temperaturdiagramm eines Leuchtgasverpuffungsmotors. raturen während eines Verdichtungs- und Ausdehnungshubes (die beiden übrigen Hübe erscheinen im Spannungsdiagramm in solch kleinen Ordinaten, daß diese hier nicht verwertet werden können) veranschaulichen Fig. 38 und 39; darin sind die Temperaturkurven direkt über die Spannungsdiagramme der Vollbelastung gelegt, so daß die gegenseitige Lage von T und P für jede Kolbenstellung leicht ersichtlich ist. Auffällig

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··l-rfr:

Untersnchnng der Arbeitstakte.

43

ist das späte Auftreten der Höchsttemperatur T max; sie liegt in dem Gasmaschinendiagramm Fig. 38 zwischen 8 und 10% des Ausdehnungshubes, also dem höchsten Verpuffungsdruck noch ziemlich .!8at r. nahe, verschiebt sich hingegen in ,.., ..... dem Diagramm des Gleichdruck- JS ölmotors Fig. 39 bis auf 20% nach -~ -~ ... ~; ~?I. r=::· dem inneren Totpunkt und sogar .JfJ T. ... r~~ noch auf 7% des Kolbenweges nach • 7256 Schluß des Einblase- (Brennstoff-) ~ ·~,a rAif"" Ventils. Die Grenztem:Peraturen ~ T max und T., damit natürlich auch ifl die mittlere Temperatur Tm. sind ~ beim Gleichdruckmotor I beträcht- TS r"~ \ lieh höher als bei dem Verpuffungs~l.lli .. .. .. 1f-- .. ~- ~ ··~· motor, trotzdem sich das Diagramm 1YI P:>); 1-i- r& ~ ((j Fig. 38 auf reiches Leuchtgasgemisch '?;P;> 5 Z.fO bezieht. r,., ~"'r< hy~Ikalische

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1: 1

!, 1 1' 1

Behandlung im Feuer und beim Anlassen genau nach den Anleitungen der Hüttenwerke.- Bm Lufthärtung läßt swh das Verziehen der Teile leichter.. vermeiden als beim Härten m Wasser oder 01.

1

0,87

I ~~~

~E!~ !Eii ~E~i !E!~

II

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Im Feuer ziemlich unempfindlich. Hochprozentige Nickelstähle oxydieren nicht, sind geg·en Hitze und chemische Ein. k·ungen sehr w1'd erst an dsf ä h.Ig, nahezu unwu magnetisch,· ihr Ausdehnungskoeffizient ist bis c-.o 300° fast verschwindend klein.

i:6~ 1, -

.I

Nickelstähle besitzen allgemein äußerst große Zähigkeit bei mäßiger Festigkeit, eig11en sich deshalb für solche Teile mit bedeutender Stoß- und Biegungsbcanspruchung, die reichlieh starke Abmessungen erhalten können.

I

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40-3oi 35-25 I 35-25 • [I

Chromnickelstahl siehe oben.

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135-1551120-Ho 1 s-6 7-4 135-155 115-135 1 5-3 120-140 100-115 132-164 . 124-157111-8

lf--------------

hr-l

12o-140

50-60 I 30-40 60-70 'I 35-40 40-44 55-56 130-150 I

1,58 0,94 1,30 o,87 1,33 1,16 -

höchste Festigkeit mit größtmöglicher Zähigke1t, smd daher besonders für sehr stark und stoßweise beanspruchte Teile geeiguet. Die eigene Feuerbehandlung ist meistens ausgeschlossen, also das Material in "vergütetem" Zustande zu beziehen.

14o,-lr-w;-i---------------

I _

~~=;~ i~=i; 60-50 ~~=!~ 26-22 !~=~~ 20-30

35-45

I'

~t:~ ~.

~~=io 10-5 15_ 10 15-10

2,03 1,13 1,26 1,09 1,18 0,62 0,68 _ -

I

140,60-5o 140,50-40 110,60-50 no,- · 5o-4o 100,65-55 100,60-50 "'60 I 55-50 "'60 -0,55--50 '; 30 65 55

35-45 65-75 75-100 I 55-70 ""80 ' ""55

135-150 11 5_ 130 75-100 55_ 70 150_200 120-175 80-100 70-80

Allgemeine Eigenschaften

Mk.

1

I'

95-110

Tafel 8.

'k: ,!

Nickelstahl siehe oben.

I

1

1

1,25 1_,16

Elektro-Manganstahl besitzt außcrordeutliche Zähigkeit im Vergleich zu seiner Festigkeit. Preiswert für kleinere Telic.

1,14 o,5 044 o:s5 1

Federstähle sind entweder naturhart oder im Bleibade anzulassen .

72

Il. Teil. Das Entwerfen und Berechnen der Verbrennungskraftmaschinen.

Prüfungswerte von Gußeisen Tafel 9.

(nach Untersuchungen von C. BACH, HUNDSHAGEN und PHILIP).

Gesamt-Koh19nstoff davon Graphit . gebunden Silicium Mangau Kupfer . Schwefel Phosphor "i s.!i> {Zugfestigkeit K, im mittel . ;5 ~ e ~ Biegungsfestigkeit K 0 ,, . ~Jl Verhältnis K,: K, " . ;; E 8 {Zugfestigkeit K/ im mittel. ~ ~; '@ Biegungsfestigkeit K{ ,, . 6 ~A" Verhältnis Ko':K/

o

1,

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I Marke B I' Marke C guter z r d ß I Heißdampf1Maschinenguß 1 Y m ergu .. guß und dgl.

'I Marke A

Chemische Zusammensetzung und Festigkeitswerte

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.

I

3,2322,124 1,1os 1,285 0,648 o,o97 0,144 o,z5s 25,42 39,88 1,56 28,01 48,55 1,73

-~-

Marke D Rohrenguß

3,1~~ ~~~ 3)84~ 2,118 1,o25 1,252 0,532 o,o5s 0,136 o,328 27,50 40,72 1,48 27,57 41,38 1,50

2,475 o,709 1,668 0,695

o,oz8

0,080 o,66o 19,56 30,13 1,54 20,01 36,78 1,84

Inwieweit diese Gütegrade durch die besonderen Vorzüge zuzüglich die erwähnten Umwandlungslöhne verschoben werden und wann das jeweilige Gleichgewicht zwischen der Summe aller Vorteile und den durch sie bedingten Mehrkosten sich einstellt, kann nur von Fall zu Fall ermittelt werden. Ausschlaggebend ist hierbei in letzter Linie, daß die gesamten Erzeugungskosten innerhalb der durch den Wettbewerb gezogenen Grenze bleiben. In der Hinsicht ist nun wichtig, daß im Großmotorenbau die Arbeitslöhne fast stets einen erheblich höheren Anteil an den Erzeugungskosten haben, als die reinen Materialkosten, und zwar liegt bei guten ortfesten Verbrennungskraftmaschinen das durchschnittliche Verhältnis reine Materialkosten .. ___ etwa bei .. _!.__ bis l_ . produktive Löhne+ Lohnzuschläge 1,5 2 Die Löhne wiegen also immer über und der Konstrukteur braucht deshalb in der Ausnützung der hochwertigen Baustoffe auch da, wo keine ganz ungewöhnlichen Beanspruchungen vorliegen, nicht gerade ängstlich vorzugehen, wenn er darauf bedacht ist, den Arbeitslauf zwischen Rohstoff und Endzustand zu verbilligen. Anderseits ist aber das teure Baumaterial keinesfalls dazu da, fehlerhafte Konstruktionen über Wasser zu halten oder Ausführungsmängel mitzuschleppen. Solange sich bei zweckentsprechend entworfenen Maschinenteilen mit den alltäglichen Baustoffen auskommen läßt, wird man diese in der Regel bevorzugen, auch schon deshalb, weil jede unnötige Vermehrung der Materialarten die Verwaltung der Vorräte erschwert, d. h. der Werkstätte hinderlich ist. Noch eins spricht hier mit: Die volle Ausnützung der besonderen Eigenschaften der hochwertigen Baustoffe, insbesondere der sog. veredelten oder vergüteten Stähle, bedingt fast stets eine sehr sorgfältige und kundige Behandlung derselben, zumal im Feuer; einige Sorten sind in dieser Hinsicht so empfindlich, daß die Hüttenwerke eine Hitzebehandlung seitens der Maschinenfabriken überhaupt nicht zulassen. Darin liegt eine Beschränkung, die in manchen Werkstätten bedenklich werden und die besten Absichten des Konstrukteurs vereiteln kann. 1 ) Die quadratischen Prüfungstäbe waren mit Rohgußhaut versehen, die runden Stäbe äußerlich bearbeitet; der erhebliche Unterschied namentlich zwischen K, und K,' hängt im übrigen mit den Quersclmittsformen zusammen (vgl. auch Z. des Ver. deutsch. Ing. 1908, Seite 2061). Die größte mit einem 20 mm-Rundstab des Gußeisens B erreichte Biegungsfestigkeit betrug 57,39 kgjqmm.

73

Grondlegende Erwägungen.

Prüfungswerte von Chromnickelstahl.

Tafel 10. Anlaßremperatur in o C •

.

·II

kgjqmm Streckgrenze Zugfestigkeit kg/qmm Dehnung % Zusammenziehung % mkg Spez. Schlagarheit Kugeldruckhärre nach BRINELL

300

500

540

640

700

107,5 120,0 8,6 49,5 12,2 323

103,9 107,3 10,3 50,0 14,6 3()

76,4 83,3 14,8 63,3 24,1 244

62,5 72,1 19,6 69,2 34,0 221

48,8 73,2 19,6 59,2 30,9 212

Ein greifbares Beispiel hierfür behandelt Zahlentafel 10 und das Diagramm Fig. 47, die sich beide auf den gleichen Chromnickelstahl beziehen 1 ), der bei 890° Erwärmung in öl gehärtet und 8 Minuten lang auf die bezeichneten Temperaturen angelassen wurde. Mit Rücksicht darauf, daß es in wichtigen Fällen, also für stark belastete Teile mit kraß wechselnder hoher Beanspruchung, nicht mehr genügt, die Zähigkeit des Baustoffes allein nach der Dehnung zu beurteilen, sind hier noch die sog. Kerbschlagzähigkeit, sowie die Kugeldruckhärte (nach BRINELL) angegeben. Aus dem Bilde ergibt sich nun, daß die Werte für Dehnung, spezifische Schlagarbeit und Zusammenziehung bis etwa 5000 Anlaßtemperatur stetig langsam anwachsen, zwischen 500 und ungefähr 650° aber plötzlich hochschnellen; oberhalb 6500 fallen hingegen die Linienzüge für 7Z Schlagarbeit undZusammenI ziehung schnell ab im Gegen/' 8 I ' i satz zu der Dehnungskurve, 6~ \ ' die sogar noch ein leichtes 160 \ i -· ! 60 I Ansteigen erkennen läßt. 56. ! i . Vo.n dieser kritischen Tem- ~ 'f'IO ~~. i s I 1--c: __L_ _ __j peratur an nimmt mit der~ ~r-----i Zv8ammen:o= Dehnung auch die bis dahin ~ ~ ~ spnmgweise abfallende Zug- -~ no -;:;:·~t-;. festigkeit wieder zu, trotz- ~ ! ~ i ! Ee 1 Bedacht nehmen.

II. Teil. Das Entwerfen und Berechnen der Verbrennungskraftmaschinen.

80

Heizwert, kleinster Luftbedarf und praktische

Tafel 11. _ _1\

Spalte Nr.

r Unterer

Die eingeklammerten Gewichtseinheiten in den Spalten1 bis 9 gelten für die flüssigen (nnd festen) Brennstoffe

I

köpfe~

t!

I'.I

II

rrm . . gewöhnlich

I II Leuchtgas I,

ij

. . . Ibezogen auf .A.nthrazitl) reich

.

.

.

l

bezogen auf dessen Gas

II

.

Kraftgas bezogen auf Kokse 1) bezogen auf deren Gas • II Ir

.

.

•

.

.

.

. •

. ..

. . •

•

.

.

{I 1.

I .

hewgm> '"' Bcm ko h loo- B d h«e ') .

:1

1

I

bezogen nuf deren Gas

III II Hochefeugas (Gichtgas) .

IV II Koksofengas V Petroleum (Verpuffuugsmotor) VI Rohöl (Gleichdruckmotor) VII Benzin (Benzol u. dgl.) . VIII Rohspiritus von 90 Vol.-Proz.

I

.

1

Heizwert für 1 cbm (kg)

1f

3

Luftbedarf theoretisch I wirklich lo

i

l

für 1 cbm (kg) cbm

H WE

für 1 cbm (kg) cbm

4WO

5.0

7,5

bis

bis

s.o·

9,0

5000 5500 eooo 7500 1250

0,9 bis

j

1.1

1,5

7000 1150

0,85 bis 1,0

1150

0,9-1.0

4800 950 4500

• I---II

2

---

10500 10000 11000 5700

0,75 5,3

11,5 11,0 11,5 6,0

1,25

I 1

1,3

0,9 bis 1,0 7,0 16 18 15 8

bis 22 bis 20 bis 17 bis 12

Für die gewöhnlichen Betriebsverhältnisse enthält Seite 31 Durchschnittswerte des Lieferungsgrades 'Yf 1 ; die übrigen Größen H, l und 'Yfw können nach Tafelll gewählt werden. In letzterer beziehen sich die Angaben der Spalte 3 auf die Nennleistung (N.) von kleinen und mittelgroßen Motoren; da N. bei guten Ausführungen mindestens 15 bis 20% unter der erreichbaren Höchstleistung liegt und auch für dieses N mr.x noch ein genügender Luftüberschuß nötig ist, so ist von vornherein für die normale Belastung N. keineswegs weniger als 25% überschüssige Verbrennungsluft in Rechnung zu nehmen. Diese Vorsicht ist besonders bei Großgasmaschmen zu beachten, um bei ihnen die durchschnittlichen Verbrennungstemperaturen in erträglichen Grenzen zu halten (vgl. Seite 10, 38). Im übrigen zwingen hohe Verdichtungsspannungen zu einer größeren Verdünnung des Gemisches, zumal bei den wärmereichen flüssigen Brennstoffen, wobei dann 50 bis 60% und noch mehr Luftüberschuß vorherrschend sind. Aus naheliegenden Gründen kann man sich dem theoretischen Luftbedarf um so mehr nähern, je gründlicher Gas und Luft miteinander gemischt, je niedriger verdichtet und je wirksamer gekühlt wird. Die innige, gleichartige Mischung läßt sich bei den Verpuffungsölmotoren nur schwer erzielen; sie arbeiten zudem durchweg mit sehr wärmereichen Brennstoffen und sind infolge ihres verwickelten Ladevorganges gegen Überlastung viel empfindlicher als die Gasmaschinen. Das alles zwingt dazu, diesen Ölmotoren einen besonders reichlichen Luftüberschuß zu geben, wie es in den Tafelwerten denn auch geschehen ist. Der Brennstoffverbrauch 0 (Spalte 4 bis 9) setzt zeitgemäße Ausführung und geordnete praktische Betriebsverhältnisse voraus; auf dem Versuchstande und bei Leistungsprüfungen werden an gut vorbereiteten Motoren häufig bessere Ergebnisse erreicht. Allerdings gibt es auch noch Bauarten, die- mit geringerer Wirtschaftlich') Bei Sauggasanlagen einscbl. 8 bis 12'/0 eines vollen Tagesverbrauches für Anheizen oder Durchbrand. Verbranch bei Teilbelastung s. V. Teil, Seite 497.

Ermittlung der Hanptmaße.

81

Ausnutzung der motorischen Brennstoffe.

~--4-~~~L

5

Tafel 11.

6

8

7

9

Brennstoffverbranch G für 1 PSejst. bei Nennleistung (bezogen auf 735,5 QS und 15 °), wenn die Nennleistung Nn = 5 PSe 10 PSe 200 PSe u. mehr ~15__I'§_e___ _c5c.:.O~P_S_e_ _1___1_00~P_Se

l-- _

1-

c~m

'Iw

-cfm

(kg)_ _ _ _ _

5800 -li2 ~~ 33,8 kg, qcm ..

l

insgesamt J = 6380 cm'.

1 ) Weil die zulässige Biegeanstrengung (k,) größer als die Zugbeanspruchung (k,), des Gußeisens, so gilt für dieses strenggenommen die Forderung

ßa

+ a, ~ k,

bzw.

o

+ -~ :c;;; k,.

=-? =

ß 1,2 bis 1,5; mit dem letzten Werte würde obiges Beispiel also genau eine größte Biegeanstrengung ~ 1 = 1,5 · 30 + 122 = 167 kgfqcm liefern. Der Unterschied ist offenbar bedeutungslos und bleibt es auch, solange a gegenüber o, klein ist. Diese Voraussetzung trifft nun bei allen folgenden Beispielen (mit Ausnahme von Beispiel 3, Seite ll7) zu, weshalb darin durchweg Gleichwertigkeit von k, und k,. also ß = I angenommen ist. Die hierin liegende Ungenauigkeit bietet eine erhöhte Sicherheit, sofern man darauf hält, daß o + o, ~ k,. Für die hier in Betracht kommenden Querschnittsformen ist

99

Allgemeine Bauteile.

Widerstandsmoment IV= 6}~ = 770 cm•, Biegungsmoment Jf, = 1800 ·55 = 99 000 cmkg. Größte d~r äußeren Querschnittsseitel "• = 9!~ = 129 kgfqcm; dazu die Zug-

Biegungsanstrengung (auf

li

beanspruchung aus P • mit 33,8 "' 34 kgfqcm ergibt eine Gesamtbeanspruchung

0

"+ a, = 34 + 129 = l63kgfqcm.

3. Das zu einem 100 PS Güldner-Gasmotor (s. Fig. 74 bis 76) gehörende geometrischen Elemente. Manche von diesen, z. B. der Flächenteilchen I, IV und VI, würden unbeschadet der ZnverliiBsigkeit der Untersuchung fortbleiben können, andere mit unerheblicher Abrundung sich vereinigen lassen; beides ist hier nicht geschehen, um den Gang der Berechnung für eine genau gegebene Konstruktionsfläcbe zu zeigen. Linker Lagerquerschnitt: J1

=

1•5 ~ 4 • 6~

2 + 1,5 . 4,5 . 11,8• = 11,4 +

=

3•3 ~;· 6 ' + 3,3 • 2,6 - 10,81

3. 4'

=

12- +

=

1,0+2,0. 6' ( 2---- + 2 . -12

3 . 4 • 11,61

= !i_ -1~-~ + = 2·

=

4,9 + 1000

1004,9 cm'

1626,0 cm'

1610

)

! 0 +2 20 . 6. 16,31

18. (;.5 + 3,7)' (--'---T - 2- - + 2

= 2 . (270 + 2395)

5330,0 cm' 796,4 cm'

) 1,8 · 2•1i; 3 •7 · 16,51 = 2 • (4,5 + 1520) =

JJX

=

Jx

= 27 ·~~ 2•

27 • 6 ~ 1 •~8

1

+ 27,6 · 5,25 · 15,1'i = 1

+ 27,6 • 1,8 · 3,2• =

+ 27,6 · 2

li23,4 cm'

13,4 + 510

=

4,9

+ 1186

5,7

+ 780

60. 2 21 Kurbeltrog: Jxm = - - 12'-- + 60 · 2,2 · 25,4 2

em'

= 35033,0 cm'

333 + 34 700

=35918,3 cm'

• 25,5 2 = 18,3 + 31i900

5,4. 2,2 1 + 5,4 • 2,2 • 101 = 12 1,6. 3,5' ' _1_2_' 1,6. 3,5. 11,81

3049,0 cm'

= 35 960,0

2 . ( 2•2 [:4•68 + 2,2 . 44,6 . 4,2') = 2 . (16 250 + 1130)

2

-

= 16 +

951,4 cm•

5 . 1,5 . 10,31 = 1,4 + 79li

Jw1 = 27 •6 ~ 5 • 25 '

=

=

940

1190,9 cm' 785,7 cm'

J 1 = 122169,0 cm'

= 53 + 851i00 =

85553 cm'.

Rechter Lagerquerschnitt: Hierin sind die Flächenteilchen XIV bis XVI anstatt des Teilchens VIII der linken Hälfte eingeführt; alle übrigen Einzelflächen sind in der linken und rechten Querschnittshälfte genau gleich. Dadurch vereinfacht sich der weitere Gang der Berechnung so: 62·525 ) Jx1y=2· ( ~+6,2·5,25·15,5' =2·(74,8+7820)=15785,6 cm', 3

Jxv = 2 · ( 2 ·~;:·8' +2,6·8,8 ·13,72} = 2·(147 +4290) = 8874,0 cm', Jxv1 = 1-0-[~-· + 10·2,5·9,8' = 13 +2400

=

zusammen

2413,0 cm• 27 072,6 cm'

102

II. Teil. Das Entwerfen untl Berechnen der Verhrennungskraftmaschinen:

und damit Trägheitsmoment der rechten Quet-schnittsseite

J,

= 122169- 35 033 + 27 072,6

= 114 208,6 cm•

folglich 7960,4 cm• kleiner als die linke Seite. Als die Summe der Einzelmomente ergibt sich nunmehr das Trägheitsmoment des vollen Quer•chnittes: J = J 1 + J::r111 + J, = 122169 + 85553 + 114209 =rund 321931 cm•. Da der Abstand der meistgezogenen Faser von der Nullachse e = 26,5 cm, so ist das zugehölige Widerstan~smoment W = 3;~~; 1 .= 12146 cm' und endlich aus dem oben ermittelten Biegungsmoment d1e

größte Biegungsbeanspruchung o,

=

1560000

l2ülf. "130kgfqcm.

Das Trägheitsmoment des Kurbeltroges macht über 35% der Momente der beiden Lagerquerschnitte aus. Betrachtet man letztere für sich allein, so erhält man insgesamt ein Widerstandsmoment von nur etwa 7500 cm 3 , da sich durch den Ausfall des Troges die Nullachse nach oben verschiebt, also der Faserabstand e auf rund 30 cm vergrößert. Der Kurbeltrog vermehrt mithin die Festigkeit bedeutend. Gewöhnlich ist die Materialbeanspruchung in der normal zur Kurbelwelle gerichteten senkrechten Mittelebene der Grundplatte viel kleiner als in den oben untersuchten mittleren Lagerquerschnitten. Bei großen Lagerabständen, ungünstiger Befestigung der Gestellfüße, großen Aussparungen in der Tragwand usw. kann indes auch das Gegenteil eintreten, weshalb eine bezügliche Nachrechnung geboten ist. Hierzu soll das nächste Beispiel einen Anhalt bieten. Zahlenbeispiel 6: Eine der vorigen ähnliche Grundplatte habe einen höchsten Kolbendruck mn P, = 100 000 kg, entsprechend je P = 50 000 kg Lagerdruck aufzunehmen; der Miltf·Iabstand der Kurbellager sei 90 cm. Die Verbindungsbolzen zwischen Platte und den Gestellfüßen mögen nach Fig. 9:·: auf 5 Paare verteilt sein, von denen also jedes einzehw mit 100 ~- = 20000 kg bc·L1Std ht. 5 --1{1· - -

,.._

·-15

.- {·Z!!P_D_Oif$_f!.=5QOO~kg__

·20 -··

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JhlhtHell einer SO PS Sa u1Jgumasehi ne..

A !lgemrine Bautei!e.

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. -'178 0

'•fW'~--------------

-

107

1700

5'1-80

. - - ..M:lh. a'et:. .Sf~V..~{Iff(/e . ____ .

Fig. 105- 107.

Rahmen mit geschlossener Geradführung einer einfachwirkend('n :iOO PS Gasmaschine der Firma. LOUIS SOF.ST & Co. in Düsaeldorf.

} · ig. JO~ uut.l 109.

(Jffener (~t·radführungs rahmen der Firma HANIEL & }.ta:G in JHisseldorf.

= 000 PS in 2 doppeltwirkenden Zylindern.

n = 165 mm, S = 900 mm, Nn

Entsprechendes Schaubild auf der nächsten Seite. Gesamtzeichnung einer 2400 PS Gasmaschine derselben Bauart auf Konstruktionstafel XVI.

108

II. Teil.

Das Entwerfen und Berechnen von Verbrennungskraftmaschinen.

Fig. 110.

Qtfener Ger&dtuhruog!lrahmen der Firma HANIEL &:; D

= 1200 mm,

S = 1300 mm,

LUEG

in Düssetdorf.

N" = 2400 PS in 2 doppeltwirkenden Zylindern.

Größte Baulinge 7"260 mm. Fertiggewicht 47 400 kg. Gesamtzeichnung der betreffenden Gasmaschine auf Konstruktionstafel XVJ. K M, und M, = i (M, M,), wenn M, < M,. STODOLA (Dampfturbinen, 4. Aufl. S. 284) verwirft die Ableitung eines ideellen Biegungsmomentes M, überhaupt und sieht inl Einklang mit .:en Untersuchungen von MoHR, ScoBLE u. A. die größte

+

Schubspannung • (hier • = für • als zulässig erachtet.

t

VMl ~ M:)

als maßgebend an, wobei er für S-M-Stahl etwa 400 kgfqcm

204

l

II. Teil. Das Entwerfen nnd Berechnen der Verbrennnngskraftmaschinen.

und daraus M, = 12 300 · 60 = 184 500 cmkg ' 4 61;0 . 60 M,, = - -2- = 19 800 cmkg

M,

=

)"184 500 2 + Hi

soo• =

185 500 cmkg,

M, = 600 · 23,75 = 15 700 cmkg, M, = 0,35 • 185 500 + 0,65 )"~18~5'-c5co-00~2c-+~15 700 2 = 186 500 cmkg,

also größte Beanspruchung des Zapfens im Totpunkt

_ 186 500 _-_1:Q_ _ 1 865 ooo = 1080 k I 123 1728 g qcm.

0' -

Fig. 344 und 345. KurbelweHe einer liegenden Leuchtgasmaschine ~hne

Mb smn

VOIJ.

D

= 25 cm.

Maße in cm.

die beiden Nebenmomente M,, und M, würde die Anstrengung des Materials aus P, bzw.

1

500. 10 a, = -1841728 - = l067 kgfqcm.

Dies Beispiel zeigt, daß es genügt, die Nachrechnung des Kurbelzapfens von Verpuffungsmotoren mit P, allein durchzuführen, wenn das Gewicht G oder der Abstand a 1 nicht ungewöhnlich groß ist. Scheidet man aber Mb, und Ma aus, so entsteht die vereinfachte Formel _ P.a _ P.alO _ 2,5P.a k I (32) 0b W4 d3 4 d3 g qcm und mit o0 ~ kb = 1000 kgfqcm für guten Flußstahl wird dann d 1•jP,a2,5 1'/P,a 33 ) ~V 1000 =V 400 cm. ( Unter der Annahme, daß a""' 2,2 D, was für gewöhnliche Rahmenformen annähernd zutrifft, findet sich schließlich aus Gleichung (33) überschläglich für Verpuffungsmotoren (p. = 25 at, P,""' 20 D 2 ) d

·22D • =V1•j20D 400, =iO,llOD" = 2

0,48D

für Gleichdruckmotoren (p, = 35 bis 38 at, P,"" 30 D 2 ) l'f30D 2 • 2 2D , - 3

d=V

400 '

=VO,I65D =0,548D=0,55D

(33n)

(33n)

Die hiernach berechneten Zapfenstärken stehen in guter Übereinstimmung mit vielen erprobten Ausführungen. Vgl. hierzu auch die Diagrammtafel Fig. 46, Seite. 67. Die scheinbar recht hohe Beanspruchung ob "" 1000 kgfqcm ist bei den im Motorenbau für die Kurbelwellen verwendeten guten Stahlsorten an den Stellen unbedenklich, wo störende Durchbiegungen nicht auftreten können. Die wirkliche Anstrengung ist zudem erheblich niedriger, wie sie dieses sichergehende Verfahren liefert; denn die tatsächlichen Stützpunkte der Welle liegen nicht, wie vorausgesetzt, in den Lagermitten, sondern annähernd in Höhe der inneren Rahmenkanten; es ist somit die wirkliche Freilänge nicht a, sondern nur etwa 2c (s. Fig. 337). Weil nun durch-

205

Allgemeine Bauteile.

gängig 2 c = 0,65 bis 0, 75 a, so ist auch das wahre Biegungsmoment 1 /, bis 1/ 3 kleiner, als es Abstand a ergibt. Ferner ist zu beachten, daß P. gewöhnlich nur augenblicklich auftritt, also gewissermaßen keine Zeit zu durchgr-eifenden Formveränderungen findet, und praktisch auch nie in der Mittelebene des Kurbelzapfens, vielmehr auf der ganzen Zapfenlänge l angreift, womit sich das Biegungsmoment vermindert auf

P,(

M b, = 2 c - 4l) ,

(28a)

M ", = P,a cmkg. 4

anstatt

Ebenso verkleinem sich die unten behandelten Momente der Kurbelarme und Lagerzapfen entsprechend. Die hier überall zugrunde gelegte ungünstigste Annahme nimmt auf gelegentliche Ausführungsungenauigkeiten u. dgl. Rücksicht und trägt ferner neben genügender Festigkeit auch der Steifigkeit bzw. Sicherheit gegen Verbiegungen weitmöglich Rechnung. Die Kurbelarme werden im Ziindtotpunkt außer auf Druck, der hier stets unwesentlich bleibt, noch auf Biegen und Verdrehen beansprucht, ,;obei der Arm an der SchWungradseite die größte Anstrengung erfährt. In ihm wirken, nach Fig. 337 bezeichnet, . M ". = P, e cmkg, (34) ein Biegungsmoment aus P • nnt 2 ein Biegungsmoment

aus R91 mit M". =

R,I(r-i),

ein verdrehendes Moment aus R, 1 mit Md = R,1 (a- e); diese Kräfte beanspruchen den Arm M M",_ auf Biegen o", = tb•h kgfqcm (37) und ob, = t b auf Verdrehen

1:

(35) (36)

ka kgfqcm, (38)

M•

(39)

= -§-bBh kgfqcm,

woraus die Gesamtanstrengungen entstehen in den zwei meistbeanspruchten Armecken ob, + ob, , in der Mitte der breiten Armseite o", und 1: , b in der Mitte der schmalen Armseite ob, und T1 = Th, welche in bekannter Weise, z. B. nach BACH, Gleichung (30a), Seite 203, entsprechend o, = 0,35ob + 0,65fo~ + 4T 2 kgfqcm, (40) zu einer Hauptbiegespannung zu vereinigen sind. Hierbei leistet die folgende Hilfstafel gute Dienstel). Spannungsverhältnis

Tafel 24.

~=II

0,1

1

0,2

1

o,s

1 0,4

.!!!:.= 11,013 "b

Ppt= -•= 1 "b

8,7 '·"" 5,8 1'·'"'1'·'" 6,4 8,7

1,2

~= "b

2,160

Ppt= 1 12 1)

1,3

12,2

I

1,4 2,282 12,3

1

Üi 2,405 12,4

0

....! = Ob

1 0,5

0,35 + 0,65 1 0,6

y'--('1:)-i 1+4 -

1 0,7

Ob

1 0,8

I'·"' I'"" I'·"' .I"" 9,5

I

10,4

1,6 1 1,7 2,529 12,4

2,653 12,5

I

I

10,8

1,8 2,778 12,6

Beachte auch Anmerlmng zu Gleichung (30&), Seite 203.

11,2

1 1,9

1 0,9

1 1,0 1 1,1

1,688 ·11,803 11,921 11,5 11,8 ' 11,9

I

2,0

1 2,5

2,904 13,030 13,664 12,6

12,7

12,7

I

3,0

4,300 '12,8

206

II. Teil. Das Entwerfen und Berechnen der Verbrennungskraftmaschinen. Die in Tafel24 kursiv gesetzten ProportionaJteile (Ppt) geben beim Interpolieren a.n, um wieviel Ein-

heiten die dritte Stelle des betreffenden Tabellenwertes von

5: zu. vergrößern ist, wenn ~ in der zweiten Ob

Oö

Stelle um eine Einheit die betreffendlm Zahlen der Tafel überschreitet. Ist beispielsweise ~ = 0,52, 06 so ist nach der 6. SpaJte Ppt = 2 · 9,5 = 19 und 5: = { 1•269 } = 1,288. "• 19 Zahlenbeispiel 2: Der hintere Arm der Welle Fig. 344 uml 345 auf Seite 204 ist beansprucht durch 6·114000 12 300 M,, = - 2- • 18,5 = 114 000 cmkg, "•, = 9• • 14 600 kgfqcm,

M,, = 660(23,75-6) = 11700 cmkg,

"•, =

6·11700

9-140

=

40 kgfqom,

9·27400

M, = 660 (60- 18,5) = 27 400 cmkg, • = ~--.--u- = 108 kgfqcm; daraus die Gesamtbeanspruchung an den beiden meistbeanspruchten Armecken 600 und 40 kgfqcm auf Bie~n, an der breiten Armseite 600 kgfqcm auf Biegen und 108 kgfqcm auf Schull, an der schmal.tjn Armseite 40 kgfqcm auf Biegen und 108 • ,"4 = 70 kgfqcm auf Schub, was als größte Hauptanstrengung auf Biegen liefert

+ "•,

Armecken: "•, = 600 ;- 40 Breitseite: o, = 0,35 • 600 + 0,65 yooo• + 4 · Scll,malseite: o, = 0,35 • 40.

= 640 kgfqcm,

ros• = c:es kgfqcm,

+ 0,65 J'40 8 + 4 · 702

= llt kgfqcm.

Wie nun ohne weiteres klar, tritt die Beanspruchung der Schmalseite aus dem Schwungradgewicht G bzw. aus Rg 1 gegenüber den eigentlichen Betriebsspannungen in der breiten Armseite weit zurück. Bei gelagertem Schwungrade, also bei Kurbelwellen mit Außenlager, fallen die Momente M 6 , und M 4 aus dem Schwungradgewicht G überhaupt fort; der Kurbelarm wird dann außer auf Druck nur durch das Biegungsmoment M 6 , beansprucht, dessen Gleichung (34) sich für die Durchschnittsdiagramme der normalen Maschinenleistung auf Seite 196 und 197 schreiben läßt:' für Verpuffungsmotoren (p."" 25 at); für Gleichdruckmotoren (p. = 35 bis 38 at) M 6, = 10 D• e cmkg M 6, = 15 D• e cmkg (34n) 60 D• e 90 D•e ob, = -----,;Bk kgfqcm ob,=~ kgfqcm (37n) Die Armbreite (b) in der Achsenrichtung ist für Maschinen mit fliegendem Schwungrade besonders reichlich, und zwar durchschnittlich Kurbelarmbreite b ~ 0,75d (41) zu bemessen, da sonst der Verbrennungsdruck P. leicht ein für die Welle bedenkliches und äußerlich sehr störendes Flattern des Radkranzes hervorruft. Für Kurbelwellen mit Außenlager ist eine etwas geringere axiale Armstärke. zulässig, erfahrungsgemäß etwa Kurbelarmbreite b"'0,6d, (41a) wenn der Lagerabstand a innerhalb der Seite 204 genannten Mittelwerte bleibt. In beiden Fällen ist unter der gleichen Voraussetzung gewöhnlich die Kurbelarmhöhe k = P/4 d bis P/8 d. (42) Beschränkung in der axialen Armbreite b zwingt zu einer unbequem großen Armhöhe h , um genügende Steifigkeit zu erhalten; darin Hegt auch eine Verteuerung des Schmiedestückes, weshalb zu flache Kurbelarme, bei denen k : b > 2,2 bis 2,5, zu vermeiden sind. Das schlimme Ende einer in den Armen zu schwachen und außerdem mit einem groben Ausführungsfehler behafteten Kurbelwelle veranschaulicht Fig. 346. Bei einem 20 pferdigen, also verhältnismäßig großen Bockmotor zeigte sich ein anfangs

Allgemeine Banteile.

207

nur geringes Flattern des freien Schwungradkranzes, welches jedoch im Laufe einiger Betriebsjahre immer größer und schließlich so bedenklich wurde, daß der Betrieb eingestellt werden mußte. Die Untersuchung ergab dann, daß der hintere Kurbelarm an der Wurzel des übertragenden Wellenzapfens auf 4/ 5 des Armquerschnittes zerbrochen und das Material nur noch auf einem schmalen Streifen nahe der inneren Armseite gesund geblieben war. Die Bruchflächen hatten teilweise die gewöhnliche Körnung schon ganz verloren und erschienen dort wie poliert, offenbar infolge des anhaltenden Aufeinanderreihens während des Weitergebrauches der angebrochenen Welle. Wie aus dem Bilde zu ersehen, geht der Bruch genau vom Umfange des der Schwungradseite zugekehrten Wellenbundes aus, der sich ganz scharfkantig an die hintere (übertragende) Armfläche ansetzt. Hierin liegt ein arger Ausführungsfehler, der zweifellos auch die Zerstörung eingeleitet, wenn nicht überhaupt verschuldet

Fig. 846. Zerbrochene Kurbelwelle einer 20pferdigen Leuchtgasmascbine.

hat. Denn die fundamentale Konstruktionsregel, die Querschnitts- und Formenübergän~e von allen belasteten Maschinenteilen mit reichlicher Abrundung (r) vorzunehmen, hat für Kurbelwellen eine außerordentliche Bedeutung. Wie zahlreiche Kurbelwellenbrüche aus alter und neuerer Zeit immer wieder beweisen, sind die Übergangsstellen zwischen den Kurbelarmen und Wellenzapfen fast stets am meisten gefährdet, weil diese nicht nur die regelrechten Kolbenkräfte - für die sie gewöhnlich allein berechnet sind - zu übertragen haben, sondern auch durch willkürliche Massenpendelungen bzw. Schwingungsausschläge große zusätzliche Schubanstrengungen erleiden können. Hierbei lassen auch scheinbar reichliche Abmessungen im Stich, wenn durch krasse Querschnittswechsel an den Übergängen der innere Spannungszustand des Materials noch künstlich bedeutend verschlechtert wird. Wie diese Verschlechterung entsteht und wie ihr Verlauf annähernd rechnerisch verfolgt werden kann, ergibt sich am einfachsten aus den Untersuchungen von Prof. FöPPL 1 ), die sich auf die Grundanschauung stützen, daß die größte an der Übergangsstelle auftretende Spannung ebenso groß ist, wie die Spannung einer hohlen Welle vom 1)

Vgl. Z. Ver. deutsch. Ing. 1906, Seite 1032.

208

II. Teil. Das Entwerfen und Berechnen der Verbrennungskraftmaschinen.

Außenhalbmesser ; und der Wandstärke d=TfJ. Ein a. a. 0. verwertetes Beispiel beweist, daß sogar dann, wenn der Halbmesser r der Übergangskurve (vgl. Fig. 347)

~

ein Zehntel des Wellenhalbmessers

, also verhältnismäßig groß ist, die Schubspan-

nung T an der Zapfenwurzel mehr wie das Doppelte der Umfangsspannung des eigent.lichen Wellenzapfens erreichen kann. Bei kleineren Hohlkehlen wird die Bruchgefahr an den Übergängen noch größer. Man mache also die Übergangskurven der Kurbelwellen, insbesondere an den Kurbelarmen, so flach als nur möglich. Beispiele hierfür sind die Fig. 347 a bis 347f, die auch da~< ungefähre Verhältnis der verschiedenen Krümmungsradien (r, r0 , r 1 usw.) von zusammengesetzten Anlaufstellen andeuten.

rn-~ ffH~~hr4 ~ a

b

c

d

e

f

•

Fig. ß.i7a-f. ttbergangsstellen, Anläufe und Spl1tzbunde von Kurbelwellen.

Der Wellenzapfen auf der übertragenden Seite werden stets im Augenblick des größten Drehmomentes am höchsten beansprucht (siehe unten). Der einfacheren Ausführung wegen werden gewöhnlich beide Wellenzapfen ·gleich bemessen. b) Beanspruchung während des größten Drehmomentes.

Der bei liegenden Maschinen in dieser Kurbelstellung herrschende Kolbendruck P 1 ruft, dem nebenstehenden Riß gemäß, die Seitenkräfte T senkrecht zur Kröpfung und Z in der Kröpfungsebene hervor, aus denen sich, vorerst mit Vernachlässigung des Momentes aus dem Radgewicht G (siehe oben), die Beanspruchung der einzelnen Kurbelteile ableitet. Das Verhältnis der Hauptkräfte P 1 , Tmax und Z ergibt sich aus den Drehkraftdiagrammen Seite 196 und 197 und der aus ihnen ermittelten Zahlentafel23. Praktische Erwägungen, insbesondere. daß P 1 , T und damit auch Z beim Ingangsetzen des Motors wegen des dann noch geringen Beschleunigungsdruckes und gleichzeitig auch durch Spätzündungen, große Druckluftfüllungen usw. ungünstig beeinflußt werden können, führen dazu, aus Tafel 23 die folgenden, zwischen den beiden Fia. 848. Betriebszuständen liegenden Mittelwerte für unsere Festigkeitsberechnungen zu wählen: für Verpuffungsmotoren P, = 15 kgfqcm Kolbenfl. = 0,60 P, T""' TII>Ax = 10 = 0,40P, Z = 12 = 0,48P,

für Gleichdruckmotoren P 1 = 30 kgfqcm Kolbenfl. = 0,88 P, Tmax=20 =0,60P, Z = 23 = 0, 70 P,

Die gcnaue Berechnung würde mit den aus T, Z und G resultierenden Stützdrücken R1 , R, und Rg durchzuführen sein; nachdem jedoch das Beispiel 1 für einen liegenden Motor ergab, daß die Gesamtanstrengung des Kurbelzapfens durch das Schwungradgewicht G nicht erheblich vermehrt wird, so mag dieses der Übersichtlichkeit wegen hier ausscheiden. (Einfluß von G bei stehenden Maschinen siehe später.)

209

Allgemeine Bauteile.

Der Kurhelzapfen erkidet danaeh mit Bezug auf Fig. 337 und 348 R,a Ta aus T ein Biegungsmoment ;'ldb, = 2 cmkg oder, auf P, zurück- (43) 4-geführt. 1'rfb, =· 0,10 P, a cmkg für Yerpuffungsmotoren} (43 n) und 1lfb, ~·= O,L> P, a cmkg für Gleichdruckmotoren, aus Z ein

Biegung~moment Mb, und M~>,

==

=

_z{._

Jib, =

R~a,

cmkg oder, bezogen auf P,,

0,12 P, a cmkg für Verpuffungsmotoren } 0,165 P, a cmkg für Gleichdruckmotoren;

aus R 1 ein verdrehendes Moment

(44 n)

R 1 1' oder, wie vorher auf P, bezogen,

1lfd =

(44)

ilfd = 0,20 P, r emkg für Verpuffungsmotoren } und Md= 0,30 P, r emkg für Gleichdruckmotoren.

( 45) (45 n)

Aus den .Momenten 1W.b, und ~'ldb,, deren Angriffslinien sich winkelrecht schneiden, entsteht das resultierende Biegungsmoment "l[b

womit die

~Iaterialspannungen

=-- J ~lf~,

+ Jli,

(46)

cmkg.

gegeben sind

auf Bil'geu

(47)

auf ·verdrehen

T

-'~~J_

=

kgjqcm

(48)

und nac·h früherem (Seite 203) die Gesamtbeanspruchung a, = o,35ab

-t-

o,65{aF~--4;•>,:kb.

Zahlenbeispiel 3: Für die bisher behandelte Kurbelwelle eines liegenden Verpuffungsmotors ist T = 0,40 P, = 0,40 · 12 300 c~ 4920 kg und Z = 0,48 P, = 0,48 · 12 300 "-' 5900 kg; also "11,,

49 20 ·-öO- = 0,10 · 12 300 · 60 = 73 800 cmkg = ---4

M. = "'

JJ,

:i!JUO . fiO 4

0 12 · 12 300 · 6U '

=

= 88 500 emka

daraus

0

= l -.-3-SU0 2 + 8~ 500 2 =

c\ullerdem llf, = 0,5 · 4920 · 23,75 . d Hauptmoment aus .J1 b und . l1 lll,

=

)

11:3 300 cmkg.

= 0,20 · 12 300 · 23,75 = 58 425 cmkg.

0,35 · 115 300

+ 0,65 ·V ll5 auo' +-5H-425'·= 124 300 cmkg,

also größte Hanptspannung auf Biegung nach Gleichung (3la)

., = -~1~4.3~0- = 1243 00()_ ~ 720 kgjqcm '

1728

l:!"

.

Im Totpunkt war die Bean.,pruchung des Kurbelzapfens nach Seite 204 bekanntlich a, = 1067 kg/qcm (ohne 0), a,l.-,o um fast 50S,~ größer.

De1· Kurbelarm auf der Schwungradseite wird belastet, wenn er wie gewöhnlich die .:Vlotorleistung allein zu übertragen hat,

z

durch 2 auf Druck, dessen Normalspannung a=

o_,_b~hz

(49)

kgjqcm

in der Regel als unerheblich vernachlässigt werden darf; Güt.DNER, Verbrennungskraftmaschinen. 3. Aufl.

14

II. Teil.

210

Das Entwerfen und Berechnen der Verbrennungskraftmaschinen.

ferner durch R. auf Biegung, wobei M "' = R.e cmk g un d ob,=

Mb, k gIqcm -Ihfi2

(50)

oder Mb, = 0,24P.e cmkg, ob,= 1 '~4b~ze kgfqcm für Verpuffungsmotoren) und Mb, = 0,33 P. e cmkg, ob,"' _2_h~z•e_ kgfqcm für Gleichdruckmotoren;

(50n)

ferner durch T auf Biegung mit

Mv,

=

T(r-

d,~!_)

oder M", = 0,4 P.(r-

und

cmkg

d~1 )

a",

=

M",

2,4 P.

cmkg;

11o,

(51)

th•b kgfqcm

( 2du) r-

~

= - - h -2- b - - kg/qcm

für Verpuffungsmotoren und

Mv,

= 0,6

( du) cmkg;

3,6

P. r - - 2

(5ln)

d~1 )

P.(r-

ab, = -~---hOb-- kgfqcm

für Gleichdruckmotoren. Schließlich noch durch R, auf Verdrehen, indem Ma Md= R,e cmkg; T = -Jb•h kgfqcm

=

oder

lJfa

0,20 P.e cmkg;

T

=

und

M a = 0 ,30 P ,e cmk g;

-r

=

(52)

0 ·:.~·e kgfqcmfürVerpuffungsmotoren) ~

1. 3 () pz e k gIqcm f""ur GI ew . hdruc k motoren bo-h

(52n)

Die Gesamtbeanspruchung ist dann wieder nach Seite 205 an .den beiden Armecken a0, +ab, kgjqcm; auf der Mitte der breiten Armseite ao, und T kgfqcm, auf der Mitte der schmalen Armseite a0, und -r1

=

-r

-!-

Die Biegtrogsspannungen a0 und die Schubspannungen -r sind nach Gleichung (40) und Tafel 24 zu einer Hauptbeanspruchung zusammenzusetzen, die kleiner als die zulässige Biegungsanstrengung k 0 des Materiales bleiben muß. Die aus G bzw. Rgu resultierenden elastischen Formveränderungen wirken auf eine Entlastung des hinteren Armes hin (vgl. Fig. 343 auf Seite 203), deren Größe sich jedoch einer sicheren Beurteilung entzieht. Wird die Motorleistung je zur Hälfte nach beiden Kurbelenden hin abgeleitet, was indes nie mit Sicherheit erreicht werden kann, so kommt auf jeden Arm nur 0,5 T und M", bzw. a0, werden dementsprechend um die Hälfte kleiner als vorher. Zahlenbeispiel 4: Den übertragenden Arm des laufenden Beispieles beansprucht gemäß obigem

"-., =

_(),5__·_ 5900 · 18,5 t . 14 . 9 2

"-., =

4920 · (23,75_-=_5,5) i . 9 . 14 2

,=

o,5 . 4920 . 18,50 t · 14 · 9 2

=

=

1,44 · 12 300 · 18,1)_ 14 . 9 2

=

290 kg/qcm,

= ~.~2 300 · 18,25 9 . 142

= 305 kgfqcm

o,9 · 12 _300 · 18_,1)_ = 180 k I

.

'

14 · 9 2 g qcm' folglich insgesamt in der Mitte der breiten Armseite 290 kgfqcm auf Biegen und 180 kgfqcm auf Schub, in der Mitte der schmalen Armseite 305 kgfqcm auf Biegen und 180 • -!. = 126 kgfqcm auf Schub.

Allgemeine Bauteile

211

Die größte Gesamtanstrengung tritt auch hier (wie während der Zündung, s. Seite 206) an den Armecken auf, nämlich mit 290 + 305 = 595 kgfqcm auf Biegung. Für die Armseiten findet sich die erheblich kleinere Hauptspannung a, aus a, und < gemäß Gleichung (40).

Der Wellenzapfen auf der übertragenden Schwungradseite wird an seiner Wurzel (also an der Außenfläche des hinteren Kurbelarmes) bei fliegendem Rade durch Z und G auf Biegung, durch Tauf Biegen und Verdrehen beansprucht; die Schubspannungen aus Z sind unerheblich und dürfen vernachlässigt werden. Die Angriffslinien der Stützdrücke R. und R 9 u schließen bei liegenden Motoren 1 ) einen Winkel y = 90-- _ u-1

ko

"'

(62)

besitzen, so daß der gesamte winkelrecht zur Welle ausgeübte Achsenzug beträgt

A=P"+ 1 k. u-1

g

(63)

Der "Anhaftungsfaktor" u ist von der Beschaffenheit des Zugorganes und des Scheibenkranzes und von der Größe des UmfassungsbogenR bzw. von der Übersetzung zwischen Treib- und Gegenscheibe abhängig; für Lederriemen und annähernd gleiche Scheibendurchmesser ist der die Welle belastende Achsenzug mit A = 3 bis 4 P kg anzunehmen. Da das Biegungsmomcnt aus A gewöhnlich in ungefähr wagcrechter, dasjenige aus G in senkrechter Richtung wirkt, so sind beide nach Seite 209 zu einem Hauptmoment zu vereinigen. Die größte Gesamtbeanspruchung des tragenden ·wellenstückes a 1 a 2 setzt sich folglich aus diesem resultierenden Biegungsmoment und aus dem Drehmoment T max r "" T r zusammen. Gewöhnlich läßt schon die größte Durchbiegung f nur eine mäßige :Materialanstrengung an dieser Stelle zu; zu beachten ist außerdem, daß die Tragwelle durch die Keilnuten für das Schwungrad usw. noch geschwächt wird.

+

4. Festigkeit einfacher Kurbelwellen von stehenden 1\iaschinen. Grundsätzlich sind die Festigkeitsbedingungen für die Kurbelwellen von liegenden und stehenden Maschinen gleich, die für erstere benutzten Regeln daher auch hier gültig. Das Ergebnis wird nur dadurch beeinflußt, daß bei diesen beiden Bau-, arten die gegenseitige Lage der Angriffsrichtungen einerseits der Triebkräfte (P, und P 1), andererseits der Schwerkräfte (G und G1) nicht übereinstimmt. Denn bei liegenden Maschinen greifen P, und G unter zwei um 90° versetzten Ebenen an (vgl. Seite 203); bei stehenden Bauarten hingegen fallen deren Richtungslinien in dieselbe senkrechte Ebene. Inwieweit hierbei die tiefe oder hohe Lage der Kurbelwelle die Resultierende aus den gleich- oder entgegengesetzt gerichteten Einzel1 ) Einen solchen Fall behandelt eingehend Prof. GüMPEL in der Z. Ver. deutsch. Ing. 1912, Seite 1030. Die betreffende Kurbelwelle - zu einem Dreizylinder-Dieselmotor gehörend - wurde dicht am Kuppelflansch abgewürgt. Durch Verstärkung des anschließenden Wellendes von 250 auf 300 mm (der Stärke des Schwungradsitzes) gelang es schließlich, dauernde Abhilfe zu schaffen.

214

II. Teil.

Das Entwerfen und Berechnen der Verbrennungskraftmaschinen.

kräften P. und G beeinflußt, zeigen die nebenstehenden Risse Fig. 349 bis 351. Es ergibt sich daraus auch ohne weiteres, daß bei nur zweifach gelagerten Wellen, also bei fliegendem Schwungrade, das größte resultierende Biegungsmoment aus P. 6

Fig. 860.

Fig. 349.

und G für den übertragenden Wellenzapfen li entsteht (64) result. Mb = Mb, ± M",, sofern für den Standmotor (mit unten liegender Welle) das Pluszeichen, für den Bockmotor (mit oben liegender Welle) das Minuszeichen eingesetzt wird. Bei dem Kurbelzapfen und den Armen äußert sich der Einfluß von G entgegengesetzt. Im Augenblick der größten Drehkraft Fig. 351, flgJJJ herrscht in dem übertragenden Weilenzapfen eine Pt aus dem Stangendruck Pt und dem Schwungradgewicht G resultierende Mittelkraft (vgl. Seite 211) '(65) R~ =f 2RtR0 cosß kg, Rres = yR; wobei hier, entgegengesetzt zu Gleichung (64), das negative Zeichen für den Standmotor und das positive Zeichen für den Bockmotor gilt. Die Ermittlung der Drehkraft Md und alle weiteren Festigkeitsberechnungen richten sich nach den vorausgegangenen Ableitungen für liegende Maschinen. Das folgende BeiFig. 351. spiel gibt dafür eine Übersicht.

+

Zahlenbeispiel 6: Kurbelwelle Fig. 352 bis 354 eines Gleichdruck-Ölmotors von D = 30 cm, F = 0,785 • 30 2 = 707 qcm, S = 46 cm, n = 195 i. d. Min. und Nennleistung N. = 30 PS. 800 kg ohne } P, = 35 ·. 707 "' P; = 30 707 .,_, 24 21 200 kg mit

· d K lben beschleumgung. . B .. ks h t1gung er o eruc 1c

P, = 26 · 707 = 0,87 P; = 18 400 kg; Z = 0,76 P, = 0,66 P, = 14 00.0 kg, T,.". = 0,66 P, = 0,58 P; = 12200 kg. Mittlerer Kolbendruck eines vollen Viertaktspieles nach Seite 198, Gleichung (16) durchschnittlich Pm = 5,52 kgfqcm Kolbenfläche, also Pm= 5,52 · 707 = 3900 kg. a) Lagerbelastung (Stützdrucke) bei vollkommen unelastischer Welle. Im Zündtotpunkt: Lager I mit R1 = t: 21200 = 10 600 kg aus t P;;

Lager li mit R 11 = -} P; + R, 11o

wenn

t

°

R, 11 = 1600 · 321 8-5() + 500 · 1538 = 1130 kg

den Anteil aus Schwungrad- und Scheibengewicht bezeichnet, also R11 = 10 600 + ll30 = ll 730 kg (Eigengewicht der Welle überall vernachlässigt). 56+32 56 . Lager III m1t Rm = R,w = 1600 · 138 + 500 · '1.38 = (1600 + 500)- R, 11 = 970 kg nur aus dem Gewicht des Schwungrades und der Riemscheibe.

215

Allgemeine Bauteile.

Während der größten Drehkraft (0,5 P 1 ,

folglich auch A

~-

A1

c

2 = 0,58 P 1

-

B = B1 -

und

c 2

(4)

= -0,076 P 1 •

(3 u. 6)

Nach unseren einfachen Ableitungen (1a) bis (3a) ist mit den gegebenen Lagerabständen

(' =

A1

-~

2600 · 53 2 . 32

= o' 8·'8 . kg - · 2600""" 2150

B

=

2{iOQ ' 11 2 · az

=c

1

Ü

17-J '2600

·

~' 450

kg

"1

k~,.,. = 2150- voo ' 2 = ""noo

B

=

900 2

450 -

2150 + 450 -- 5 ~, -:-- .~ 1 · 2600 = 2600- 0,{i56 · 2(j00

3

~

0 kg.

= 0,:344 · 2GOO

~

900 kf'

"-\u' den Gleichungen (4) his (6) entsteht nach ENSSLIN

= 0,58 · 2600""' (' = .0,50 · 2600 =

A

1500 kg;

B = --0,076 · 2600

1300 kg, also auch hier A

Für den im Zündtotpunkt am höchstC'n

nach E"ssLI>; (i-leite 231 a. a. 0.)

o,

i't ~

4 4• ._ 1 s•

= ' 10 -.-4 .-4--- =

TF

nach unserem einfachen Verfahren o11

kg

--~00

und 21)(10 kg.

linken Kurbelzapfen findet sich, wie immer,

belastetf~n

Jf, - A a, k I g"qcm. lf ab·-~- W -

=

+B +C=

=:::::

s:rg- =

17000·11 ---

1f> 0\10. 11 ~" 8 , 15

=

8,15 cm3 uud damit

2280 kg/ w~m , ~030

'

kg;qem,

mn d\\ :L 1 / 10 \'rcniger, als die einfache l\Tomentell_!!ll·ichunf[ liefert. Beido Ermittlungen bedingen, daß die 3 'rdlenln finden wir nach Seite 216 oben die grüßte Biegungsanstrengung der Ausa,tzfläche des _-\rmes, nämlich • 7150 JJ, ~ -A · 4,2 ~ -1700 · 4,2 =- 7150 cmkg; "' ~ U, 1 . 4 , 83 = 6a0 kgfqcm. !d.-,1)

ENs~r.rN nimmt als Biegungsarm die .. elasti~che Länge" e = 4,7 cm (vgl. Fig. 370), die also etwas größer als der Abstand von Lagermitte bis Ansatzfläche ist. Dementsprechend ergibt sich nun 11

]',[ 0

= -1500 · 4,7

~

--7050 kg

und

o6

~c

7 ~ 50 , 0,1 · 4,S·'

= 640 kgfqcm.

") Vgl. in der EKSSLIKschen Arbeit die Gleichung (2) und (3); außerdem HüTTE, Des Ing. Taschenbuch 21. Aufl., III. Teil, Seite 139 und 182.

225

Allgemeine Bauteile.

Der Unterschied in den gen. Biegungsa.rmen wird demnach mehr wie ausgeglichen durch den nach dem einfachen Verfahren höheren Stützdruck (A) im linken Lager. Bezüglich der übrigen Wellenteile kann auf die allgemeinen Ableitungen Seite 213 u. f. verwiesen werden. b) Während der größten Drehkraft ("' = 35°) herrscht nach Fig. 374 das resultierende Drehmoment M, = (T1 - T,- T 3 T,) r omkg, dessen Stützdrücke sich kurzerhand aus den vorher für die Tot~ punktJage benutzten Momentengleichungen finden, nachdem für P, bzw. P 1 der größte Tangentialdruck eines Zylinders, nämlich Tm~ = T 1 gesetzt worden ist. Auch hier wird also angenommen, daß die Drehwiderstände alll! T 8 bis T, verhältnismäßig belanglos sind. Die Gleichungen (la) bis (3a) führen dann für T 1 = T-"" 1250 kg zu den Stützdrücken A 1 = 0,828 · 1250 = 1035 kg B 1 = 0,172 · 1250 = 215 kg

+

!

A = 1035 - 4 0 =

430

B= 215- -1"-

s:eo kg

und

= 0 kg.

1035 + 205 - 0,656 . 1250 = 0,344 • 1250 = 438 kg.

c=

Fig. 374.

Die Quelle kommt ebenfalls auf .11 1 = 1035 kg und B 1 = 215 kg; für das Mittellager berechnet ENSSLIN den Stützdruck aus dem größten Drehmoment 0 = A 1 + B~-0,527 T 1 = 0,473 T 1 kg, also 590 C= 0,473 · 1250 = 590 kg; B = 215-T = -88 kg A = 1035-

und

590

2' =

748 kg.

Der Unterschied der nach dem einen oder anderen Verfahren ge· fundenen Lagerdrücke ist für die 35°-Stellung so gering, daß von einer Nachrechnung des Kurbelzapfens - der ja offensichtlich durch P, viel höher beansprucht wird - hier abgesehen werden kann. Der zwischen der ersten und zweiten Krüpfung liegende KurbelF!g, 875. arm z wird, indem man ihn als am zweiten Kurbelzapfen eingespannt auffaßt, nach Fig. 375 beansprucht auf Schub aus A- T 1 , auf Biegen aus M 1 -A rund auf Verdrehen aus A • 16,6- T 1 • 5,6; dann ist M,

oder

= A • 16,6- T1 • 5,6 = 820 • 16,6-1250 • 5,6 =

6600 omkg;

•=

-~ . ~~~ 3, =

615 kgfqcm auf der langen Querschnittsseite,

=

%. ~6?~.4 • =

342 kgfqcm auf der kurzen Quersohnittsseite.

t

M, = - (M,- Ar)+ (T1 -

A) 12 = -1680 + (1250- 820) • 12 = 3470 cmkg

3470 a, = { . 5,4 . 3, = 4311 kgfqcm oder a, =

3470

i . 3 . 5,43 = 250

kgfqcm.

ENSSLIN rechnet den Zwischenarm z nicht durch; mit seinen allgemeinen Ableitungen stellt sich das Festigkeitsverhältnis etwa so: M, = 740 · 16,6- 1250 · 5,6 = 5150 cmkg und M, = - (5150 -740 · 6) + (1250 -740) • 10,6 = 4690 cmkg. In dieser Biegungsgleichung kommt wieder der Einfluß der steifen Ecken zum Ausdruck, indem die ,.el...tische Länge" des Zwischenarmes nach ENSSLIN nur 12- (2 0,55) = 10,6 cm beträgt. Ich habe als Biegungsann hier vorsorglich den vollen Abstand der Zapfenmitten (2 r = 12 cm) gesetzt; praktisch liegt der meistbeanspruchte Armquerschnitt am Umfange der Zapfenwurzel, weshalb genauer statt 2 r nur 2 r - ~ = 12- 4;,4 = 9,8 cm zu setzen wäre, wie dies in früheren Beispielen für große Wellen geschehen ist. (Vgl. Beispiel 6 auf Seite 216.) GULDNER, Verbrennungskraftmaschinen. S. Aotl.

15

226

11. Teil. Das Entwerfen und Berechnen der Verbrennungskraftmaschinen.

Im übrigen sind noch die folgenden, das größte Drehmoment nach außen übertragenden Stellen der rechten Kröpfung nachzuprüfen: Rechter Kurbelarm, beansprucht auf Verdrehen durch M, = A · 27,5- T 1 • 16,5- T 1 • 5,3 cmkg und auf Biegen durch M, = M,-r T 1 + r T 2 + (A- T 1 - T 1 ) r cmkg. Mittlerer Wellenzapfen, be&usprucht M, = T 1 r - T 1 r = (T1 - T 1) r cmkg auf Verdrehen durch und auf Biegen durch M 4 = -A · 32 Td32-ll) T 1 (32-22,2) cmkg. Die zweite Seitenkraft Z (s, Seite 214, Fig. 351) blieb hier unbeachtet, weil sie noch nicht halb so groß als der Verpuffun~ck P, ist; um Z zu berücksichtigen, müssen die entsprechenden Stützdrücke und deren Biegungsmomente wie vorher gesucht und diese Momente mit T und Z zu einem resultierenden Biegungsmoment M,,., = )"M., M~'vereinigt werden. Die Abhängigkeit der Lagerdrücke und deren Biegungamomente von der Umdrehungsgeschwindigkeit der Maschine ist in Fig. 368 bis 373 für die Zündstellung veranschaulicht. 1500 (max) Die Quelle nimmt für die 3 Geschwindigkeitsstufen n"" 0 i200 (norm&l) 17 at die höchste V erpuffungsspannung an p, = 25 20 1800 kg Daraus den größten Kolbendruck P, = P 1 = 2600 2100 und dessen Stützdrücke in Lager A = 1500 1220 1040 .. B = -200 -160 -140 .. 0 = 1300 1050 900 •• -412 kg Einfluß des Beschleunigungsdruckes P, auf Lager A und B je 0 -265 auf das Lager 0 = 0 +53 +86 " A = 1500 955 628 " also resultierender Stützdruck in Lager { B = -200 - 425 -552" 0= 1300 1100 986 " Aus den Momentenflächen der Fig. 368 bis 373 ergibt eich ohne weiteres, daß bei kleinster Gel schwindigkeit, d. h. wenn P, am größten und P, am kleinsten, -{i, die Biegungsbe&nspruchungen der Welle am größten· ausfallen; A, --- ~-- - - das gilt übrigens auch für die Kurbelstellung der größten Drehkraft. Den M&SSenlinien liegt ein Gewicht von 2, 72 kg für den Kolben und 2,32 kg für die Schubstange; zusammen von G, = 5,04 kg oder 0,048 kgjqcm Kolbenfläche zugrunde. Durch die ENSSLINschen Untersuchungen gelangt man Fig. 376. schließlich zu dem Formveränderungsbild Fig. 376 1 ), welches sich auf die linke Kurbelhälfte in1 norm&len Belsstungszustande (n = 1200, p, = 20 at und P 1 = 2100 kg) bezieht.

+

+

+

Ausführungsbelspiele von Kurbelwellen (alle Maße in cm):

Fig. 877 und 378. Kurbelwelle mit ausgeschmiedeten Gegengewichten zu einem älteren stehenden Hochdruck·Benzinmotor Bauart BANRI. (D = 40 cm, S = 60 cm, n =.185 i. d. H., Nn = DOPS, P: (X) 40 at.)

Nach der·in den älteren Auflagen dieses Buches enthaltenen Durchrechnung ist für km.. = 92 kgfqcm und