Archiv für Landtechnik: Band 3, Heft 2 1961/1962 [Reprint 2021 ed.] 9783112518762, 9783112518755

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DEUTSCHE AKADEMIE DER LANDWIRTSCHAFTSWISSENSCHAFTEN

ZU

BERLIN

ARCHIV FÜR LANDTECHNIK

3. B A N D . H E F T 2 • 1 9 6 1 / 1 9 6 2

AKADEMIE-VERLAG • BERLIN

DEUTSCHE DER

AKADEMIE

LANDWIRTSCHAFTSWISSENSCHAFTEN

ZU

BERLIN

ARCHIV FÜR LANDTECHNIK

3. B A N D . H E F T 2 • 1961/1962

SehriftleituDg: Prof. Dr.-Ing. H E Y D E , Berlin

AKADEMIE - VERLAG• BERLIN

INHALTSVERZEICHNIS Seite

E. THUM Untersuchungen zur Überholungsbedürftigkeit von Schleppermotoren

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W. BOHRISCH Beitrag zur elektrischen Messung mechanischer Größen mit Trägerfrequenzgeräten . . . "

119

W. MALTEY Einige Trocknungsversuche an Weizen

145

F. ZSCHAAGE Gerät zur Registrierung der Scherkraft an Bodenproben

165

D a s A r c h i v f ü r Landtechnik erscheint in einzelnen H e f t e n mit einem U m f a n g v o n je 5 D r u c k b o g e n . D i e H e f t e , die innerhalb eines J a h r e s herauskommen (3 H e f t e ) , bilden einen B a n d . D a s letzte H e f t des B a n d e s enthält Inhalts-, A u t o r e n - und Sachverzeichnis. E s werden n u r Manuskripte a n g e n o m m e n , die bisher noch in keiner anderen F o r m im In- o d e r A u s l a n d v e r ö f f e n t l i c h t w o r d e n sind. D e r U m f a n g s o l l n a c h M ö g l i c h k e i t 1 % D r u c k b o g e n (etwa 35 Schreibmaschinenseiten) nicht, überschreiten. D i e A u t o r e n erhalten Fahnen- u n d Umbruchabzüge mit befristeter T e r m i n s t e l l u n g , bei deren Überschreitung d^s I m p r i m a t u r v o n der R e d a k t i o n erteilt w i r d . In den F ä l l e n , in denen die L e s u n g durch den A u t o r (Ausländer) auf sehr g r o ß e Schwierigkeiten stößt o d e r sehr zeitraubend w ä r e , w i r d die P r ü f u n g durch die Schriftleitung v o r g e n o m m e n . D a s V e r f ü g u n g s r e c h t ü b e r die i m A r c h i v abgedruckten Arbeiten geht ausschließlich an die Deutsche A k a d e m i e der L a n d w i r t s c h a f t s wissenschaften zu Berlin über. E i n N a c h d r u c k in anderen Zeitschriften oder eine Übersetzung in andere Sprachen darf n u r mit Gen e h m i g u n g der A k a d e m i e e r f o l g e n . K e i n T e i l d i e s e r Zeitschrift darf in irgend einer F o r m — durch F o t o k o p i e . M i k r o f i l m oder irgendein anderes V e r f a h r e n — o h n e schriftliche G e n e h m i g u n g der A k a d e m i e reproduziert w e r d e n . J e d e r A u t o r e r h ä l t v o n der A k a d e m i e unentgeltlich 100 Sonderdrucke und ein H o n o r a r v o n 40 D M f ü r den D r u c k b o g e n . D a s H o n o r a r schließt auch die Urheberrechte f ü r das Bildmaterial ein. Dissertationen, auch gekürzte b z w . geänderte, werden nicht honoriert. J e d e r A r b e i t muß v o m A u t o r eine Z u s a m m e n f a s s u n g der wichtigsten E r g e b n i s s e beigegeben w e r d e n , Sofern er in der L a g e ist, sol 1 er diese gleich übersetzt i n russisch und englisch oder in einer dieser Sprachen liefern. G e g e b e n e n f a l l s w i r d die Übersetzung in der Akademie vorgenommen. Bezugspreis je H e f t (etwa 80 Seiten) 5 , — D M .

Herausgeber-.Deutsche A k a d e m i e der Landwirtschaftswissenschaften zu B e r l i n . Chefredakteur: P r o f . D r . - I n g . Heinrich H e v d e , Sekretär der Sektion Landtechnik der Deutschen A k a d e m i e der Landwirtschaftswissenschaften. V e r l a g : A k a d e m i e - V e r l a g G m b H , B e r l i n W 8, Leipziger Str. 3 — 4 . F e r n r u f 2 2 0 4 4 1 . T e l e x - N r . 0 1 1 7 7 3 . P o s t s c h e c k k o n t o : 3 5 0 2 1 . Bestell- und V e r l a g s - N r . dieses H e f t e s : 1 0 4 3 / 3 / 2 . V e r ö f f e n t l i c h t unter der L i z e n z - N r . 5463 des Ministeriums f ü r K u l t u r . G e s a m t h e r s t e l l u n g : V E B D r u c k e r e i , T h o m a s M ü n t z e r " B a d Langensalza.-..

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Archiv für Landtechnik, 3. Band, Heft 2, 1962 Aus dem Landmaschinen-Institut der Martin-Luther-Universität Halle-Wittenberg Direktor: Prof. Dipl.-Ing. Dr. K . R I E D E L

E. THUM

Untersuchungen zur Uberholungsbedürftigkeit von Schleppermotoren Eingegangen: 10. August 1961

1 Begriffserläuterungen Es ist ein Mangel, daß die Begriffsabgrenzung im Bereich der technischen Instandhaltung heute noch nicht einheitlich vorgenommen wird. Wie aus Beiträgen verschiedener Autoren [3; 15; 20; 22; 32] zu entnehmen ist, wird z. T. ein und derselben Bezeichnung ein unterschiedlicher oder gar entgegengesetzter Begriffsinhalt unterstellt. Zur Vermeidung von Mißverständnissen werden für die im weiteren benutzten Begriffe die folgenden Abgrenzungen vorgenommen: Die A b n u t z u n g A ist mit D I N 50 320 ein Sammelbegriff für die „durch mechanische Einwirkung (Verschleiß), chemische bzw. elektrochcmisclie Einwirkung (Korrosion) sowie thermische und sonstige Einwirkungen" verursachten unerwünschten Veränderungen an Gebrauchsgegenständen. Als A b n u t z u n g s g e s c h w i n d i g k e i t v a gilt in Anlehnung an D I N 50 330 die in der Zeiteinheit erfolgte und über Längenmessungen senkrecht zur Abnutzungsfläche bestimmbare Formveränderung eines Maschinenteils. Gemäß der Bezeichnung „Geschwindigkeit" ist im numerischen Ausdruck die Dimension für die Geschwindigkeit, als Einheit vorzugsweise ^ m / h , zugrunde zu legen. Abnutzungsbestimmungen über Massedifferenzen lassen sich bei Bekanntsein von Abnutzungsfläche und Dichte des abgetragenen Werkstoffs auf die gleiche .Dimension zurückführen. Die A b n u t z u n g s g r e n z e Lg ist das für die Gewährleistung der geforderten Betriebstauglichkeit eines Maschinenteils senkrecht zur Abnutzungsfläche bestimmte zulässige Kleinstmaß bei Messungen der Dicken oder Außendurchmesser und zulässige Größtmaß bei Messungen der lichten Weiten oder Innendurchmesser. Als G r e n z a b n u t z u n g Ag wird die Differenz zwischen Einbaumaß La und Abnutzungsgrenze Lg bezeichnet.

An Paarungselementen bewirkt die Abnutzung der Paarungsteile eine Spielveränderung, die sich in Kurvenform darstellen läßt [40]. Beim mit der Arbeitsdauer zunehmendem Spielverlauf einer Lagerung (Abb. 1) drückt das Grenz spiel Sg das zur Gewährleistung der geforderten Betriebstauglichkeit von Paarungselementen zulässige Größtspiel aus. In Anlehnung an ARTEMJEW und RAIBMAN [2] ist hierbei noch eine Unterglie1 derung in Teil- und Aussonderungsgrenzspiel zu treffen. Während bei Erreichen des Aussonderungsgrenzspiels Sg(A) das Paarungselement nach der maximalen Lauf- 5 I Jt J?l zeit £max ersetzt, nach- oder aufgearbeitet 3 (A i? T werden muß, ist das Teil-Grenzspiel Sg(B) -»1 so fest zulegen, daß das Paarungselement nach der Zwischen laufzeit 11 bei der ÜberENSFFTMTT holung einer Baugruppe ohne Bearbeitung r 1, — 'max — wiederverwandt werden kann, wobei seine des Lagerspiels Betriebstauglichkeit für eine weitere Zwi- Abb. 1. Veränderung durch Abnutzung Sa schenlaufzeit t2 gewährleistet sein muß. Einbauspiel Se Einlaufspiel Die zulässige S p i e l v e r g r ö ß e r u n g Sg(A) Aussonderungsgrenzspiel Sgili) Teil-Grenzspiel Sv ist bestimmt durch die Differenz aus Sv zulässige Spielvergrößerung te Einlaufzeit Grenzspiel Sg und Einbauspiel Sa zu i,, Teil-Zwischenlaufzeiten Sv = 8g Sa . iniax maximale Laufzeit

1

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1

Ii

3

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THUM, Überholungsbedürftigkeit von Schleppermotoren

Das Einlaufspiel Se ist erreicht, wenn die bei jedem Paarungselement infolge des Ausglättens der Bearbeitungsunebenheiten zu Beginn des Einsatzes festzustellende hohe Abnutzungsgeschwindigkeit in die „normale" Betriebs-Abnutzungsgeschwindigkeit übergeht. Die r e l a t i v e Abnutzung ist der Prozentanteil einer jeweils ermittelten Abnutzung zu der entsprechenden Grenzabnutzung. Im gleichen Sinne ist die relat i v e Spielvergrößerung aufzufassen. Der Schaden ist ein durch Überschreiten der Abnutzungsgrenze oder andere Ursachen hervorgerufener Grad der Abnutzung (starke Deformierung, Bruch u. a.), in dessen Folge die Betriebstauglichkeit eines Paarungselementes stark gemindert oder völlig aufgehoben ist. Unter Instandhaltung sind alle Maßnahmen zu verstehen, die zur Erhaltung oder zur Wiederherstellung der Betriebstauglichkeit einer Maschine oder einer Baugruppe getroffen werden. Der Erhaltung der Betriebstauglichkeit dienen alle im Komplex Wartung und P f l e g e zusammengefaßten abnutzungsmindernd wirkenden Maßnahmen. Als Instandsetzung gelten Maßnahmen, die vor eintretender Gefährdung der Betriebssicherheit oder nach einem Schadeintritt zur Wiederherstellung der vollen Betriebstauglichkeit vorgenommen werden. Erfolgt die Instandsetzung vorbeugend vor Überschreiten der Grenzabnutzung oder des Grenzspiels, wird ihr die Bezeichnung Überholung zugeordnet. Teilüberholungen sind Instandsetzungsarbeiten an Einzelteilen oder Baugruppen einer Maschine. Bei einer Grundüberholung wird die Maschine in ihre Einzelteile zerlegt, werden die Teile geprüft, aufgearbeitet oder ersetzt und wieder zur betriebstauglichen Maschine montiert. Der Überholung gegenübergestellt wird die Reparatur als Wiederherstellungsmaßnahme nach eingetretenem Schaden. 2 Problematik und Zielsetzung Auf Grund der Herausbildung landwirtschaftlicher Großbetriebe und der ständigen Zunahme des Anlagevermögens an Maschinen und Geräten ergibt sich die dringende Forderung, der landtechnischen Instandhaltung erhöhte Bedeutung beizumessen. Da an der technischen Ausrüstung die Schlepper in ihrem Wertanteil an erster Stelle stehen, gebührt ihrer Instandhaltung besondere Beachtung. Auf dem Gebiet der Deutschen Demokratischen Republik wurden, wie in allen sozialistischen Ländern, der Schlepperinstandhaltung durch die Zusammenfassung der Schlepper bei den MAS bzw. MTS wesentliche Verbesserungsmöglichkeiten erschlossen. Mit der Ausbildung und ständigen Weiterschulung von Traktoristen wurden unter der Anleitung der Technischen Leiter Pflege und Wartung laufend verbessert, wie andererseits die Qualität der Instandsetzungen im Zuge der Vervollkommnung der Werkstattbasis stieg. Mit der Spezialisierung im Aufgabenbereich der Instandhaltung und insbesondere mit der Industrialisierung der Instandsetzung von Baugruppen ging eine Senkung der Instandhaltungskosten einher. Die wirkungsvollste Maßnahme auf dem Gebiet der Schlepperinstandhaltung war in der Vergangenheit die Einführung der „PfJegeordnung für Landmaschinen und Traktoren" [26], In der Pflegeordnung wurden nach verschiedenen Maßstäben für die einzelnen Schleppertypen die in bestimmten Abständen und Zyklen unter •der Bezeichnung Pflegegruppe durchzuführenden Pflege- und Überholungsmaß-

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nahmen vorgeschrieben, die die Behandlung des Motors einschließen. Es fehlt nicht an Beispielen, mit denen der Nachweis für den bei konsequenter Einhaltung der Pflegeordnung erzielten guten Erfolg erbracht wird [22]. Mit zunehmender wissenschaftlicher Durchdringung der instandhaltungstechnischen Probleme sieht sich die heute noch gültige Pflegeordnung jedoch einer wachsenden Kritik ausgesetzt, die sich insbesondere auf die Starrheit des Pflegesystems bezieht [23]. Die Kritik ergibt sich aus der Tatsache, daß es für den Aufbau der Pflegeordnung keinen praktischen Maßstab gibt, der den Abnutzungszustand genau zu charakterisieren vermag. Das betrifft sowohl die reine Zeit-Betriebsstunde, das Hektar mittleres Pflügen als auch die bisher am meisten benutzte Größe, den mengenmäßigen Kraftstoffverbrauch. Die Ursache für die unterschiedliche Abnutzungsgeschwindigkeit bei den Schleppermotoren, die im weiteren als Schlepperbaugruppe im Mittelpunkt der Betrachtungen stehen, ist in der Vielgestaltigkeit der im Schlepperbetrieb wirksamen inneren und äußeren Abnutzungsbedingungen zu suchen. Unter inneren Abnutzungsbedingungen sind hier die durch Konstruktion, Werkstoff und Fertigungsverfahren gegebenen Einflüsse auf die Abnutzung zu verstehen, denen als äußere Abnutzungsbedingungen die durch Bedienung, Pflege und Wartung bedingten Einflüsse gegenübergestellt sind. Während die inneren Abnutzungsbedingungen, bezogen auf einen Motortyp bzw. eine Bauserie, bei den neuen Motoren im Rahmen der gegebenen Werkstoleranzen vielleicht noch als einheitlich angesehen werden können, ist diese Annahme für grundüberholte Motoren bereits nicht in dem Umfang zulässig. Im Zuge der Nacharbeitung verschiedener Einzelteile auf neue Maße (Kurbelwellen, Zylinderlaufbuchsen u. a.) ändern sich Form, Oberflächenhärte und andere Eigenschaften in unterschiedlicher Weise. Durch teilweisen Ersatz abgenutzter Teile laufen alte und neue Teile nebeneinander. Daher haben grundüberholte Motoren hinsichtlich der Abnutzung bereits unterschiedliche Ausgangsbedingungen, auf die der Einsatzbetrieb kaum Einfluß hat. In verschiedenem Maße vom Schlepperfahrer beeinflußbar sind die äußeren Abnutzungsbedingungen. Es zählen hierzu: Art des Einfahrens eines neuen oder überholten Motors, Belastungsgrad im Einsatz, Regelung der öl- und Wassertemperaturen, Qualität des eingesetzten Öls und Kraftstoffs, Termin des Ölwechsels, Pflege der öl-, Kraftstoff- und Luftfilter, Einhaltung der Einstellvorschriften (Ventilspiel, Einspritzpunkt), Häufigkeit und Art des Startens u. a. Die Zusammenhänge zwischen den einzelnen Abnutzungsbedingungen und der Abnutzung sind von ENGLISCH [11] umfassend diskutiert. Die aus den gesammelten Erkenntnissen sich ergebenden Möglichkeiten zur Verminderung der Abnutzungsgeschwindigkeit werden, wie Kontrollen an im Einsatz befindlichen Motoren zeigen, vielfach nicht beachtet [5; 21; 31]. Andererseits gibt es unter den äußeren Abnutzungsbedingungen auch Faktoren, die vom Schleppereinsatz her nicht direkt beeinflußbar sind. So sind die Landwirtschaftsbetriebe hinsichtlich der Kraftstoff- und ölqualität vorwiegend auf das jeweils angebotene Sortiment angewiesen. Wie aber ECKARDT [9] hierzu ausführt, ist infolge der gegebenen Bedingungen in der DDR in nächster Zukunft bei den öl- und Kraftstoffprodukten nicht mit einer einheitlichen und gleichbleibenden Charakteristik zu rechnen. Hieraus resultieren wiederum örtliche und zeitliche Unterschiede im Abnutzungsverhalten unserer Verbrennungsmotoren.

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THUM, Überholungsbedürftigkeit von Schleppermotoren

Zum Zwecke einer weitgehend vorbeugenden Instandhaltung müßten in einer starren Pflegeordnung die Zwischenlaufzeiten :— von Überholung zu Überholung — so festgelegt werden, daß auch die den ungünstigsten Abnutzungsbedingungen ausgesetzten Motoren nicht in den Bereich der Havarieabnutzung gelangen können. Bei den Unterschieden der Laufzeiten bis zur Grenzabnutzung von Baugruppen, die mit tausend Betriebsstunden und mehr festgestellt wurden [33; 36; 38], bedeutet das, daß ein größerer Motorenanteil, bezogen auf den ganzen Motor oder auf eine Baugruppe, bei guter Pflege bereits weit vor Erreichen der Grenzabnutzung außer Betrieb gesetzt wird. In dieser Form wäre bei der Mehrzahl der Motoren die Betriebsstunde durch unnötig hohe Überholungskosten belastet. Würden die Zwischenlaufzeiten vor allem für die höheren Pflegegruppen verlängert und starr eingehalten, dann wäre andererseits bei einem entsprechenden Motorenanteil mit Schadeintritt zu rechnen. Der Pauschalpreis für eine Grundüberholung beträgt für den Motor 4 F 145 Be z. Z. 1122 DM. Für Brüche berechnet das Instandsetzungswerk zusätzlich bei Kurbelwellen 570 DM und bei Kurbelgehäusen 422 DM, so daß bei einigen weiteren Schäden die Instandsetzungskosten der Generalreparatur das Doppelte der normalen Grundüberholungs-Kosten betragen. Aus den vorangestellten Betrachtungen ergibt sich, daß mit der Beibehaltung der starren Pflegeordnung einer weiteren Rationalisierung der Instandhaltung Grenzen gesetzt sind. Deshalb gewinnt in jüngster Zeit die Form einer planmäßig vorbeugenden Instandhaltung praktische Bedeutung, wie sie von SWIRSTSCHEWSKI [40] bereits vor einem Jahrzehnt beschrieben wurde; ein System von planmäßig nach bestimmten Arbeitsabschnitten durchzuführenden Pflege- und Prüfmaßnahmen, wobei eine Überholung erst dann vorgenommen wird, wenn ein Prüfbefund deren Notwendigkeit erweist. Von NITSCHE und EICHLER [23] wird diese Entwicklung der Instandhaltung ebenfalls vertreten und durch die Bezeichnung „planmäßig vorbeugende Instandhaltung nach dem Prinzip der periodischen Überprüfung" von der alten starren Pflegeordnung — die ja auch vorbeugend gedacht war — abgegrenzt. Zu diesem Fragenkomplex wurden am Landmaschinen-Institut in Halle mit Unterstützung des MTS-Reparaturwerkes Halle und des Ministeriums für Landwirtschaft, Erfassung und Forstwirtschaft Untersuchungen mit folgender Zielsetzung angestellt: 1. Durch eine eingehende Analyse der z. Z. üblichen Verfahrensweise in der Motoreninstandhaltung soll die Begründung für die Dringlichkeit der Einführung der planmäßig vorbeugenden Instandhaltung nach dem Prinzip der periodischen Überprüfung erbracht werden. 2. Es ist ein Prüfverfahren zu erarbeiten, mit dem der Abnutzungszustand der Schleppermotoren unter den Bedingungen der Praxis ohne Demontage hinreichend genau bestimmt werden kann, da dies die Voraussetzung für die erfolgreiche Anwendung des Prinzips der periodischen Überprüfung ist. 3 K r i t e r i e n der Ü b e r h o l u n g s b e d ü r f t i g k e i t von Schleppermotoren Die Entscheidung, wann ein Verbrennungsmotor überholungsbedürftig ist — betrachtet werden hier nur die Grundüberholung und als Teilüberholung der Laufbuchsenwechsel —, wird in der Hauptsache durch die Faktoren Abnutzung der

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Einzelteile, Leistungsvermögen und Betriebsstoffverbrauch bestimmt, wobei die beiden letzten Faktoren im wesentlichen durch den ersten beeinflußt werden. I m folgenden wird zur Schaffung einer Beurteilungsgrundlage versucht, für die technisch meßbaren Faktoren Grenzwerte festzulegen. Da aber letzten Endes die Überholungsbedürftigkeit nach allumfassenden ökonomischen Gesichtspunkten bestimmt wird, muß auch auf diese eingegangen werden. 3.1

Abnutzungsgrenzen

In den bisher vorliegenden Untersuchungen zu Problemen der Abnutzung im Verbrennungsmotor wird wiederholt auf die Schwierigkeit, Kostspieligkeit und Langwierigkeit ihrer Durchführung hingewiesen [14; 16; 27]. Das Arbeiten mit „Verschleißmaschinen" oder anderen Hilfseinrichtungen zur Verkürzung der Versuchsdauer stößt immer wieder auf Skepsis [11; 14], weil dabei die im praktischen Motorbetrieb zahlreichen vagabundierenden Einflüsse nicht berücksichtigt sind. Oft führen Versuche an einzelnen Baugruppen verschiedener Motortypen auch zu widersprechenden Ergebnissen [27]. HOLZER [17] charakterisiert die Situation auf dem Gebiet der praktischen Verbrennungsmotoren-Technik mit den Worten: „Wenn man die einschlägige Literatur studiert, stößt man auf so viele Widersprüche, daß man den Eindruck gewinnt, man könnte überhaupt für die praktischen Tagesfragen des Motor-Ingenieurs kaum zuverlässige Angaben finden.'' Aus dieser Vorschau wird erklärlich, daß für die Bearbeitung der vorliegenden Aufgabe, die nur auf einem Teilgebiet der gesamten Verbrennungsmotoren-Technik zur Klärung beitragen soll, eine Reihe von Unterstellungen notwendig sind, weil eingehende Einzeluntersuchungen den Rahmen des Versuchsprogramms gesprengt hätten. Durch Abnutzung direkt ist eine Überholung erforderlich, wenn sie an Baugruppen oder an Einzelteilen die Grenzabnutzung erreicht. Die Abnutzungsgrenze ist so festzulegen, daß in ihrem Bereich die Funktionssicherheit einer Baugruppe voll gewährleistet und ein Schadeintritt nicht zu erwarten sind. Ist die Abnutzungsgrenze durch Versuche exakt ermittelt, ist erst nach Überschreiten dieser Grenze mit einem Einsatzrisiko zu rechnen. In den Gleitlagern dürfte, soweit flüssige Reibung ununterbrochen gewährleistet ist, überhaupt keine Abnutzung auftreten. Es ist aber durch den ölmangel und das Fehlen der übrigen Voraussetzungen für den hydrodynamischen Schmierzustand bedingt, daß beim Motorstart ein Lager vorerst die Stadien der Grenz- und Mischreibung durchläuft, wobei es zur Abnutzung kommt. Erschwerend kommt bei einem Verbrennungsmotor hinzu, daß die Lagerfunktion einem instationären Betrieb unterworfen ist, dessen Ursprung in den durch Impulse der periodisch wirkenden Gas- und Massenkräfte hervorgerufenen Schwingungen zu suchen ist. Allgemeingültige rechnerische Methoden auch nur zur angenäherten Bestimmung der Grenzwerte für Verbrennungsmotor-Teile haben sich bis heute noch nicht eingeführt. Die Arbeitsbedingungen und -aufgaben selbst gleichartiger Elemente sind oft unterschiedlich. Die Abnutzungsgeschwindigkeit einer Paarung (Abb. 1) hält sich nach dem Einlaufen (A—B) im Bereich der „normalen" Betriebsabnutzung (B—C—D) annähernd konstant, bis sie nach einer bestimmten Spielvergrößerung wieder stark ansteigt. Für eine weitgehende Ausnutzung der Paarung ist das Grenzspiel bei Punkt D festzulegen, wenn nicht die funktions-

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THUM, Überholungsbedürftigkeit von Schleppermotoren

bedingte oder wirtschaftliche Grenze (z. B. Ölverbrauch) schon früher erreicht ist. Der Versuch, die Grenzwerte induktiv aus dem in den eigenen Untersuchungen anfallenden Zahlenmaterial exakt zu bestimmen, muß ebenfalls scheitern, da sich die der Abnutzung eines Teils entsprechenden Auswirkungen auf das Betriebsverhalten des Motors überlagern. Bezüglich der Grenzabnutzung oder des Grenzspiels liegen so nur Erfahrungswerte vor (Tab. 1 bis 3): Tabelle 1 Grenzabnutzung der wichtigsten Schleppermotorteile für den Schlepper STS nach WIM [40] Teil

Grenzabnutzung mm

Angenäherter Zeitraum bis zur Überholung h

0,50-0,60 0,40 0,35 0,075-0,10 0,12-0,15 0,15-0,20

1200 600 250 - 3 0 0 600 600 600-1200

Zylinderlaufbuchse Kolbenringnut Kolbenringhöhe — erster Ring Kolbenbolzen Pleuelbuchse Wellenzapfen

Tabelle 2 Einbautoleranzen und Grenzabnutzung im Verbrennungsmotor nach E I C H L E R [10] Einbautoleranz mm

Teil Zylinderbohrung Kolbenlaufspiel

0,01-0,02

Kolbenringspiel Kolbenbolzenspiel Wellenzapfen Wellen- und Pleuellager bei Weißmetall bei Bleibronze

0,01-0,03

Grenzmaß mm

Einbauspiel mm Diesel 0,10- •0,15 Otto 0,03- •0,05 axial 0,02- •0,04 im Stoß 0,20- •0,50 im Kolben 0,002- •0,006 im Pleuel 0,01- •0,08

0,03- •0,07 0,06- •0,12

0,30—0,35 0,20 für LKW 0,10 für P K W

0,08-0,10 0,05 Unrundsein 0,04-0,15 0,12-0,25

Diese Angaben sind in erster Linie für Straßenkraftfahrzeuge gedacht. Als Versuchsobjekt für die vorliegende Untersuchung diente der Dieselmotor 4 F 1 4 5 Be des Radschleppers RS 01/40 („Pionier"). Für diesen Motor liegen seitens des Herstellerwerkes wohl Nacharbeitungsmaße, nicht aber die hier benötigten Grenzmaße vor. Die Grenzwerte wurden deshalb für die wichtigsten Teile in Anlehnung an die Tabellen 1 und 3 unter Berücksichtigung der Erfahrungen des MTS-Reparaturwerkes wie folgt angenommen: Spiel Wellenlager — Wellenzapfen Spiel Pleuellager — Kurbelzapfen Stoßspiel des ersten Verdichtungsringes Höhenabnutzung des ersten Verdichtungsringes Abnutzung der Zylinderlaufbuchse

0,35 0,40 4,00 0,20 0,60

mm mm mm mm mm

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Tabelle 3 Erfahrungswerte für Einbauspiel und Grenzspiel sowie Grenzabnutzung bei Ackerschleppermotoren [43] Bezeichnung der Teile Erste Kolbenringnut — erster Kolbenring Kolbenbolzen — Pleuelbuchse Kurbelzapfen — Pleuellagerschale Verdichtungsring (Stoß) Ölabstreifring (Stoß) Zylinderlaufbuchse 1 1

Grenzspiel mm

MittL Anfangsspiel mm

0,60 0,30 0,60 4,5 3,0

0,14 0,04 0,10 0,7 0,7

—

—

Grenzabnutzung insges. für ein Teil mm mm 0,46 0,26 0,50 —

•— —

0,23 0,13 0,25 3,8 2,3 0,5

Die Grenzabnutzung für Zylindcrlaufbuchscn bei Dieselkraftfalirzcugmotoren gibt E K G L I S C H [11] sogar mit 0,7 bis 0,8 m m an.

Auf die Messung der Kolbenringnut wurde im weiteren verzichtet, nachdem sich bei Einzelmessungen ergeben hatte, daß die Abnutzung der Kolbenringe und die Abnutzung der Nuten an den Flanken annähernd gleich hohe Werte aufweisen. 3.2

Leistungsgrenze

Allgemein gilt die Feststellung, daß mit fortschreitender Einsatzzeit das Leistungsvermögen eines Motors allmählich nachläßt. Beim Motor 4 F 145 Be wird aus der Praxis des öfteren geäußert — und die durchgeführten Versuche bestätigen es —, daß selbst bei fortgeschrittener Abnutzung noch hohe Leistungen erzielt werden, allerdings zum überwiegenden Teil auf Kosten eines hohen Ölverbrauches. Die Leistung fällt erst dann deutlich ab, wenn die Abnutzung die zulässigen Grenzen weit überschreitet. Vorgeschriebene Einstellung ist, soweit diese noch möglich, dabei vorausgesetzt. Beruht der Leistungsabfall auf einem abgenutzten Einspritzsystem, so kann er durch Auswechseln von Einspritzpumpe und Einspritzventilen innerhalb der laufenden Überholung beseitigt werden. Sind dagegen Undichtheiten am Brennraum die Ursache, dann ist eine größere Teilüberholung erforderlich. Begründete Angaben über einen höchstzulässigen Leistungsabfall bei Dieselmotoren sind nicht bekannt. Es ist auch fraglich, ob eine solche Angabe überhaupt zweckmäßig ist, wenn nicht noch Zusätze über Beschleunigungsvermögen und andere das Betriebsverhalten kennzeichnende Faktoren gemacht werden. Leistungsabfall und Erhöhung des Betriebsstoffverbrauchs gehen normalerweise nebeneinander her. Bei dem vorliegenden Motortyp ist nach den Versuchsergebnissen der Betriebsstoffverbrauch teilweise schon sehr hoch angestiegen, ohne mit einem deutlichen Leistungsabfall gekoppelt zu sein. Damit folgt, daß der Betriebsstoffverbrauch dringlicher den betriebsbegrenzenden Ausschlag gibt als das Leistungsvermögen. Eine Sichtung der Versuchsergebnisse ergab andererseits bei einer noch vorhandenen Höchstleistung von etwa 40 PS noch gute Betriebsstoffverbräuche, während Höchstleistungen unter 40 PS in der Regel mit fortgeschrittener Abnutzung und hohem Betriebsstoffverbrauch gekoppelt sind. Für die Beurteilung des Leistungszustandes erschien es daher zweckmäßig, die Grenze zwischen „gut" und „schlecht" für den vorliegenden Motor mit 40 PS Höchstleistung festzulegen. Diese Festlegung entspricht der Ansicht von SWIRST-

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THUM, Überholungsbedürftigkeit von Schleppermotoren

SCHEWSKI [40], nach der die Höchstleistung eines Motors unter normalen Bedingungen bis zur Überholung nicht unter die Nennleistung abfallen soll. 3.3 Grenzen des B e t r i e b s s t o f f v e r b r a u c h s Beim Dieselmotor fallen nur die Betriebsstoffe Kraftstoff und Motorenöl ins Gewicht. Auf die Höhe des s p e z i f i s c h e n K r a f t s t o f f v e r b r a u c h s wirken ein: Motorbelastung, Abnutzungszustand, Kühlung, Kraftstoffqualität, ölqualität und Ölverbrauch. Ein niedriger spezifischer Kraftstoffverbrauch kann unter Umständen auf Kosten eines hohen Ölverbrauchs gehen, indem das öl einerseits zur guten Abdichtung beiträgt, andererseits teilweise mit verbrennt und so einen Teil des Kraftstoffs ersetzt. Der spezifische Kraftstoffverbrauch des Motors 4 F 145 Be beträgt bei %-Last im Reglerbereich im eingelaufenen Zustand etwa 220 g/PSh. Zum Vergleich der Motoren wurde im Rahmen der Versuche diese Belastungsstufe gewählt, weil die Nennleistung nicht mehr von allen Motoren erreicht wird. Wie die Versuchsergebnisse zeigten, konnte mit Herstellung eines einwandfreien Einspritzsystems der spezifische Kraftstoffverbrauch dicht an die Nenn-Kenndaten herangeführt werden. Deshalb wurde die Grenze zwischen gutem und schlechtem spezifischen Kraftstoffverbrauch mit etwa 10% Mehrverbrauch mit 240 g/PSh bei % Last im Reglerbereich festgelegt. Erhöhter Ö l v e r b r a u c h tritt auf als a) direkter Ölverbrauch, wenn durch die Abnutzung des Kolben-BuchsenSystems und die Spielvergrößerung in Pleuellagerung und Ventilführung verstärkt Öl in den Brennraum gelangt, wo es verbrennt oder in Form von Zwischenprodukten mit den Verbrennungsgasen ins Freie gelangt, und b) als indirekter Verbrauch, wenn durch die mit Verbrennungsrückständen durchsetzten, in die ölwanne blasenden Verbrennungsgase die Ölalterung beschleunigen und damit die Ölwechselzeiten verkürzen. Die Beziehungen zwischen Ölverbrauch und den ihn beeinflussenden Faktoren sind äußerst verwickelt, so daß fast nur bei isolierten Betrachtungen Gesetzmäßigkeiten zu erwarten sind. Einen Überblick über die komplizierten Zusammenhänge geben ENGLISCH [11] und HOLZER [17]. Die Grenze des Ölverbrauches wird vorwiegend nach dem Gesichtspunkt der Wirtschaftlichkeit festgelegt, da der relativ hohe Preis des Motorenöls die Gesamtkosten des Motorenbetriebes stark beeinflußt. Der Ölverbrauch wird in g/PSh, kg/h, 1/h oder als Anteil am Kraftstoffverbrauch ausgedrückt. Der normale direkte Ölverbrauch für 4-Takt-Dieselmotoren — ohne Ölwechsel — wird allgemein mit 1—2% des Kraftstoffverbrauchs angegeben [37], und als Grenzverbrauch findet man Werte bis zu 5% [8], Bei den Angaben nach Kraftstoffanteilen muß, sollen sie etwas aussagen, die zugehörige Belastung mit angegeben werden, da sich spezifischer Kraftstoffverbrauch und spezifischer Ölverbrauch nicht im gleichen Verhältnis mit der Belastung ändern. Für die Praxis, wo die Belastung der Motoren stark wechselt, werden die Richtwerte als Mittel in 1/10 h ausgedrückt. Für den Motor 4 F 145 Be ist der Grenzwert laut Pflegeordnung mit 2 1/10 h festgelegt [26]. Das entspricht, wenn man diesen Richtwert auf 3/4-Nennleistung bezieht, etwa 3% des Kraftstoffverbrauchs.

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In der Praxis laufen die Motoren vom vorliegenden Typ vielfach bis zu einem Ölverbrauch von 5 1/10 h und mehr. Ein nach ökonomischen Gesichtspunkten begründeter Grenzwert liegt für das Versuchsobjekt nicht vor. Für diese Betrachtungsweise wird die Ölverbrauchsgrenze mit 2,5 1/10 h bei 95% Nennleistung angenommen. 3.4

ö k o n o m i s c h e B e t r a c h t u n g zur Ü b e r h o l u n g s b e d ü r f t i g k e i t

Mit der Festlegung von Grenzwerten für einzelne Betriebsfaktoren ist wohl eine Grundlage zum Vergleich des Motorenzustandes geschaffen, jedoch das unterschiedliche Zusammenwirken der Einzelelemente im praktischen Einsatz ist damit noch nicht genügend berücksichtigt. Die ökonomische Beurteilung der wirtschaftlichen Nutzungsdauer ist aber mit der Kostenrechnung, die alle Faktoren zusammenfaßt, möglich. Abweichend von der üblichen Betrachtung der gesamten wirtschaftlichen Nutzungsdauer [30], die Fragen der Wertminderung durch Veralten und andere schwer bestimmbare Elemente enthält, soll hier nur die wirtschaftliche Abgrenzung einer Motor-Zwischenlaufzeit (von Überholung zu Überholung) interessieren. Zur Vereinfachung ist es für die Betrachtung einer Zwischenlaufzeit auch statthaft, die Abschreibung der Neuanschaffung zu vernachlässigen, denn diese verteilt sich, wenn man die durchschnittliche Abschreibung zugrunde legt, gleichmäßig auf die gesamte Lebensdauer, unabhängig davon, wie oft in diesem Zeitraum eine Überholung stattfindet. Die gesamte Lebensdauer eines Schleppermotors wird auch nur durch die Entwicklung besserer Typen begrenzt und sie ist relativ unbestimmt. Die Motoren vom Typ 4 F 145 Be laufen bereits über zehn Jahre. Während der Motor nur einmal neu ist — bei der Anschaffung —, ist ein grundüberholter Motor dieses Typs heute von etwa gleicher Qualität wie ein grundüberholter Motor aus den vergangenen Jahren, wenn man von im Laufe der Zeit durchgeführten geringfügigen Veränderungen absieht. Daher kann die wirtschaftliche Abgrenzung einer Zwischenlaufzeit über die nur in diesem Zeitraum anfallenden Kosten vorgenommen werden. Obwohl die Zunahme des Betriebsstoffverbrauchs mit zunehmender Einsatzzeit bekannt ist, werden die Betriebsstoffkosten in der Kalkalation als konstant angesehen oder als Mittelwerte eingesetzt [30]. Für allgemeine Kalkulationsgesichtspunkte würde die Berücksichtigung des veränderlichen Betriebsstoffverbrauchs auch nur erschwerend wirken. Zur wirtschaftlichen Abgrenzung der Zwischenlaufzeit kann und muß dieser Veränderung Rechnung getragen werden, denn mit zunehmender Einsatzzeit wird — von gelegentlich erforderlichen Schadbeseitigungen abgesehen — der Einfluß der durchschnittlichen Überholungskosten auf die durchschnittlichen Gesamtkosten immer geringer, während der gegenüber dem Anfangszustand auf das Doppelte und Mehrfache ansteigende Ölverbrauch kostenmäßig einen immer größeren Anteil ausmacht. Bei genauer Buchführung über einen Motor von Beginn seines Einbaues in den Schlepper nach der Grundüberholung kann bei gleichzeitigem Festhalten der Betriebsstunden die Entwicklung der durchschnittlichen Gesamtkosten, die auch noch die übrigen Instandhaltungskosten enthalten, verfolgt werden. Die Grenze für die wirtschaftliche Zwischenlaufzeit des Motors liegt dann nach der Durchschnittskosten-Rechnung [30] dort, wo die durchschnittlichen Gesamtkosten — hier ohne den Abschreibungsanteil — ins Minimum geraten.

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THUM, Überholungsbedürftigkeit von Schleppermotoren

Durch die in bestimmten Abständen auszuführenden Überholungen wird der Verlauf der durchschnittlichen Gesamtkosten diskontinuierlich, und es muß vor jeder Teilüberholung zwischen zwei Grundüberholungen entschieden werden, ob bei den gegebenen Überholungskosten und der voraussichtlichen weiteren Laufzeit die durchschnittlichen Gesamtkosten überhaupt noch gesenkt werden können, oder ob es zweckmäßiger ist, gleich eine Grundüberholung auszuführen. Wie bei den eigenen Versuchen festgestellt wurde, fallen die Entscheidungen der Praxis bezüglich des am Motor durchzuführenden Laufbuchsenwechsels innerhalb der Pflegegruppe VI verschieden aus, wobei es unwahrscheinlich ist, daß die Entscheidung in jedem Falle nach ökonomischen Gesichtspunkten erfolgte. Neben Motoren mit ein- bis zweimaligem Buchsenwechsel wurden auch Motoren ohne Teilüberholung zur Grundüberholung angeliefert. Unter stark vereinfachter Berechnung sind die nur aus den Teil- und Grundüberholungen sich ergebenden Differenzen der Durchschnittskosten zwischen den einzelnen Verfahrensweisen näher betrachtet worden (Abb. 2). Unterstellt sind gleich große Zwischenlaufzeiten von 1500 h. Folgt also Grundüberholung auf Grundüberholung, beträgt die Gesamtzwischenlaufzeit 1500 h. Wird zwischen zwei Grundüberholungen ein Buchsenwechsel eingeschaltet, dann betragen die Teil-Zwischenlaufzeiten ebenfalls je 1500 h, während die Gesamtzwischenlaufzeit zwischen zwei Grundüberholungen dadurch verdoppelt wird.

Abb. 2. Verlauf der durchschnittlichen Überholungskosten I nur Grundüberholung II Grundiiberholung und 1 Tcilüberholung III Grundüberholung und 2 Tcilüberholungen

Für die Grundüberholungskosten sind der am MTS-Reparaturwerk Halle z. Z. festgelegte Pauschalpreis und die auf den Motor entfallenden Demontagekosten nach Regelleistungspreisen [25] mit insgesamt 1167 DM zugrundegelegt. Die Teilüberholungskosten für den Buchsen Wechsel (einschließlich Austausch von Einspritzpumpe, Einspritzventilen und Kolben-Buchsensatz) betragen ebenfalls nach Regelleistungspreisen 478 DM. Bei der Teilüberholung ist nach Regelleistungspreisen die Demontage des Motors enthalten, die in der Regel nicht erforderlich ist, wodurch die Kosten der Teilüberholung an sich noch niedriger liegen. In der Gegenüberstellung liegt also noch eine Reserve zugunsten der Teilüberholung. Gegenüber einem Motor ohne Teilüberholung (Kurvenabschnitt I) können die durchschnittlichen Überholungskosten bei einem Motor mit eingeschobener Teilüberholung (Kurvenabschnitt II) um 0,23 DM/h absinken. Die Zwischenschaltung einer zweiten Zwischenlaufzeit (Kurvenabschnitt III) bringt kostenmäßig kaum noch Vorteile, zumal damit zu rechnen ist, daß sich zunehmend kleinere Überholungen notwendig machen. Ausgehend von den Durchschnittskosten am Ende der zweiten Teilzwischenlaufzeit kann abgelesen werden, wie viel ein Motor ohne Teilüberholung länger laufen müßte, um mit einem Motor mit Teilüberholung in Kostengleichheit zu

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kommen. Die Laufzeitverlängerung würde im Beispiel etwa 650 h betragen. Bei einer Laufzeitverlängerung ohne Teilüberholung ist aber zu beachten, daß sich der dann eintretende hohe Betriebsstoffverbrauch auf die durchschnittlichen Gesamtkosten wiederum steigernd auswirkt, während durch die Teilüberholung der Betriebsstoffverbrauch nahezu auf die normalen Ausgangswerte zurückversetzt werden kann. Oder umgekehrt, wäre der Ölverbrauch nach weiteren 500 h noch befriedigend, könnten auch die Teilzwischenlaufzeiten verlängert werden, was die zusätzliche Teilüberholung erneut überlegen hält, denn bei guter Pflege erfährt auch der Kurbeltrieb eine höhere Standzeit. Damit ist die Durchführung der Teilüberholung beim gegebenen Motor ratsam, soweit die dafür eingesetzten Kosten in der Praxis nicht überschritten werden und die für eine fachgerechte Überholung erforderlichen Voraussetzungen gegeben sind. Vielfach sind hohe Teilüberholungskosten in der Praxis in mangelhafter Arbeitsorganisation begründet [29]. Die jährliche Einsparung an einem Motor mit Teilüberholung gegenüber einem Motor ohne Teilüberholung beträgt unter Zugrundelegung einer mittleren Einsatzzeit des RS 01 /40 von 2560 h [4] bei dem oben angeführten Beispiel 589 DM. Da Rechnungsverfahren in der Praxis schwer Eingang finden, ist es erforderlich, durch ökonomische Untersuchungen Richtwerte, z. B. für den zulässigen Ölverbrauch, zu ermitteln. Viele Praktiker benutzen den Ölverbrauch als alleiniges Kriterium für eine durchzuführende Überholung, ohne über die Grenze des wirtschaftlichen Verbrauchs informiert zu sein. Die Bestimmung des Termins für die Grundüberholung wird über den theoretischen Rechnungsgang hinaus verschiedentlich durch betriebliche Besonderheiten beeinflußt. So wird ein Motor, der für sich sein grundüberholungsbedürftiges Stadium noch nicht ganz erreicht hat, dennoch ausgewechselt werden, wenn z. B. infolge Schadeintritts am übrigen Schlepper sowieso Montagearbeiten anfallen, die den Ausbau des Motors notwendig machen. Werkstattkapazität und -ausrüstung, Arbeitsbedarf in den landwirtschaftlichen Betrieben, vertragliche Gebundenheit an das Motoren-Instandsetzungswerk und Transportmöglichkeiten und -kosten sind weitere Faktoren, die berücksichtigt werden müssen. Die in dieser Form stark interessierenden Fragen können hier nicht mit praktischem Zahlenmaterial behandelt werden, weil sie den Umfang einer gesonderten Arbeit einnehmen. Zur Klärung ist jedoch eine Bearbeitung dringend zu fordern. 4 Versuchsdurchführung 4.1

Versuchsmethode

Die zu prüfenden Motoren vom Typ 4 F 145 Be wurden beliebig aus der laufenden Anlieferung am MTS-Reparaturwerk Halle/Saale entnommen. Ausgeschlossen waren allerdings solche Motoren, die wegen eines Schadeneintritts zur Reparatur kamen und infolgedessen für einen Prüfstandslauf nicht mehr geeignet waren. Um unnötige Montagearbeit zu ersparen, wurden deshalb vor der endgültigen Entscheidung über die Eignung als Versuchsmotor durch Rücksprache mit der anliefernden MTS der Grund des Überholungs-Auftrages in Erfahrung gebracht und die Einsatzkenndaten aufgenommen. Auf dem Motorenprüfstand erfolgte, soweit nicht entgegen unserer Anweisung am Motor vor der Anlieferung Veränderungen vorgenommen worden waren, zunächst eine Leistungs- und Betriebsstoffverbrauchs-Bestimmung im Anliefer-

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.

THUM, Überholungsbedürftigkeit von Schleppermotoren

zustand. Ihr schloß sich eine Bestimmung im Standardzustand an, wo alle Motoren stets mit der gleichen Einspritzpumpe, den gleichen Einspritzventilen und gleicher Einstellung (Förderbeginn und Ventilspiel) gefahren wurden. Ein Vergleich zwischen den Meßergebnissen von Anliefer- und Standardzustand soll darüber Auskunft geben, inwieweit allein durch Korrektur der Einstellung und durch Austausch leicht wechselbarer Teile das Leistungs- und Verbrauchsbild verbessert werden kann. Am Motorenprüfstand wurden gleichzeitig noch weitere Messungen vorgenommen, die der Feststellung dienten, wieweit ohne Prüfstand und Demontage unter den Bedingungen der Praxis Leistungsverhalten und Abnutzungszustand mit einfachen Prüfverfahren bestimmt werden können. Nach dem Prüfstandslauf wurden die Motoren demontiert und die wichtigsten Motorteile zur Ermittlung von Abnutzung und Spielgröße vermessen. 4.2 K e n n d a t e n u n d A u s r ü s t u n g d e s u n t e r s u c h t e n D i e s e l m o t o r - T y p s in S t a n d a r d e i n s t e l l u n g Motorbezeichnung Hersteller Zylinderzahl Zylinderanordnung Arbeitsverfahren Brennraumgestaltung Kolbenhub Zylinderbohrung Hubvolumen Verdichtungsverhältnis Nennleistung Nenndrehzahl Leer!aufdrehzahl (obere) Optimaler spezif. Kraftstoffverbrauch Ventilspiel Schmierung ölreiniger Schmierölvorrat Einspritzpumpe Einspritzdüse Einspritzdruck Kühlung Luftfilter Auspuff

4 F 145 Be VEB Schlepperwerk Nordhausen/Harz 4 stehend in Reihe 4-Takt Vorkammer 145 mm 105 mm; Nacharbeitungsstufen 106 und 107 mm 5022 cm 3 17 40 PS 1250 min- 1 1300 min" 1 220 g/PSh Einlaß 0,2 mm Auslaß 0,3 mm Druckumlaufschmierung mittels Zahnradpumpe aus Ölsumpf Spaltfilter 131 D E P IFA 4 B S-171 Nr. 57 905 IFA-Zapfendüse Typ SD 1—Z 8 100 kp/cm 2 Pumpenumlaufkühlung Ölbad-Luftfilter (ohne Ansaugrohr) Die Verbrennungsgase wurden hinter dem Auspuffkrümmer durch eine 3 m lange Rohrleitung direkt ins Freie geleitet.

Der Lüfterflügel war abgenommen.

4.3

Meßmethode

Für die Durchführung der Messungen wurden die allgemein gültigen meßtechnischen Grundsätze berücksichtigt. Für die hier betrachtete Versuchsserie wurden stets die gleichen, vor ihrer Verwendung geeichten oder geprüften Meßgeräte benutzt. Die Messungen wurden stets von der gleichen Person und, soweit nicht besonders verwiesen wird, unter gleichen Versuchsbedingungen ausgeführt. Die Ausschaltung von zufälligen

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Fehlern erfolgte, wo es Vorversuche zweckmäßig erscheinen ließen, durch Wiederholung von Einzelmessungen — z. B. fünf Zeitmessungen zur Bestimmung des Kraftstoffverbrauchs — und Bildung des arithmetischen Mittels. 4.3.1

Messungen auf dem Motorenprüfstand

4.3.1.1 Allgemeine Prüfstandmessungen Auf der eigens für die Versuche aufgestellten Prüfstandanlage (Abb. 3) stand

Abb. 3.

Prüfstandsaufbau (schematisch)

als Bremseinrichtung eine neue Wasserwirbeibremse vom Typ E 4 des V E B Dieselmotorenwerke Schönebeck/Elbe zur Verfügung (Baujahr 1958). Die Fehlergrenze beträgt nach den Angaben des Werkes ¿ 1 % . Der normale Versuchsablauf setzte sich zusammen aus: Aufbau des Motors Warmlauf mit Altöl Ablassen des Öls Spülöllauf Warmlauf mit Neuöl Meßlauf im Anlieferzustand Umbau auf Standardzustand Meßlauf im Standardzustand Ablassen des Öls Ölverbrauch-Meßlauf Abbau des Motors

etwa 30 Minuten etwa 10 Minuten etwa 30 Minuten mit 15 Minuten Abstand zwischen den 5---6 Belastungsstufen

genau 3 Stunden

Nach der Leerlaufmessung bei Erreichen einer Öltemperatur von tö = 60 °C folgten die L e i s t u n g s - und B e t r i e b s s t o f f v e r b r a u c h s m e s s u n g e n im Reglerbereich durch Belastung auf 1/4-, 1/2-, % - und volle Nennleistung. Die erreichbare Höchstleistung richtete sich nach dem jeweiligen Motorenzustand. Als Höchstleistung gilt diejenige Leistung, die der Motor 15 Minuten lang ohne sichtbare Überbeanspruchung abzugeben vermag, Die Belastung wurde bis zur Grenze eines deutlichen Drehzahlabfalls oder einer Schwarzfärbung der Auspuffgase erhöht. Die Angaben der Höchstleistung beziehen sich nach Umrechnung gemäß DIN 70 020 auf Normalzustand. Die D r e h z a h l wurde über Zeitmessungen zu tausend am Umdrehungszähler angezeigten Umdrehungen bestimmt, wobei der Fehler nur etwa 0 , 5 % beträgt [24]. Für die Messung der ö l t e m p e r a t u r eignete sich ein serienmäßiges Flüssigkeits-Glasthermometer mit Blechummantelung, das in die Bohrung für den ölmeßstab dichtend eingesetzt wurde.

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THUM, Uberholungsbedürftigkeit von Schleppermotoren

Der Kühler ist ersetzt durch eine Rohrverbindung zwischen Kühlwasserauslauf- und Kühlwassereinlaufstutzen. Die Kühlwassertemperatur wird durch Zu fuhr entsprechender Mengen kalten Leitungswassers geregelt. Die W a s s e r t e m p e r a t u r wird mit einem Fernthermometer (Fehlergrenze ± 2 % ) gemessen, dessen Meßsonde kurz hinter dem Kühlwasserauslaufstutzen angebracht ist. Um der praktischen Kühlerwirkung nahezukommen, wurde die Kühlwassertemperatur mit der Belastung wie folgt verändert: Leerlauf %-Nennlast %-Nennlast %-Nennlast Nenn-Last Höchst-Last

60 °C 65 °C 70 °C 75 °C 80 °C 85 °C

Die K r a f t s t o f f v e r b r a u c h s m e s s u n g erfolgte volumetrisch an einem graduierten Meßgefäß durch Stoppen der Zeit für 100 cm 3 Kraftstoffdurchlauf. Als Kraftstoff wurde DK 1 des VEB Mineralölwerk Lützkendorf mit der Dichte 0,871 g/cm 3 benutzt. Bei sämtlichen Meßläufen kam der gleiche, aus einer Lieferung für die gesamte Versuchsdurchführung bevorratete Kraftstoff zur Anwendung. Den Abschluß eines Prüfstandslaufes nahm die Ö l v e r b r a u c h s m e s s u n g ein, deren relativ kurze Dauer von 3 Stunden eine genau festgelegte Verfahrensweise zu Beginn und zu Ende des Laufs notwendig machte. Die Stillsetzung des Motors erfolgte jeweils bei einer öltemperatur von 80 °C. War die öltemperatur im Betrieb höher gestiegen, wurde sie durch Kühlung von außen in den letzten Minuten vor der Stillsetzung des Motors auf 80 °C zurückgebracht. Ein statt der ölablaßschraube eingesetzter Ablaßhahn sicherte die einwandfreie Erfassung des ablaufenden Öls. Um auch das in den verschiedenen Leitungen befindliche ö l gleichmäßig zurückzugewinnen, wurden die Motoren sofort nach Abbrechen des starken Ölstrahls, und nach weiteren 10 Minuten nochmals, eine Minute lang mit dem Anlasser durchgedreht. Nach insgesamt 20 Minuten Auslaufzeit wurde der Hahn verschlossen. Die ölfüllung betrug etwa 12 kg, und der Verbrauch ergab sich aus der genauen Mengendifferenz zwischen Anfang und Ende des Ölmeßlaufs. Diese Verfahrensweise und die Laufzeit von drei Stunden sind als ausreichend anzusehen, nachdem dreifache Wiederholungen der Ölverbrauchsmessung an zwei Motoren eine maximale Differenz zwischen zwei Extremwerte von nur 32 g ergaben. Der u. U. durch das Verfahren verschuldete Meßfehler erscheint bei einem absolut geringen Ölverbrauch von z. B. 100 g/h mit ^ 5% zwar noch hoch, er wirkt sich aber für den Vergleich der Motoren nicht allzu störend aus, zumal der relative Fehler bei höheren Verbrauchen wesentlich geringer wird. Schwierig ist es, ähnlich wie beim Kraftstoffverbrauch, für die Beurteilung des Ölverbrauchs eine geeignete Vergleichsbasis zu finden, da die Motoren ein unterschiedliches Leistungsvermögen aufweisen. In Einzeluntersuchungen wurde an fünf Motoren die Abhängigkeit des Ölverbrauchs von der Belastung ermittelt (Abb. 4). Danach nimmt der Ölverbrauch im Reglerbereich mit der Belastung zu. Die bei einem der Motoren mit der Belastung fallende Tendenz ist als Ausnahme anzusehen, da beim Leerlauf dieses Motors auffallend viel ö l aus den Verbindungsstellen der Auspuffleitung floß.

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Abb. 4. Abhängigkeit des Ölverbrauchs von der Belastung bei fünf verschiedenen Motoren des Typs 4 F 145 Be

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Batastungsgrad

Für den Vergleich der Motoren mußte die Belastung möglichst hoch gewählt werden, um den relativen Meßfehler gering zu halten. Eine Belastungsstufe für die Ölverbrauchsmessung auszuwählen, die der zu erwartenden niedrigsten Höchstleistung entspricht, hat den Nachteil, daß, während der eine Motor mit seiner Höchstleistung arbeitet, der andere noch reichlich Reserven hat, was sich schließlich über einen stark unterschiedlichen thermischen Zustand des Motors wesentlich auf die Höhe des Ölverbrauchs auswirkt. Andererseits kann man davon ausgehen, daß ein Motor eine bestimmte Leistung noch bringen soll, und dazu den entsprechenden Ölverbrauch mißt, unabhängig davon, in welchem relativen Belastungsgrad er sich dabei befindet. Aus diesen Gründen wurde die Belastung für die vorliegende Ölverbrauchsmessung mit 95% Nennleistung festgelegt. Nur für diejenigen Motoren, die bei dieser Belastung in den Bereich ihrer Höchstleistung gekommen wären, wurde die Belastung 2 kp niedriger als der ihrer Höchstleistung entsprechenden Belastung gehalten. Wie beim Kraftstoff wurde für die gesamte Versuchsreihe Motorenöl aus einer Lieferung benutzt: Motorenöl Buna 50 Mot 10, Viskosität 10,41/50 °E, Dichte 0,896 g/cm3. Zur besseren Gegenüberstellung mit den in der Praxis üblichen Ölverbrauchsangaben wird auch im folgenden der Ölverbrauch in 1/10 h ausgedrückt. 4.3.1.2

Missungen zur indirekten Bestimmung des Motorenzustandes

Eine eingehende Prüfung des Motorenzustandes kann durch einen Kontrollauf auf dem Motorenprüfstand und mit einer Bestimmung der Abnutzung der Einzelteile durch Messung nach teilweiser Demontage erfolgen. Dieses Verfahren ist infolge seiner Aufwendigkeit für die Praxis unbrauchbar. Ferner ist zu berücksichtigen, daß bei gegebenem Gutbefund mit einem erneuten Zusammenbau der Motor als Ganzes nicht völlig in seinen alten eingelaufenen Zustand zurückversetzt werden kann und demzufolge die Abnutzungsgeschwindigkeit anschließend für kurze Zeit erhöht wird. Dadurch verringert sich aber auch die maximale Einsatzdauer der einzelnen Teile. Für die erforderliche demontagefreie Beurteilung des Motorenzustandes stehen neben mehr intuitiven Prüfverfahren (Rauchfarbe, Geräusche u. a.) auch solche auf meßtechnischer Grundlage zur Verfügung. Dazu zählen: Kompressionsdruckmessung [12; 42], Msssung des Durchblasestroms vom Verbrennungsraum in das Kurbelgehäuse [35; 42], Messung des Ansaugunterdrucks [40], Messung des Öldrucks zur Beurteilung des Lagerspiels [1] und verschiedene Messungen beim Abschalten einzelner Zylinder bei Mehrzylindermotoren [39]. 7

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THUM, Überholungsbedürftigkeit von Schleppermotoren

Hier sollen folgende erfolgversprechende Methoden untersucht werden: Messung des Öldruckes, Messung der Kompression und Messung des Durchblasestroms. 4.3.1.2.1 Öldruckmessung zur Beurteilung des Kurbelwellen- und Pleuellagerspiels Bei der Entscheidung, ob Teil- oder Grundüberholungsbedürftigkeit vorliegt, ist der Zustand der Kurbelwellen- und Pleuellager zu berücksichtigen. Bei Motoren mit Druckumlaufschmierung (Abb. 5) besteht die Möglichkeit, das Lagerspiel der Kurbelwellenlager — bei sonst gleichen Bedingungen — über den Öldruck oder den öldurchlaufstrom zu beurteilen. Spezielle Versuchsergebnisse über die Abhängigkeit des Öldrucks vom Lagerspiel liegen von ALTSCHIJEW [1 ] zum Motor D-35 vor. Für die Veränderung des Lagerspiels wurden dabei Lagerschalen aus Kupfer benutzt. Bei einer öltemperatur von 80 ••• 85 °C und einer Kurbelwellendrehzahl von 1400 m i n - 1 sank der Öldruck bei einer Vergrößerung des Wellenlager spiel s von 0,01 mm um 0,08 •••0,12 kp/cm 2 und bei der gleichen Vergrößerung des Pleuellagerspiels um 0,03 ••• 0,04 kp/cm 2 . Bei gleicher Abnutzung fiel der Öldruck in Abhängigkeit vom Wellenlagerspiel dreimal stärker als in Abhängigkeit vom Pleuellagerspiel. In den eigenen Versuchen konnten ölqualität, öltemperatur und Drehzahl konstant gehalten werden, ebenso wie stets der gleiche Filter eingesetzt wurde. Um das Lagerspiel als letzte Unbekannte zu isolieren, wäre es erforderlich gewesen, auch eine Standardpumpe einzusetzen. Da dies eine umständliche Montagearbeit erforderlich gemacht hätte, die außerdem auch der Praxis nicht zumutbar ist, wurde die Öldruckmessung vorerst mit der jeweiligen Originalpumpe durchgeführt. Da sich das Nockenwellenlager nur wenig abnutzt, ist von dieser Stelle mit keinem störenden Einfluß auf die Öldruckaussage zu rechnen. Das Regelventil (Abb. 5) blieb in der Einstellung unverändert, wenn bei einer öltemperatur von 80 °C noch ein Mindestdruck von 3 kp/cm 2 erreicht werden konnte, weil nach den Vorversuchen der Lagerzustand in diesem Druckbereich als sehr gut beurteilt werden kann. Ließ sich dieser Öldruck von 3 kp/cm 2 auch durch Nachregeln nicht mehr erzielen, wurde die Ventilkugel des Regelventils durch ein Stück Alu-Rohr — anstelle der Ventilfeder — vollkommen arretiert. Dem Ziel, einen Einblick in die Charakteristik des ölsystems zu gewinnen, dienten einige Sonderzumessungen mit der Ermittlung des Öldrucks in Abhängigkeit von ölAbb. 5. Schema der einer RegelVentileinstellung Druckumlaufschmierung temperatur 2und Drehzahl bei auf 3 kp/cm und 3,5 kp/cm 2 bei einem grundüberholten des Motors 4 F 145 Be Vergleichsmotor (Abb. 6). Die ersten vier Meßpunkte sind Z Zahnradpumpe N Nockenwellerilager mit dem Anlasser gewonnen, die übrigen bei laufender F Fein-Ölfilter Ü Druckregelventil Maschine. Der teilweise ungleichförmige Kurvenverlauf M Manometer am Übergang vonFremd- auf Selbstantrieb kann auf einen W Wellenlager P Pleuellager unterschiedlichen Einfluß dieser beiden Betriebszustände K Kipphebel-Schmierung

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zurückgeführt werden. Als Lagerspiele sind die arithmetischen Mittel aus den drei Wellen- bzw. vier Pleuellagern angegeben. Deutlich ist bei allen vier Motoren das Ansprechen des Druckregelventils bei der niedrigen öltemperatur von 20 °C zu erkennen. Bei 80 °C dagegen spricht das Regelventil nur noch beim grundüberholten Motor (a) an. Mit zunehmender Abnutzung ist auch bei niederen öltemperaturen ein Einfluß des Regelventils nicht mehr zu erkennen (b, c, d).

c Abb. 6. a b,c,d

4.3.1.2.2

d Öldruckcharakteristiken zu Motoren vom Typ 4 F 145 Be

grundüberholter Motor zur Grundüberholung angelieferte Motoren mit unterschiedlichem Lagerspiel

Kompressionsdruckmessung

Die Beurteilung des Abnutzungszustandes und des Leistungsvermögens eines Motors kann über die Prüfung des Verbrennungsdruckverlaufs mittels Indikatoren vorgenommen werden. Aber abgesehen davon, daß der Serienmotor geeignete Anschlußmöglichkeiten haben müßte, gestaltet sich der Einsatz von z . B . auf piezo-elektrischer Grundlage arbeitenden Meßeinrichtungen sehr teuer. Um auf den Abnutzungszustand des Kolben-Buchsen-Systems und das davon abhängige Leistungsvermögen schließen zu können, wird deshalb ein Umweg beschritten. Die effektive Nutzleistung eines Verbrennungsmotors ist u. a. abhängig vom Verdichtungsenddruck, da dieser den Verbrennungsdruck und damit das 'Arbeitsdiagramm beeinflußt. Vom Verdichtungsenddruck müßte theoretisch, wenn der Motor sonst richtig eingestellt ist, auf die erreichbare Höchstleistung oder den Zustand der Abdichtung des Verbrennungsraumes geschlossen werden können. Eigentlich drückt der Verdichtungsenddruck, gegenüber dem konstruktiv gegebe7*

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THUM, Überholungsbedürftigkeit von Schleppermotoren

nen räumlichen Verdichtungsverhältnis, das wirksame Verdichtungsverhältnis aus [34], Bei der Kompressionsdruck-Prüfung wird nicht der absolute Verdichtungsenddruck, der bei der arbeitenden Maschine entsteht, gemessen, sondern nur der Verdichtungsenddruck, der sich bei einer festgelegten Verfahrensweise ergibt. Damit stellen die Kompressions-Meßwerte nur Relativwerte dar. Hierzu ist von vornherein, da noch andere Einflüsse wirksam sind, so z. B. die Höhe des Ölverbrauchs, mit einer Streuung der Meßergebnisse zu rechnen. Die Kompressionsdruckmessung wurde in dreifacher Wiederholung bei vorgeschriebenem Ventilspiel und einer Kühlwasser- und öltemperatur von 70---80 °C mit vier verschiedenen Drehzahlen vorgenommen. Die Drehzahlstufen wurden mittels eines zwischen Anlaßmotor und Versuchsmotor gesetzten Schaltgetriebes erreicht. Es entsprechen: Gang I Gang I I Gang I I I Gang IV

Mx = 100 m i n - 1 n2 — 180 m i n - 1 w3 = 240 min" 1 » 4 = 350 min""1.

Obwohl aus den jeweils nicht gemessenen Zylindern die Einspritzventile entfernt wurden, traten in Abhängigkeit vom Zustand der Zylinder Drehzahlabweichungen von ± 3 % auf. Bei den Vorversuchen zeigte sich ein für Kompressionsdruekmessungen vorgesehenes Manometer in seiner ursprünglichen Form als ungeeignet, weil der stark pendelnde Zeiger — auch unter Benutzung des Schleppzeigers — keine genaue Ablesung ermöglichte. Deshalb wurde der Gummi-Verbindungsschlauch durch ein Stahlrohr ersetzt, in dem ein Rückschlagventil eingebaut wurde. Zur Erleichterung des Einschraubens wurde es gleich mit dem entsprechenden Gewinde des Einspritzventils versehen (Abb. 7). Der Anlasser wurde für jede Messung etwa 10---15 Sekunden bis zum Stillstand des Zeigers betätigt. 4.3.1.2.3 Die Messung des Durchblasestroms Der Wirkungsgrad eines Verbrennungsmotors ist um so besser, je vollkommener die Abdichtung des Verbrennungsraumes erreicht wird. Selbst im eingelaufenen Motor ist diese Forderung'nicht ganz zu verwirklichen, da Kolben und Kolbenringe mit Spiel arbeiten müssen. Die größte Bedeutung für die Abdichtung im Kolben-Buchsen-System kommt den VerdichtungsAbb. 7. Kompressionsringen zu, denen gleichzeitig noch die Aufgabe der druck-Melägerät" Wärmeableitung vom Kolben übertragen ist. Mit der Abnutzung vergrößern sich die Spiele und gleichzeitig sinkt die Ringspannurig. Die in gleichem Zuge sich verschlechternde Abdichtung führt zu einem verstärkten Durchblasen der Verbrennungsgase aus dem Brennraum in das Kurbelgehäuse. Es liegt der Gedanke nahe, den Durchblasestrom als Maßstab f ü r den Zustand des Kolben-Buchsen-Systems und als Anhaltspunkt f ü r das Leistungsvermögen des Motors heranzuziehen. Aus einer Anzahl von in dieser Richtung

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a u s g e f ü h r t e n Versuchen ist zu e n t n e h m e n , d a ß es eine allgemein gültige Regel zur B e s t i m m u n g des Motorenzustandes verschiedener T y p e n nicht gibt u n d d a ß ü b e r h a u p t die Aussagekraft der Durchblasestrommessung d u r c h imponderabile Einflüsse gemindert werden k a n n . Ü b e r Undichtigkeitsverluste a m KolbenBuchsen-System liegen bereits umfangreiche Abhandlungen vor, allerdings n u r f ü r raschlaufende Motoren [35]. Rechnerisch ist der Durchblasestrom abhängig vom Durchblasequerschnitt u n d von der Druckdifferenz zwischen Zylinderinnendruck u n d D r u c k im Kurbelgehäuse. D a sich die W e r t e während eines Arbeitsspieles laufend verändern, ergibt sich der mittlere Durchblasestrom durch I n t e g r a t i o n der D u r c h b l a s e f u n k t i o n f ü r ein Arbeitsspiel. Der mittlere effektive N u t z d r u c k liegt im Motor 4 F 145 Be bei etwa 5,75 kp/cm 2 , w ä h r e n d der D r u c k im Kurbelgehäuse bei normaler E n t l ü f t u n g n u r in s t a r k a b g e n u t z t e n Motoren 100 m m W S erreicht, so d a ß der Durchblasestrom nach der Druckdifferenz f a s t allein von der H ö h e des I n n e n d r u c k e s b e s t i m m t wird. I n diesem Z u s a m m e n h a n g können aber a u c h Bedenken über die Aussagek r a f t der Durchblasestrommessung entstehen, weil d a m i t zu rechnen ist, d a ß ein abgenutzter Motor über geringe Kompression, u n t e r s t ü t z t u. U . d u r c h ein schlechtes Einspritzsystem, einen geringen effektiven N u t z d r u c k u n d d a m i t einen geringen Durchblasestrom entwickelt. Zumindest ergibt sich f ü r die D u r c h f ü h r u n g der Messungen der Hinweis,' d a ß vor der Messung ein einwandfreies Einspritzsystem hergestellt werden m u ß . W ä h r e n d bei der Kompressionsdruckmsssung alle U n d i c h t h e i t e n des Verbrennungsraumes in die Messung eingehen, sind bsi der Durchblasestrommessung Undichtheiten an der Zylinderkopfdichtung, a m Zylinderkopf u n d a n d e n Ventilen nicht e r f a ß t . A u ß e r d e m ist die Beurteilung einzelner Zylinder bei Mehrzylindermotoren m i t dieser Messung nicht möglich. Andererseits h a t die Durchblasestrommessung den Vorteil, d a ß sie a m laufenden Motor vorgenommen wird u n d d a m i t die Abdichtverhältnisse im Betriebszustand e r f a ß t werden, w ä h r e n d bei der Kompressionsdruckmessung der zu messende Zylinder u n t e r F r e m d a n t r i e b durch den Anlasser oder die übrigen arbeitenden Zylinder beim Mehrzylindermotor steht. N a c h S C H W A R Z [35] gibt es n u r wenig Vorschläge zur Abgrenzung der zulässigen Durchblaseverluste. U n t e r anderem wird der zulässige Verlust f ü r in g u t e m Betriebszustand befindliche Motoren in Vollast u n d bei einer Kühlwassert e m p e r a t u r von 75 °C m i t 0,1 ••• 0 , 5 % des Ansaugvolumens angegeben. D a s theoretische Ansaugvolumen des Motors 4 F 145 Be errechnet sich f ü r die Nenndrehzahl von 1300 m i n - 1 zu Va = 3260 1/min. Mit dem H ö c h s t w e r t des zulässigen Durchblasestroms von Vzul = 0 , 5 % Va gerechnet, läge die Grenze bei 16,3 1/min. S C H W A R Z [35] n e n n t als weiteren R i c h t w e r t f ü r den zulässigen Gasverlust die empirische F o r m e l Vzui = 0,05 D in 1/min. Zyl., wobei D als L a u f b u c h s e n d u r c h messer in m m eingesetzt wird. F ü r den gesamten Motor 4 F 145 Be wäre der zulässige Durchblasestrom n a c h dieser Formel Vzui = 21 1/min. Bei der Messung eines grundüberholten, noch nicht richtig eingelaufenen Motors ergab sich ein Durchblasestrom von 40 1/min. Selbst wenn n a c h d e m Einlaufen eine Übereinstimmung m i t einem dieser Richtwerte eintreten würde, ist d a m i t noch kein R i c h t w e r t f ü r den die G r e n z a b n u t z u n g charakterisierenden Durchblasestrom gegeben, d e n n S C H W A R Z [35] b e s c h r ä n k t sich auf g u t eingelaufene u n d noch dazu raschlaufende Motoren. Die normalen Gasverluste eines

92

THUM, Überholungsbedürftigkeit von Schleppermotoren

einwandfrei arbeitenden Motors werden von anderen Autoren mit 0,2 ••• 8% des Ansaugvolumens angegeben [13; 17]. Aus Einzeluntersuchungen ist zu entnehmen, daß erklärlicherweise die Gasverluste mit dem Einlaufprozeß zunächst abnehmen und mit zunehmender Abnutzung wieder steigen [42]. Die Bestimmung des Durchblasestromes ist nur sinnvoll, wenn die zu messenden Gase voll erfaßt werden. In der Mehrzahl der untersuchten Motoren war diese Voraussetzung wegen Undichtheiten am Kurbelgehäuse nicht gegeben. Undichte Stellen fanden sich vor allem an der Einspritzpumpen- und an der Zylinderkopfhauben-Dichtung. Seltener lagen die Ursachen für Undichtheiten an lose befestigten ölwannen oder abgenutzten Endlagerabdichtungen. Die undichten Stellen wurden gleich beim Start nach der Überprüfung der Maschine beseitigt, um außerdem auch Ölverluste zu verhindern. Die Bestimmung des Durchblasestroms kann über das mit einer Gasuhr in einer bestimmten Zeit gemessene Gasvolumen erfolgen, oder man verfährt mittels genormter Düsen und Blenden nach den VDI-Durchflußregeln (DIN 1952). Da Strömungsmeßeinrichtungen genormter Art für die vorliegenden Bedingungen nicht beschafft werden konnten, wurde ein Meßverfahren benutzt, das wegen seiner Einfachheit gleichzeitig für die Anwendung in der Praxis ohne höheren Aufwand für Motoren mit guter Gehäuseabdichtung geeignet ist. Das Meßverfahren besteht darin, daß nicht direkt der Durchblasestrom, sondern nur der im K u r b e l g e h ä u s e e n t s t e h e n d e Ü b e r d r u c k gemessen wird. Bei normaler Kurbelgehäuseentlüftung sind die Drücke so gering, daß damit keine befriedigende Aussagekraft über den Zustand des Kolben-BuchsenSystems zu erreichen ist. Eine völlige Abdichtung des Motor-Innenraums würde zum anderen Extrem führen. Eine zu starke Drosselung hat den Nachteil, daß die Gase bei hohem Gehäuseüberdruck durch verschiedentlich stark abgenutzte Endlager oder andere Stellen, die z. T. nur durch einen Ölfilm abgedichtet werden, austreten. Die anfangs bei hoher Drosselung des Gasstroms durchgeführten Versuche führten auch zu laufenden Druckänderungen mit Differenzen von mehreren hundert mm WS. Die laufenden Druckschwankungen können darauf zurückgeführt werden, daß die mitabdichtenden Ölfilme je nach ihrer Beständigkeit bei verschieden hohen Drücken durchbrochen werden und sich nach dem Druckabfall wieder aufbauen. So besteht bei starker Drosselung auch die Gefahr, daß Motoren mit schlechter Endlagerabdichtung günstige Gehäuseüberdruck-Werte ergeben. Es mußte deshalb eine Drosselstelle so ausgeführt werden, daß der Kurbelgehäuseüberdruck in einen günstigen Meßbereich gelangte. In den Vorversuchen zeigte sich folgende Ausführung als geeignet: An der Zylinderkopfhaube, deren Innenraum mit dem Kurbelgehäuseraum in Verbindung steht, wurde die Umschalthülse für die Vergaserumschaltung abgenommen und ein Kraftstoffhahn mit 7 mm Bohrungsdurchmesser eingesetzt. Die übrigen Öffnungen am Motor wurden abgedichtet. Die Durchblasegase können gedrosselt durch den geöffneten Hahn entweichen und im Kurbelgehäuse verbleibt nur ein Eestdruck. Der Anschluß der Druckleitung zu einem U-Manometer erfolgte an der nach außen abgedichteten Entlüftungsschraube. Die sonst geschlossene Ausführung des vorliegenden Motors begünstigt die Druckmessung. Um einen Anhaltspunkt über den einem bestimmten Druck entsprechenden Durchblasestrom zu gewinnen, wurden an einigen Motoren Parallelmessungen mit einer Gasuhr durchgeführt (Kammergaszähler). An Hand der aus den Ver-

93

Archiv für Landtechnik, 3. Band, Heft 2, 1962

gleichsmessungen gewonnenen Kurve (Abb. 8) kann der einem bestimmten Gehäuseüberdruck zugehörige Durchblasestrom (ohne Umrechnung auf Normalzustand) entnommen werden. Die Streuung der Meßwerte ist darauf zurückzuführen, daß nach der Überdruckmessung die Blende erst geschlossen und die Ijrrm

• •

max und kleinstem Zapfendurchmesser d min zu

Abb. 10. Meßrichtungen für die Laufbuchsenvermessung — Zylinderfolge

Für die Vermessung der Z y l i n d e r l a u f b u c h s e n wurde zur Ermöglichung einer exakten Richtungs- und Tiefenführung (Abb. 10 und Tab. 4) das serienmäßige Innenmeßgerät mit einer Zusatzausrüstung versehen (Abb. 11). Ein am Meßgerät befestigter Steg ist mit Rasten versehen, in die eine im Läufer unter Federdruck stehende Kugel einrastet. Am Läufer sind zwei Stäbe angebracht, die auf die Planseite der Zylinderlaufbuchse in der entsprechenden Meßrichtung aufgelegt werden. Das eigentliche Meßgerät läßt sich in der Zylinderlauf buchse stufenweise auf die bestimmte Meßtiefe bringen, indem es jeweils bis zur nächsten spür-

Archiv für Landtechnik, 3. Band, Heft 2, 1962

95

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*2

*3 *5 *6 Leistungsdifferenz

+7

»S

-50

pS

- = + 18°. Die auch noch aus anderen Gründen eingeführte Spannungsrückkopplung gewährleistet mit Sicherheit diesen kleinen Übertragungswinkel. Eine weitere Anforderung an die Konstruktion eines Meßverstärkers ist seine Unabhängigkeit von äußeren Einflüssen, vor allem von der Änderung der Heizund Anodenspannung und der Änderung der Katodeneigenschaften. Um diese Unabhängigkeit zu erreichen, ist zwischen Ein- und Ausgang des Verstärkers eine negative S p a n n u n g s r ü c k k o p p l u n g eingeführt. Die Spannungsverstärkung ist dann wie folgt gegeben: v

' = T T k v >

(32)

wobei V die Verstärkung ohne Rückkopplung und K den Rückkopplungsfaktor angeben. Wenn der Ausdruck KV sehr viel größer als eins wird, dann ist die Verstärkung V überwiegend durch den Rückkopplungsweg bestimmt. Sie hat dann den Wert V ' ^ i -

(33)

Eine derartige Schaltung hat sich im praktischen Betrieb sehr gut bewährt. Da die Konstruktion von Rückkopplungswegen allgemein bekannt ist, soll hier von einer Behandlung Abstand genommen werden. , 3 Neue Entwicklungsrichtung Die weitere Entwicklungsrichtung im Meßverstärkerbau ist durch die Verwendung von T r a n s i s t o r e n als aktive Elemente gegeben. Ihr Einsatz bringt vor allem bei Messungen an bewegten Objekten im Gelände gegenüber röhrenbestückten Geräten entscheidende Vorteile, ein Faktor, der vor allem auf dem Gebiete der Landtechnik von Bedeutung ist.

130

BOHRISCH, Elektrische Messung mechanischer Größen

Zur Verdeutlichung des Unterschiedes sei ein mit Röhren bestückter DreikanalMeßverstärker einem volltransistorisierten gegenübergestellt. Die Leistung und der Verwendungszweck beider Geräte sei etwa gleich, und als Einsatzort sei freies Gelände vorgesehen. Für das mit Röhren bestückte Gerät beträgt die erforderliche elektrische Leistung aus einer Batterie etwa 180 W. Bei Verwendung von Akkumulatoren mit 24 V Betriebsspannung und einer Kapazität von 150 Ah beträgt die mögliche Betriebsdauer bei SOprozentiger Ansnutzung 10 h. Bei der Montage der Geräte ist besonders darauf Rücksicht zu nehmen, daß Erschütterungen und größere Beschleunigungen nach Möglichkeit vermieden werden. Die Masse des gesamten Meßsatzes (Batterie, Umformer, Meßgerät) kann auf etwa 150 kg geschätzt werden. Bei Verwendung von Transistoren ergeben sich etwa folgende Werte: Die Aufnahmeleistung beträgt 8 W, so daß für einen zehnstündigen Betrieb mit 50prozentiger Ausnutzung ein 12 V-Akkumulator mit 14 Ah genügt. Die gesamte Masse beträgt näherungsweise 12 kg. Da serienmäßig hergestellte Transistoren bereits Beschleunigungen bis zu 30 g fa 300 m/s 2 vertragen, ergibt sich auch in dieser Hinsicht eine größere Betriebssicherheit, und die Anbringung des Gerätes kann ohne besondere Maßnahmen erfolgen. Die Lebensdauer von Transistoren wird heute in der Fachliteratur mit 70 000 h angegeben. Röhren dagegen haben normalerweise eine Lebensdauer von 200 • • • 500 h. Bei Speziairöhren kann sich diese Dauer auf rund 5000 Betriebsstunden erhöhen. Die z. Z. noch wesentlich teurere Bestückung mit Transistoren wird durch die weitaus größere Lebensdauer und die anderen bereits erwähnten Vorteile vollständig ausgeglichen. Bei den neuen Entwicklungen von Trägerfrequenzgeräten wird auch mehr und mehr von der klassischen Schaltungsart abgegangen. An ihre Stelle tritt die sogen, „gedruckte Schaltung", deren Vorteile vor allem in der geringeren Empfindlichkeit gegenüber Erschütterungen und dem geringeren Platzbedarf bei kleinem Gewicht liegen. 4 Meßwandler und Geberelemente Der D i f f e r e n t i a l t r a n s f o r m a t o r hat sich als ein sehr vorteilhafter Meßwandler erwiesen, da mit ihm in Verbindung mit einem Trägerfrequenzgerät eine sehr große Meßempfindlichkeit erzielt werden kann. Er wurde zuerst in den USA für Meßzwecke verwendet. Sein großer Vorteil liegt darin, daß die Brücke im magnetischen Kreis des Wandlers gebildet wird. Dadurch kann der Einfluß von Kontaktwiderständen weitgehend ausgeschaltet werden. Bei entsprechender Dimensionierung der Ein- und Ausgangsspulen können außerdem sehr lange Zuleitungen verwendet werden, ohne daß durch Kapazitätsänderungen nennenswerte Fehler in das Meßergebnis eingehen. Für den praktischen Betrieb genügen einige wenige Grundtypen dieses Wandlers. Bei Neukonstruktion muß je nach der gestellten Meßaufgabe lediglich der mechanische Teil neu entwickelt werden, während die elektrischen Teile beibehalten werden können. Alle gebauten Meß wandlertypen sind an die Eingangsschaltung des bereits eingangs abgehandelten Trägerfreqtienzgerätes angepaßt. I m Rahmen der bisherigen Arbeiten wurden drei Grundtypen entwickelt, mit denen bereits konkrete Ergebnisse vorliegen und die im folgenden beschrieben werden.

131

Archiv für Landtechnik, 3. Band, Heft 2, 1962

4.1

D i f f e r e n t i a l t r a n s f o r m a t o r in S o l e n o i d - F o r m

Der Differentialtransformator in Form eines Solenoids (Abb. 9) ist der am meisten benutzte Meßwandler. Die mittlere Spule wird aus dem Generator mit der Trägerfrequenz m T gespeist. Die beiden äußeren Spulen sind so geschaltet,

Abb. 9. Differentialtransformator in Solenoidform, schematisch Ub Speisespannung 1B Speisestrom Ui, Z72 Spannung der Sekundärspulen Ausgangsspannung AU Ax Verschiebung des Kerns aus der Mittellage

daß bei gleichen Spannungen in beiden Spulen an den Ausgangsklemmen die Spannung Null herrscht. Die einzelnen Spannungen haben folgende Größen (Abb. 10):

[ T. "t

I

ata Abb. 10. Schaltung eines Differentialtransformators VB Speisespannung TJU U2 Spannung der Sekundärspulen . Aü Ausgangsspannung

IJ2

Die Eingangsspannung beträgt

' (34)

UB = Iß mT Lv

bei einer Induktivität Lp der Primärwicklung, und die Spannung an den äußeren Spulen U1 = Iß wT (M + AM) (35) U2 = Iß coT {M — AM)

.

(36)

Hierin ist die Änderung AM der Gegeninduktivität M eine Funktion der Kern Verschiebung. Die Ausgangsspannung ergibt sich hieraus zu AU = U-l— U2 = 2 IB wT • AM .

(37)

oder unter Berücksichtigung von Gl. (34) AU = 2 P i

A M

(38)

132

BOHRISCH, Elektrische Messung mechanischer Größen

Damit ist gezeigt, daß die Größe AU ¡UB nur von der Konstruktion abhängt, nicht aber von der Frequenz der Speisespannung. Diese Tatsache gilt natürlich nur für einen relativ engen Frequenzbereich, da jeder Transformator eine ganz bestimmte Frequenz- und Phasencharakteristik aufweist. Die Eichkurve eines solchen Differentialtransformators zeigt eine weitgehend lineare Abhängigkeit der Spannung von der Verschiebung des Kernes. Durch die Verwendung von Ferrit als Kernmaterial können die elektrischen Eigenschaften verbessert werden. Wird ein Topfkern aus hochpermeablem Material verwendet, können die äußeren Abmessungen sehr klein gehalten werden. Da der magnetische Kreis praktisch vollkommen geschlossen ist, kann diese Art Meßwandler in ein enganschließendes Gehäuse untergebracht werden. Diese Möglichkeit bietet bei der Entwicklung von Druck- und Beschleunigungsgebern große konstruktive Vorteile. Bei Druckgebern, die rasch wechselnden Druckänderungen ausgesetzt sind, muß ein breites Frequenzspektrum übertragen werden. Der Übertragungsbereich wird hauptsächlich von der Höhe der Trägerfrequenz bestimmt. Werden Ferritkerne verwendet, kann die Trägerfrequenz ohne weiteres 50 kHz betragen, so daß die fehlerfreie Wiedergabe eines Frequenzspektrums von 0 • • • 12 kHz möglich ist; das bedeutet, daß noch die fünfte Harmonische einer Grundschwingung von 2400 Hz richtig mit aufgezeichnet werden kann. Selbstverständlich hat auch der mechanische Teil des Gebers großen Einfluß auf das übertragbare Frequenzband. Beim Entwurf eines Gebers ist darauf besonders zu achten. 4.2 D i f f e r e n t i a l t r a n s f o r m a t o r in E - I - F o r m Sehr gute Ergebnisse bringt die Anwendung des Differentialtransformators in E-I-Form (Abb. 11). Der I-Kern ist gegenüber dem E-Kern verschiebbar angeordnet. Jeder der Schenkel des E-Kernes trägt eine Wicklung. Die mittlere wird aus dem Trägerstromgenerator mit der Spannung U B gespeist. Bei einer bestimmten Stellung des I-Kernes (im Idealfall in der Mitte) ist der magnetische Widerstand beider Zweige gleich groß. Als Folge sind dann auch die induzierten Spannungen U1 und U2 in beiden Wicklungen gleich. Die beiden Ausgangsspulen

Abb. 11. Differentialtransformator in E-I-Form UB Speisespannung f/,, (J2 Spannung der Sekundärspulen AU Ausgangsspannung x halbe Schenkelbrcite Ax Verschiebung des Kernes aus der Mittellage

133

Archiv für Landtechnik, 3. Band, Heft 2, 1962

sind so geschaltet, daß die Differenzspannung unter den eben genannten Bedingungen zu Null wird. Bei einer Verschiebung des I-Kernes nach der einen oder der anderen Seite steigt die Spannung in der einen Spule an, während' sie gleichzeitig in der anderen sinkt. Damit ergibt sich eine Ausgangsspannung, deren Amplitude proportional der Verschiebung ist und deren Phase die Richtung der Verschiebung anzeigt. Der magnetische Kreis kann anhand der Ersatzschaltung (Abb. 12) betrachtet werden. Die Speisespannung U B an der Primärspule ergibt eine Durchflutung 0 , *ÙRm -AR Rm -CD - o iges Abb. 12. Differentialtransformator in E-Im

Form ; Ersatzschaltbild für den magnetischen Kreis & 0 Um

Ò'e

h

Durchflutung magnetischer Fluß magnetischer Widerstand

die im mittleren Schenkel einen magnetischen Fluß &ges verursacht. Dieser teilt sich entsprechend den magnetischen Widerständen in den Verzweigungen in die beiden Teilflüsse 0 t und i>2, die die Sekundärspulen durchsetzen und dort die Spannungen Ux und ?72 induzieren. Die magnetischen Widerstände in den beiden Zweigen seien bei einer Verschiebung A x des I-Kernes Rm + A Rm und Em — A Rm; dann gilt für die beiden Teilfüsse = RP

(39)

+ AR„

m

0

2 = Rm

(40)

A Rm

und für die Änderung des magnetischen Kraftflusses A0

= T 01

(47)

U2 = ns a)T 02

(48)

A U am Ausgang

AU = U2 — U1 = ns T • Ai> = — UB • Tip -t^Til

.

(49)

Diese Differenzspannung ist also proportional der elektrischen Übersetzung, der relativen Änderung des magnetischen Widerstandes und der Speisespannung. Der Faktor ARmIRm ist eine Funktion der Verschiebung Ax des I-förmigen Ankers. Dabei wird der magnetische Widerstand Rm im wesentlichen durch den Luftspalt mit der Stärke l dargestellt, wogegen der magnetische Widerstand der Eisenwege vernachlässigt werden kann, da das Material eine Anfangspermeabilität von /.i.« = 700 • • • 1000 besitzt. Aus den geometrischen Verhältnissen an einem Schenkel (Abb. 11), der die Dicke b habe, folgt Rml

= —b{xl_Ax)

= Rm + ARm

Ä B > = Rm — ARm = ^

h

J

+

Ax)

,

(50)

.

(51)

Entsprechend dem Ersatzschaltbild des magnetischen Kreises (Abb. 12) ist Rm der magnetische Widerstand eines Zweiges bei symmetrischer Mittelstellung des Ankers, also bei Ax = 0, und ARm die Änderung von Rm infolge der Verschiebung um die Strecke Ax. Für ARmIR.m ergibt sich also aus Gl. (50) und Gl. (51) 1 1 ARm Rni

_ 2

(Bmi)Ax — (Rmz)Ax _ (Rml)Az = o

X — Ax

x + Ax

2

'

ARm Rm

_ x • Ax -xZ—Axf

[

'

x

Bei praktischem Einsatz des Meßwandlers in Verbindung mit einer entsprechenden elektrischen Apparatur handelt es sich im allgemeinen um Verschiebungen Ax, die vernachlässigbar klein gegen die halbe Schenkelbreite x sind. Damit vereinfacht sich Gl. (52) zu ARm

_ Ax

JX M

„

JE

In GL (49) eingesetzt, erhält man somit

Das Verhältnis AUfUß wird also lediglich durch die Konstruktion bestimmt, wobei als einzige veränderliche Größe die Verschiebung Ax enthalten ist. Bezieht man die relative Ausgangsspannung also auf die Verschiebung, erhält man für diesen speziellen Fall die in Gl. (12) allgemein definierte Wandlerkonstante ß in folgender Form: /J r =

^LiL_.= ü t . i . UB • Ax np x

(55) v '

Archiv für Landtechnik, 3. Band, Heft 2, 1962

135

Die immer vorhandene Streuung kann man hierin noch durch Einführen des Kopplungsfaktors k berücksichtigen, so daß für die W a n d l e r k o n s t a n t e zu schreiben ist k 1

(56)

V

- s i n A

v

.

(59)

Die Spulenlage, in der die Ausgangsspannung Null wird, entspricht einem Winkel von ip = 45°. Damit wird A U = 10

Archiv f. Landtechnik

U

B

•

sin

Atp

.

(60)

136

BOHRISCH, Elektrische Messung mechanischer Größen

Wie bei jedem Transformator ist der durch die Streuung bedingte Kopplungsfaktor k stets kleiner als eins. E r wird deshalb in die Gleichung mit einbezogen, so daß die Ausgangsspannung AU = ^

ÜB • sin Ayj

(61)

beträgt, was noch für hinreichend kleine Arp vereinfacht angegeben werden k a n n : AU = ^

UB • Ay .

(62)

Die Wandlerkonstante ß kann analog zu Gl. (56) definiert werden: ß = r

A U üb-ÄW

VJjc. p

Die Linearität der Ausgangsspannung als Funktion des Verdrehungswinkels mit einer Toleranz von i 5 % reichte bei einem ausgeführten Wandler bis zu einem Winkel von Af = 15°. I n Verbindung mit dem dazugehörigen Meß Verstärker ergab sich der Vollausschlag des Anzeigeinstrumentes bei einem Winkel von 1.2°. Gegenüber den früher verwendeten Drahtpotentiometern h a t dieser Wandler den Vorteil einer stufenlosen Anzeige. I n Verbindung mit einem Hebel können mit dem Dreh-Meßwandler sehr gut große Werte gemessen werden. Die Übertragung der Meßwerte erfolgt bei Messung an umlaufenden Teilen normalerweise über ein S chleifringaggregat. Mit einem derartigen Wandlef lassen sich nicht nur Drillwinkelmesser, sondern beispielsweise auch Drehmoment- oder Drehbeschleunigungsmesser aufbauen. Sie haben gegenüber Dehnungsmeßstreifen-Brücken auf Grund des Differentialtransformatorenprinzips den Vorteil größerer Empfindlichkeit, wodurch die Anforderungen an die Zuleitungen recht einfach sind. Schließlich besteht noch die Möglichkeit, den Meßwandler mit mehr als 2 Polen auszuführen, zum Beispiel als Vierpolausführung (Abb. 14). Die gespeisten

Spulen sind auch in diesem Falle auf dem Stator untergebracht. Die Spulen, in denen eine Spannung induziert wird, sitzen auf dem Rotor. Vor jedem Ständerpol befinden sich wiederum zwei Wicklungen, die elektrisch gegeneinander um 90° versetzt sind. Zu jedem Sekundärzweig gehören damit 4 Einzelspulen auf dem Rotor, so daß die Beziehungen für die Spannungen an den Rotor spulen lauten, wenn

137

Archiv für Landtechnik, 3. Band, Heft 2, 1962

man wieder eine mechanische Verdrehung um Ayi aus der Null-Lage annimmt: Ux

= j

U-2 =

j

Ü

B

• sin

(y +

2 Ätp),

(64)

U

B

•

sin

(ip —

2

(65)

Aip),

wobei der Paktor 2 bei Ay> daher rührt, daß der elektrische Drehwinkel doppelt so groß ist wie der mechanische. Die Differenzspannung ist dann: UA

=

Ux —U2

= —

U

B

•

cos ip • sin 2

Atp

(66)

.

In der Nähe der elektrischen Null-Lage erhält man somit: ATJ

=

(67)

T J n . Aip V

Setzt man voraus, daß die einzelnen Spulen dieser Vierpolausführung die gleichen Daten haben wie bei der Zweipolausführung, so ergibt sich die achtfache Empfindlichkeit. Diese Ausführung ist also noch besser für den Aufbau von Drehmomentmessern und ähnlichen Geräten geeignet, da sich Geräte ergeben, die sehr torsionssteif sind und das Meßobjekt in bezug auf Drehschwingungen kaum verändern. Beispielsweise wurde an einer Musterausführung Vollausschlag am Anzeigegerät bei einem Drillwinkel des Gebers von Aip =.0,018° erreicht. 4.4 D e r E i n f l u ß d e s S c h l e i f r i n g ü b e r t r ä g e r s Bei Messungen an umlaufenden Teilen muß die Speisespannung U B für den Meßwandler zum umlaufenden Teil und die Ausgangsspannung vom umlaufenden Teil zum Meßgerät übertragen werden. Hierfür gibt es zahlreiche Konstruktionen. Die einfachste Art ist bisher immer noch der Schleifringüberträger, der bei nicht zu hohen Umfangsgeschwindigkeiten durchaus gut geeignet ist. Welche Forderungen daraus für die übrigen Geräte herzuleiten sind, soll anhand von Ersatzschaltbildern dargelegt werden. Die Ersatzschaltbilder lassen erkennen, wo im Schleifringsystem Fehler auftreten können. Man kann unterscheiden zwischen Fehlern auf der Speiseseite (Abb. 15) sowie Fehlern bei der Übertragung vom Geber zum Verstärker-Eingang ch

Abb. 15. Schleifringübertragung der Speisespannung Vb 1U Rsch Alt seh Reo üb'

fisch

Speiscspannungsquelle im Trägerfrequenzgerät Innenwiderstand der Speisespannungsquelle Widerstand der Schleifringübertragung zeitliche Änderung von lisch Eingangswiderstand des Gebers Speisespannung am Geber

(Abb. 16). Sie können hervorgerufen werden durch konstante oder zeitlich sich ändernde Übergangs wider stände. Der Fehler im Eingangskreis (Abb. 15) ist mit = 1

gegeben. 10*

^B UB

Reo ReG

+ Ri + Rsch

+ ARSch

K

'

138

B O H R I S C H , Elektrische Messung mechanischer Größen

Abb. 16. Schleifringübertragung der Meßspannung Ausgangsspannung des Gebers Innenwiderstand des Wandlers JlSch Widerstand der Sehleifringübertragung A lisch zeitliche Änderung von lisch IteV Eingangswiderstand des Meßverstärkers AU' Klemmenspannung am Geber A U'' Eingangsspannung am Meßverstärker

AU Jiir

Da jedoch der Schleifringwiderstand Rsch und der Innenwiderstand R^ der Speisespannungsquelle sehr viel kleiner sind als die Eingangsimpedanz Re ß des Gebers, kann auch geschrieben werden: 1 _ Ri + Rscn + AR* _ ReG Die Verhältnisse auf der Ausgangsseite lassen sich entsprechend darstellen: ~~ÄU~ ~

R^

•

(70)

Unter bestimmten Bedingungen können allerdings gewisse Einflußfaktoren vernachlässigt werden. Entscheidend für die Güte der Messung ist das Aufzeichnen der Meßwerte ohne Überlagerungen, die von Veränderungen des Übergangswiderstandes der Schleifringe herrühren. E s ist daher zu empfehlen, die Eingangsimpedanz eines Meßwandlers größer als 100 Q zu machen, denn die Änderung des Übergangswiderstandes durchschnittlicher Schleifringe ist nicht größer als 100 mü. Unter diesen Bedingungen ist normalerweise eine gute Übertragung der Meßwerte garantiert. An der Ausgangsseite des Meßwandlers liegen ähnliche Verhältnisse vor, die durch den Eingangswiderstand der elektronischen Apparatur (in den meisten Fallen größer als 10 k Q ) hier sehr günstig sind. 5 Ausführungsbeispiele Das Prinzip des Differentialtransformators wurde an einigen wenigen Beispielen aufgezeigt. Bei weiteren Entwicklungsarbeiten lassen sich sicherlich noch andere Lösungen unter Beibehaltung des gleichen Prinzips finden. Als Beispiele werden einige Anwendungsformen und -möglichkeiten des Differentialtransformators als Meßwandler aufgezeigt, die aus Forschungs- und Entwicklungsarbeiten von K . MATSCHIN stammen, die er bei der Tschechoslowakischen Akademie der Landwirtschaftswissenschaften in Prag und im Institut für Landtechnik PotsdamBornim durchführte. 5.1

Druckgeber

Für die Untersuchungen des Druckverlaufs in Melkaggregaten wurde ein Druckgeber entwickelt, der als Meßelement eine Aneroid-Membran benutzt (Abb. 17). Die Deformation dieser Membran durch Druckeinwirkung wird mit Hilfe eines Differentialtransformators in Solenoid-Form gemessen, bei dem als Kernmaterial Zinkferrit verwendet wurde. Auf diese Weise konnte die Empfindlichkeit gegenüber einer etwas älteren Ausführung um das 6,5fache gesteigert werden. Ein Vollausschlag des Anzeigegerätes wurde bereits bei 0,02 at erreicht. Ein anderer Geber diente für Druckmessungen bis zu 0,5 at. Trotz der hohen Empfindlichkeit Hegt die Eigenfrequenz des mechanischen Teils bei etwa 630 Hz.

Archiv für Landtechnik, 3. Band, Heft 2, 1962

139

Bei 200 Hz beträgt der Phasenfehler 7,5° und der Amplitudenfehler + 1,0%, bezogen auf den statischen Wert. Da der elektrische Teil umschaltbare Meßbereiche aufweist, können Drücke bis zu 0,05 at (Vollausschlag) gemessen werden.

Abb. 17. Druckgeber für 0,5 kp/cm 2

5.2

Zugkraftmesser

Zum Bestimmen von Zugkräften wurden verschiedene Zugkraftmesser entwickelt, die Differentialtransformatoren in E-I-Form als Meßwandler (Abb. 18 und 19) benutzen. Bei diesen Geräten wird als Meßfeder ein Ring verwendet, der bei Kraftein Wirkung deformiert wird. Bei geeigneter Montage kann ein solches Gerät auch zur Bestimmung von Druckkräften eingesetzt werden. In Verbindung mit dem beschriebenen Meßverstärker kann bei einem Zugkraftmesser für beispielsweise 3000 kp Höchstbelastung je nach Bedarf einer der folgenden vier Meßbereiche eingestellt werden: Meßbereich I Meßbereich I I Meßbereich I I I Meßbereich IV

0- • 0- • 0- • 0- •

• 300 • 600 • 1500 • 3000

kp kp kp kp

d. h. bei dem Meßbereich I wird bereits bei 300 kp Belastung am Anzeigegerät Vollausschlag erreicht. Die Meßbereichumschaltung ermöglicht ein schnelles Anpassen der Meßgeräte an die Belastung, um die Diagrammbreite möglichst voll auszunutzen und dadurch immer gut auswertbare Meßschriebe zu erhalten.

140

BOHRISCH, Elektrische Messung mechanischer Größen

3C0-

Abb. 18. Schnitt durch einen Zugkraftmesser für 9000 kp

5.3

Drehmomentmesser

Für die Zwecke der Drehmomentmessung wurde ein entsprechendes Geberelement entwickelt, das sich sowohl für Messungen an landwirtschaftlichen Geräten und Maschinen als auch für ähnliche Messungen in der Maschinen- und Fahrzeugindustrie eignet. Das Gerät ist sehr robust ausgeführt, so daß es auch für langdauernde Betriebsmessungen eingesetzt werden kann. Bei diesem Drehmomentmesser (Abb. 20) werden zwei einander gegenüberliegende Differentialtransformatoren in E-I-Bauweise als Meßwandler benutzt. Es wurde eine beträchtliche Unempfindlichkeit gegenüber Biegung erreicht. Folgende Meßbereiche sind möglich: Meßbereich I Meßbereich I I Meßbereich I I I Meßbereich IV

0 • • • 8 kpm 0 • • • 16 kpm 0 • • • 40 kpm 0 • • • 80 kpm

Um am Anzeigegerät Vollausschlag zu erzielen, beträgt die Verdrillung beim Arbeiten im Meßbereich IV nur 0,5°. Im Drehmomentmesser ist neben dem Meßwandler noch ein induktiver Impulsgeber eingebaut, so daß auch Drehzahl und Drehwinkel der Welle bestimmt werden können. Diese Angaben sind vor allem dann notwendig, wenn Vorgänge während einer einzigen Umdrehung untersucht werden sollen und eine Zuordnung des Drehwinkels zur Meßgröße erforderlich ist.

A r i l i n f ü r L i i u d i c c l i n i k . .'{. 15;m 12

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mit 2

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K-1-Diffcromiiiltlajisforiualivri'n

142

BOHRISCH, Elektrische Messung mechanischer Größen

Der Geber kann, bedingt durch die Schleifringübertragung, bis zu Drehzahlen von 2000 U/min eingesetzt werden. Eine ebenfalls für 80 kpm ausgelegte Weiterentwicklung verwendet einen Drehdifferentialtransformator als Wandler (Abb. 21) . Auch hier dient ein Schleifringaggregat zur Speisung des Differentialtransformators und zur Übertragung des Meßwertes.

Abb. 21. Drehmomentmesser mit Drehdifferentialtransformator für 80 kpm

Zusammenfassung Einleitend wird der Aufbau und die Wirkungsweise von Meßverstärkern beschrieben, die bei Transistorbestückung und in Verbindung mit geeigneten Gebern robuste und zuverlässige elektrische Meßapparaturen für die Aufnahme mechanischer Größen auch bei schwierigen Verhältnissen, wie sie in der Landtechnik vorliegen, ergeben. Es werden das Wesen des Differentialtransformators und seine verschiedenen Verwendungsmöglichkeiten abgehandelt, ohne jedoch Anspruch auf Vollständigkeit hinsichtlich weiterer Ausführungsformen zu erheben. An einigen Beispielen wird das Prinzip dieses Meßwandlers betrachtet. Anhand von ausgeführten Geberelementen wird der augenblickliche Stand dargelegt. Pe3K>Me BHANAJIE H 3 J i 0 3 K e H H KOHCTPYKIJHH H NPHHIINN HCHCTBHH H 3 M e p n T e j i i > H H x j i H T e n e i i , K O T o p t i e HA n 0 J i y n p 0 B 0 j j H H K 0 B H x T p n o n a x H B COBKHHCHHH c

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Archiv für Landtechnik, 3. Band, Heft 2, 1962 HTejibHbiMH a n n a p a T y p a M H

143

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Summary In the introduction the construction and the function of measuring amplifiers are being described which, in connection with suitable givers, yield stout and infallible electrical measuring instruments for the taking of mechanical quantities also under difficult conditions as they exist in the agricultural technics. The character of the differential-transformer and its different possibilities of use are being dealt with, however without entering the claim for complement concerning further forms of construction. By the aid of some examples the principle of this measuring changer is being considered. By the carried out giverelements the present state is being explained.

Archiv für Landtechnik, 3. Band, Heft 2, 1962

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Aus dem Institut für Landtechnik Potsdam-Bornim der Deutschen Akademie der Landwirtschaftawissenschaften zu Berlin Leiter: Diplom-Landwirt H. KÜHRIG

W. MALTRY

Einige Trocknungsversuche an Weizen 1 Eingegangen: 20. Dezember"1961

1 S t a n d des P r o b l e m s Der ständig wachsende Einsatz von Mähdreschern erfordert eine künstliche Trocknung des geernteten Getreides. Die Erforschung der Trocknungseigenschaften und der Trocknungstechnik von Getreide ist deshalb von großer wirtschaftlicher Bedeutung. Während DIETRICH [1] das Trocknungsverhalten des feuchten Weizen-iSwizeZkorns ausführlich untersucht und in die allgemeine Theorie der Trocknung fester Stoffe eingeordnet hatte, ist auch die versuchstechnische Durchdringung der Probleme der Trocknung dicker Schichten von mehreren Seiten begonnen worden, insbesondere im Zusammenhang mit der Belüftungstrocknung von Getreide. Derartige Untersuchungen sind von WENNER [10], HUKILL (England) [3], KOFOED (Dänemark) [3], ÄNIANSSON (Schweden) [6] u. a. durchgeführt worden. Die nachfolgenden Versuchsergebnisse über die Belüftung von Weizen sind nicht umfassend genug, um sie zur vollständigen Beschreibung der Belüftungstrocknung heranziehen zu können; ihre besondere Bedeutung liegt vielmehr darin, daß ganz charakteristische Unterschiede im Verhalten des Gutes gefunden werden, je nachdem, ob Luft konstanten oder wechselnden Zustandes verwendet oder ob trockener oder feuchter Weizen belüftet wurde. 2 Versuchsaufbau Sämtliche Versuche wurden in der Klimakammer (Abb. 1) der Firma Feutron, Greiz, durchgeführt. Mit ihr sind Temperaturen zwischen —10°Cund +80°C und relative Luftfeuchtigkeiten zwischen rd. 10% und 98% einstellbar. Der Prüfraum selbst wird indirekt temperiert. Die Feuchtigkeit der Kammer wird reguliert, indem die Zuluft durch ein mit destilliertem Wasser gefülltes Glasgefäß perlt, dessen Temperatur den Taupunkt der in die Kammer strömenden Luft bestimmt. Wird ein sehr trockener Luftzustand gewünscht, so kann die Zuluft durch einen Silikagel-Lufttrockner geleitet werden. Für die Zwecke der Belüftungsversuche befanden sich in der Kammer: 1. Der wärmeisolierte Probebehälter für den Weizen aus Glasrohr (Innendurchmesser 96 mm, Wandstärke 5 mm, Höhe 600 mm), an dessen unterem Ende ein Siebboden mit dem Luftabsaugstutzen angebracht war, 2. das Sauggebläse, dessen Drehzahl durch einen außerhalb der Kammer angebrachten Schiebewiderstand von 500 Ohm in weiten Grenzen reguliert werden konnte, 1

Auszug aus der Dissertation des Autors: ,,Ermittlung einiger trocknungsphysikalischer Eigenschaften von Weizen und deren thermodynamische Auswertung in einem t, X-Trocknungsdiagramm". TU Dresden 1961.

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MALTRY, Trocknungsversuche an Weizen

Abb. 1. V ersuchsauf bau f ü r die Belüftung von Weizen v o r n : Elektronischer Kompensationsbandsehreiber 0—2 mV Zweipunkt-Fallbügelregler 0—1>0 °C. Auf der K l i m a k a m m e r : Schiebewiderstand zur Regelung der Gebläsedrehzahl, Statex-Kelais zur Feuchte-Zusatzltegelung I n der K a m m e r : Probebehälter, Thermometer und Gebläse

3. die Temperatur-Meß- und Regeleinrichtungen, bestehend aus Pt-Widerstandthermometer mit Fallbügelregler und Kontaktthermometer mit Hg-Schaltrelais einschl. Baumwollstrumpf und Befeuchter zur Feuchteregelung in der Kammer. Die Messung bestand im wesentlichen aus der Temperaturregistrierung in verschiedenen Höhen der Getreideschüttung (Abb. 2). Hierfür befand sich eine Temperaturmeßlatte mit 6 Kupfer-Konstantan-Thermoelementen im Innern des Probenbehälters. Die Gegenlötstellen lagen in schmelzendem Eis (0° C) außerhalb der Kammer. Als Registriergerät diente ein elektronischer Kompensationsbandschreiber (eKB) (Abb. 1, links) 0 bis 2 mV. Die Meßgenauigkeit betrug i 0,1 grd bei rd. 45 grd Meßbereich. Die L u f t wurde aus der Klimakammer von oben nach unten gesaugt. Dadurch h a t t e das Gebläse keinen Einfluß auf die Zulufttemperatur, außerdem beeinflußte das mit der Trocknung verbundene Zusammensacken des Weizens nicht die gesamte Schüttung, sondern nur die trocknenden und bereits trockenen Schichten. Der Randeinfluß im Probenbehälter war unbedeutend, weil der mittlere Kornradius im Verhältnis zum Behälterradius genügend klein war. Bei den Trocknungs-

•147

Archiv für Landtechnik, 3. Band, H e f t 2, 1962

versuchen wurde mit künstlich befeuchtetem Weizen gearbeitet. Die Zeit zwischen Befeuchtung und Versuchsbeginn betrug mindestens 24 h. Nachdem ein Zusatzregelkreis für die Luftfeuchtigkeit der Kammer eingebaut worden war, konnten die Versuche völlig selbsttätig ablaufen. Nachts arbeiteten die Geräte ohne Beaufsichtigung weiter. Die Messungen sind deshalb frei von subjektiven Fehlern. „,-'Klima - Kammer

Temperatur•

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Menstede 3

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Menstede

4

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6

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0°C

V

Registrier - Gerat

Abb. 2. Geräteaufbau f ü r die Beliiftungsversuche (schematisch).

3 G r u n d l a g e n f ü r die T e m p e r a t u r m e s s u n g Bei den Berechnungen werden die folgenden Bezeichnungen und Indizes verwendet : Bezeichnungen: c d

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X

kcal/kg grd m m 2 /kg kcal/kg grd m m 3 /m 2 s k g/kg kg/kg

spez. Wärme Durchmesser spez. Oberfläche Enthalpie Temperaturänderungsverhältnis Längenkoordinate Luftgeschwindigkeit (Luftmenge je s und je m 2 leer gedachten Behälter querschnitt) Wassergehalt der Luft Wassergehalt des Gutes (bezogen auf Trockensubstanz)

148 z a e

#

X V Q r 0,10 kg/kg unterhalb von 40 kcal/kg. Er berücksichtigt die Tatsache, daß die mit der Trocknung verbundene Erwärmung des Gutes zu Lasten der Luftenthalpie geht. Die beiden voneinander abzuziehenden Ausdrücke haben deshalb etwa die gleiche Größe, so daß man in erster Näherung für die Zustandsänderung der Luft in der Trocknungszone tatsächlich eine Linie konstanter Enthalpie iL verwenden kann. Zur Bestimmung der Größe der zu erwartenden Abweichung Akx vom Wert kxo soll der Verlauf der Trocknung im i,X-Trocknungsdiagramm für Weizen näher betrachtet werden (Abb. 6). Dieses Diagramm wurde von uns vor einiger Zeit entwickelt, um neben die Darstellungsmöglichkeiten der Luftveränderungen im Mollier-i,a;-Diagramm der Luft eine gleichwertige Darstellungsmöglichkeit der Veränderungen des Gutszustandes während der Trocknung stellen zu können [8], Trägt man den Verlauf der Zustandsänderung des Gutes während der Trocknung in das i, Jf-Trocknungsdiagramm ein (Abb. 7), so erkennt man, daß die Kurve zwar anfangs während des Erwärmens auf die Kühlgrenztsmperatur stark von der waagerechten Lage i = const. abweicht; während der eigentlichen Trocknung ist jedoch die Neigung der Kurve sehr gering. Das gilt sowohl für die Verbindungslinie Endpunkt-Anfangspunkt (nach der anfänglichen Erwärmung) als auch für jeden einzelnen Punkt der Kurve. Zur Bestimmung der Größe der Abweichung kann der Randmaßstab herangezogen werden. In unserem Beispiel bleibt die Neigung Ai/AX der Kurve zwischen den Werten —20 und + 3 0 kcal/kg. Der Gesamtfehler des als konstant angenommenen Verhältnisses Temperatursenkung zu Wasseraufnahme der Luft kx ist von der Lufttemperatur vom Wassergehalt der Luft x und von der Neigung der Kurve im i,X-Trocknungsdiagramm abhängig. In einem Nomogramm (Abb. 8) kann man den Einfluß der einzelnen Größen abschätzen. Das Ergebnis zeigt, daß die Größe kx in erster Näherung tatsächlich als konstant angenommen werden kann, so daß die Antwort auf die zweite Frage lautet: T e m p e r a t u r s e n k u n g u n d W a s s e r u m s e t z u n g s i n d n a c h d e m Abschluß des k u r z e n A n l a u f v o r g a n g e s e i n a n d e r p r o p o r t i o n a l . E i n e W a s s e r a u f n a h m e d e r L u f t u m 1 g / k g f ü h r t zu e i n e r T e m p e r a t u r S e n k u n g u m a n n ä h e r n d 2,5 g r d . D e r F e h l e r l i e g t u n t e r + 8%. 4 B e l ü f t u n g s v e r s u c h e an Weizen 4.1

B e l ü f t u n g s t r o c k n u n g bei k o n s t a n t e m

Luftzustand

In Abbildung 9 ist ein charakteristisches Ergebnis der Versuchsreihe „Belüftungstrocknung" dargestellt. Man erkennt deutlich, daß sich alle Schichten zeitlich nacheinander in ähnlicher Weise verhalten, wie auch bereits von anderer Seite festgestellt wurde [3; 4; 10]. Man kann das Ergebnis so deuten, daß die Trocknungszone mit annähernd konstantem Feuchtigkeits- und Temperaturfeld durch die Schüttung wandert. Bei einer eingehenden Berechnung hat sich herausgestellt [7] (S. 47), daß es in diesem Falle möglich ist, jeder Temperatur linear einen bestimmten Wassergehalt zuzuordnen, falls das Feld der Trocknungszone überall die gleiche Form hat, und

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154

MALTRY, Trocknungsversuche an Weizen

-60

Abb. 7. Warmlufttrocknung von Weizen, dargestellt im ¿,X-Trocknungsdiagramm L u f t # = 8 0 °C, r = 20 °C; G u t : Xf = 0,3 kg/kg, S/ = 20 °C

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Abb. 8. Änderung Akx des Temperaturänderungsverhältnisses kx bei verschiedenen di

Temperaturen, Wassergehalten der Luft x und Differentialquotienten —

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Arohiv für Landtechnik, 3. Band, Heft 2, 1962 ®, K.

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Abb. 9. Verlauf der Temperaturen in einer Weizenschüttung bei Belüftung mit trockener Luft konstanten Zustandes Wassergehalt des Weizens vor der Trocknung Xj = 480 g/kg: nach der Trocknung XtT = 88—100 g/kg.

Durchschnittsprobe: Xtrm = 94,5 g/kg

Luft: Temperatur = 40,2 °C l''euchtthcrmometcrteniperatur = 24,2 °C Luftmenge bezogen auf Wekenmenge L0IG0 = 1,5 kg/kg h

Luftmenge sowie Luftzustand der Zuluft konstant sind. Hohe Temperaturen entsprechen einem niedrigen Wassergehalt und umgekehrt. 4.2 M e s s u n g d e r T e m p e r a t u r d i f f e r e n z e n v o n S c h i c h t zu S c h i c h t Zur näheren Untersuchung der Form der Trocknungszone in den verschiedenen Höhen wurde eine besondere Versuchsreihe angestellt, bei der nicht die Temperaturen selbst, sondern die Temperaturdifferenzen von Schicht zu Schicht zum Registriergerät weitergeleitet wurden (Abb. 10). Unter Voraussetzung der Gültigkeit von Gl. (6) und (7) entspricht jede solche Temperaturdifferenz auch bei wechselndem Luftzustand der mittleren Trocknungsgeschwindigkeit der jeweiligen Schicht, so lange die Luftmenge konstant bleibt. Man erkennt, daß die Trocknungszone im gewissen Umfang ihre Form verändert. Aus dem Verlauf der Kurven ergibt sich im einzelnen: 1. Die größte Trocknungsgeschwindigkeit herrscht in der Zone des Lufteintritts. J e weiter die Trocknungszone in das Getreide eindringt, um so kleiner wird die maximale Trocknungsgeschwindigkeit. 2. Die Ausdehnung der Trocknungszone wird um so größer, je weiter sie in das Getreide eingedrungen ist. Die Fläche unter jeder Kurve entspricht der aus der jeweiligen Zone insgesamt entfernten Wassermenge. Die einzelnen Flächen haben nach beendeter Trocknung gleiche Größe, falls die jeweiligen Abstände der Temperaturmeßstellen gleich waren. 3. Der Abschnitt steigender Trocknungsgeschwindigkeit beginnt mit einem deutlichen Knick. Der Abschnitt fallender Trocknungsgeschwindigkeit nähert sich.

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M A L T R Y , Trocknungsversuche an Weizen

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