Zur Betriebskontrolle der Kolbenpumpen 9783486751079, 9783486751062

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Zur Betriebskontrolle der Kolbenpumpen. Von Prof. Dr.-Ing. A. S t a u s , Eßlingen. Wirtschaftlich arbeiten heißt, mit einem Minimum von Aufwand ein M a x i m u m von W i r k u n g erzielen. Das setzt voraus, alle vermeidbaren Verluste auch wirklich zu vermeiden, sichtbare Mängel zu beheben und nicht offen zutage liegenden auf die Spur zu kommen. Wie man diesen Forderungen u n d Voraussetzungen im Betrieb bei Kolbenpumpen, insbesondere Wasserwerkspumpen, nach Möglichkeit gerecht werden kann, ist der I n h a l t der nachstehenden A u s f ü h r u n g e n . Bei einer scheiden u n d a) den b) den c) den d) den e) den

Kolbenpumpe können wir 5 Wirkungsgrade unterexperimentell feststellen, nämlich volumetrischen Wirkungsgrad rj v , hydraulischen Wirkungsgrad *ih, indizierten Wirkungsgrad »?f, mechanischen Wirkungsgrad ij m und Gesamtwirkungsgrad TJ.

E s wird sich als zweckmäßig erweisen, diese einzelnen Wirkuhgsgrade der Reihe nach durchzunehmen, ihre B e d e u t u n g zu kennzeichnen und den Weg anzugeben, wie man ihre Größe mißt. Dabei werden sich dann die hieraus zu ziehenden Folgerungen für die Betriebskontrolle jeweils von selbst ergeben. a) Der volumetrisohe Wirkungsgrad 17^ Der volumetrische Wirkungsgrad ist das Verhältnis von tatsächlich geförderter Wassermenge Q zu der aus dem Hubvolumen und der Drehzahl sich berechnenden theoretischen Fördermenge Q', E s ist also Q und bringt einen hydraulischen Mengenverlust zum Ausdruck. Das Hubvolumen V läßt sich leicht aus den Abmessungen der P u m p e berechnen, wobei die B a u a r t zu berücksichtigen ist. Liegt z. B. eine doppelt wirkende P u m p e mit Scheibenkolben und einseitig durchgeführter Kolbenstange vor u n d ist s = Kolbenhub in dm, D — Zylinderdurchmesser in d m , d = Kolbenstangendurchmesser in d m , d a n n ist das Hubvolumen V in Liter: V = j (2 D2 — d*)s. 1

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Bei einer einfach wirkenden Plungerpumpe wird, wenn D — Plungerdurchmesser in dm, „

n D*

Bei einer Differentialplungerpumpe ist nur der größere Durchmesser D des Plungers in Rechnung zu stellen, da der Saugvorgang sich während einer Umdrehung nur einmal abspielt, während die Förderung in die Druckleitung sich auf Hin- und Hergang verteilt — in gleichem Betrag, wenn sich die Querschnitte der Plunger verhalten wie 1:2 —, so daß auch hier „ nD* V= — s wird. Bei der Berechnung des Hubvolumens von Zwillings- und Drillingspumpen sind die angegebenen V mit 2 bzw. 3 zu multiplizieren. Die theoretische Fördermenge Q' in 1/s ist V

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worin n die Drehzahl der Pumpe in 1 min bedeutet. Die meisten Pumpen werden ja mit Hub- oder Tourenzählern ausgerüstet sein. Um die genaue Drehzahl zu finden, braucht man nur den Stand des Tourenzählers zu einer bestimmten Zeit nach der Uhr abzulesen, nach Ablauf einer gewissen Frist, etwa genau nach 1, 2, 5 Minuten oder mehr, wieder zu notieren, und erhält als Differenz der beiden Ablesungen die in der Zwischenzeit gemachten Umdrehungen, woraus sich ohne weiteres n und damit Q' berechnen läßt. Tachometer, die nicht die Umdrehungen zählen, sondern unmittelbar Drehzahlen/Minute angeben, sind meist nicht vollkommen zuverlässig und für die Ermittlung des volumetrischen Wirkungsgrades ungeeignet, weil es hierbei, wie wir noch sehen werden, auf äußerste Genauigkeit ankommt. Dagegen sind sie als Kontrollinstrumcnte zur Beobachtung der Drehzahlen und ihrer Schwankungen im Betrieb sehr nützlich, so daß sich Tachometer und Tourenzähler an ein und derselben Pumpe nicht etwa ausschließen, sondern sich gegenseitig in glücklicher Weise ergänzen. Für Wasserwerkspumpen empfiehlt sich daher ihre Anwendung immer gleichzeitig. Während so die Messung der theoretischen Fördermenge Q' auf keine Schwierigkeiten stößt, rasch und einwandfrei zu erledigen ist, ist die Ermittlung der wirklichen Fördermenge Q an sich zwar auch nicht schwierig, aber mitunter mit Umständen verknüpft. Bei guten Pumpen ist Q nur wenig von Q' verschieden; es ist also 17® = -^- dann nahezu = 1, vielleicht 0,97 bis 0,99, so daß es einleuchtet, daß auch Q mit aller Sorgfalt bestimmt werden muß, wenn man dem wahren Wert von rjv nahe kommen will. Es handelt sich also um eine Wassermengenmessung, und dafür gibt es bekanntlich viele Methoden-, aber nur solche sind für vorliegenden Zweck anwendbar, die eine Genauigkeit innerhalb

eines Prozentes verbürgen. Es scheiden daher von vornherein alle sog. Wassermesser, die in die Leitungen eingebaut sind, aus. Ihr Genauigkeitsgrad ist nicht immer genügend, wenn auch gegen sie als Kontrollinstrumente und Verbrauchsmesser nichts einzuwenden ist, wobei ein Fehler von ± 2 vH etwa bedeutungslos ist. Als recht brauchbare Meßmethoden für die Bestimmung der Wasserleistung von Pumpen kommen in Betracht und können empfohlen werden: 1. Messung mit geeichten oder zu eichenden Gefäßen, 2. Messung mit Danaiden, 3. Messung mit Uberfällen. In dieser Reihenfolge stuft sich auch der Genauigkeitsgrad dieser Verfahren ab. Die beste und genaueste Methode ist die Messung mit geeichten Gefäßen, und als solche Gefäße, wenn es sich nicht um ganz kleine Pumpen handelt, werden bei Wasserwerkspumpen die Reservoire oder Hochbehälter selbst benutzt. Allerdings ist zweierlei vorauszusetzen: Einmal muß der Hochbehälter eine solche geometrische Form besitzen, daß sein Querschnitt bzw. sein Inhalt sich genau ausmessen läßt; zum andern muß es möglich sein, alles geförderte Wasser rest- und verlustlos in den Behälter zu pumpen. Letzteres "hängt von örtlichen und Betriebsbedingungen ab. Zur Durchführung des Versuches bringt man in dem Behälter, wenn er in die Erde versenkt ist, ein Schwimmerpegel mit einer in Millimeter geteilten Skala — feststehender 2 m-Maßstab genügt meistens — an, oder wenn es sich um einen freistehenden Hochbehälter handelt, die ja gewöhnlich kreisrund sind, kann auch an geeigneter Stelle ein Wasserstandglas ebenfalls mit Millimeterskala denselben Dienst leisten. An beiden Vorrichtungen kann die Zunahme des Wasserstandes während des Pumpversuches auf Millimeter genau abgelesen werden. Notfalls behilft man sich mit Abstechen von einer bestimmten Marke aus, was aber Vorsicht und etwas Übung erheischt. — Zweckmäßig wird man Zwischenablesungen machen, man wird also zu vorher vereinbarten Zeiten, etwa genau alle 5 Minuten, auf die Sekunde genau, bei der Pumpe den Stand des Hub- und Tourenzählers und im Hochbehälter den Wasserstand notieren. Wegen der häufig großen räumlichen Entfernung zwischen Pumpe und Hochbehälter sind zwei Beobachter erforderlich. Aus den beiden Beobachtungswerten läßt sich dann die theoretische und wirkliche Fördermenge und damit der volumetrische Wirkungsgrad mit jeder gewünschten Genauigkeit berechnen, und die Zwischenablesungen gestatten einen untrüglichen Schluß auf die Regelmäßigkeit des Versuchverlaufes. Eine Versuchsdauer von 1 bis 2 Stunden ist in allen Fällen hierfür wohl ausreichend. Wo diese Methode aus irgendwelchen örtlichen oder anderen Gründen nicht angewandt werden kann, läßt sich die Fördermenge mit einer D a n a i d e 1 ) messen. Da diese Art der Messung trotz ihrer Einfachheit und Genauigkeit immer noch viel zu wenig Beachtung E. B r a u e r , Ein neues Verfahren zur Wassermessung. Z. d. V. d. I. 1892, S. 1492. — A. S t a u s , Über Sauggas und Sauggasmotoren. Journal für Gasbeleuchtung und Wasserversorgung 1902, S. 814. 1»

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und Anwendung findet, möge ihr Wesen zunächst kurz skizziert werden. L ä ß t man in ein offenes Gefäß, in dessen Boden sich eine Öffnung befindet, Wasser in genügender Menge laufen, so wird sich nach einiger Zeit ein Gleichgewichtszustand einstellen: es fließt genau soviel Wasser am Boden aus, wie oben zuströmt. Dabei wird die Druckhöhe im Gefäß, gemessen von der unteren Kante der Öffnung, ein ganz bestimmtes Maß. erreichen. Ist / der Ausflußquerschnitt in dm 2 , h die Druckhöhe in dm, g = 98,1 dm/s 2 , so ist die ausfließende Wassermenge q' in Liter theoretisch In Wirklichkeit fließt aber wegen der unvermeidlichen Verluste in der Ausflußöffnung (Kontraktion, Reibung) nur die Menge q aus, so daß das Verhältnis

in gewissem Sinne auch einen Wirkungsgrad darstellt. Es wird also q = fiq'

^ufiWh-

Man nennt /z den Ausflußkoeffizienten, und seine Größe ist abhängig von der Form der Ausflußöffnung. Bei kreisrunden Düsen "mit parabelähnlichen Erzeugenden kann ft bis zu 0,98 betragen, nimmt man als Ausflußöffnung ein kreisrundes Loch in dünnem Blech, so geht p bis zu etwa 0,62 herunter, Wasser von Zimmertemperatur vorausgesetzt. Ferner ist p auch noch von der Druckhöhe selbst abhängig, doch ist diese Änderung von p nur bei kleinen Druckhöhen erheblich, bei größeren nähert sich p einem konstanten Wert. Stellt man durch eine Reihe von Versuchen den Zusammenhang zwischen Druckhöhe und Ausflußmenge fest, so eicht man die »Danaide«, wie diese Wassermeßeinrichtung genannt wird, und kann das Ergebnis in einem rechtwinkligen Koordinatensystem (Millimeterpapier), als Abszissen die Wassermengen, alsOrdinaten die Druckhöhen, auftragen und durch die Versuchspunkte einen stetigen Linienzug legen. (Die Kurve wäre eine genaue Parabel, wenn p vollständig konstant bliebe.) Dann läßt sich umgekehrt die Danaide als Wassermesser benutzen. Man braucht nur während eines Versuches die Druckhöhe abzulesen und kann dann ohne weitere Rechnung die strömende Wassermenge der Eichkurve entnehmen. Vielfach kommt man in die Lage, eine Danaide benutzen zu müssen, f ü r die entweder keine Eichkurve vorliegt, oder deren Eichr kurve durch eine Stichprobe kontrolliert werden soll. Während der Versuche möge die Druckhöhe annähernd konstant und ihr Mittelwert = h gewesen sein. Die unbekannte Ausflußmenge sei q. Nach Beendigung der Versuche oder auch während derselben eicht man die Danaide, d. h. man fängt den ausfließenden Strahl mit geeigneten Krümmern und Gefäßen eine gewisse Zeit lang — nicht unter 2 min, je länger desto besser — ab und mißt gleichzeitig die mittlere Druckhöhe, sie sei hlt die Ausflußmenge/Sekunde = qx. Dann hat man nur e i n e n P u n k t der Eichkurve, der jedoch genügt, mit großer An-

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näherung q zu berechnen, wenn A, in der Nähe von q liegt. ist nämlich , ——,, -—, ,— — q:q1

=

f i

f ) 2

S

h - .

t

i f \ 2 g h l=

1h:]

Es

hx.

woraus da / und f 2 g Konstante sind und auch p innerhalb nicht zu weit gesteckter Grenzen als konstant betrachtet werden kann.

6rundriß

800

Anordnung dar Meßbletfi« 90*

Bittwg Gvwindc

Abb 1. Um nun die Wasserleistung einer solchen Danaide zu vergrößern, bringt man im Boden s t a t t nur e i n e r Ausflußöffnung deren mehrere an, die aber unter sich von genau gleicher Größe und Form sein und in derselben horizontalen Ebene sitzen müssen. Dann fließt durch jede Öffnung dieselbe Wassermenge aus, die Gesamtwassermenge wird somit in eine der Lochzahl entsprechende Anzahl unter sich gleicher Teilströme zerlegt, so daß es zur Eichung genügt, e i n e n Strahl abzufangen, zu wiegen und mit der Zahl der laufenden Strahlen zu multiplizieren, um die Gesamtwassermenge zu erhalten. Zweckmäßig ist es, die Ausflußöffnungen in einem oder zwei konzentrischen Kreisen anzuordnen und aus dünnem Blech (Messing, Neusilber oder Phosphorbronze) zu machen, sie alle gleichzeitig, zu einem Paket zusammengeschraubt zu bohren und auszureiben und ihren lichten Durchmesser nur so groß zu bemessen, daß sie bei der maximalen möglichen Druckhöhe rund 1 Sekundenliter Wasser geben. Dann ist das Abfangen des Strahles noch mit einfachen Mitteln, kleinen Gefäßen, möglich.

Als Ausführungsbeispiele sind in Abb. 1 und 2 zwei Danaiden mit 16 und 60 Meßblechen wiedergegeben, aus welchen alle konstruktiven Einzelheiten hervorgehen dürften. Die 16-Loch-Danaide

ist fest aufgestellt, die 60-Loch-Danaide ist drehbar, um jeden Strahl Ober die fest angebrachte, nicht abgebildete, Abfangsvorrichtung bringen zu können, ihre Wasserleistungen betragen maximal rund 16 und 60 sl bei 20 mm Lochdurchmesser. Mit Danaiden in entsprechenden Abmessungen wurden schon die Fördermengen großer Wasserhaltungsmaschinen von Bergwerken bestimmt. Bei ihrer Anwendung muß selbstredend eine besondere Leitung von der Pumpe zu ihr gelegt werden. — Der erreichbare Genauigkeitsgrad von Danaiden ist sehr groß und hängt bei guter Ausführung und Aufstellung hauptsächlich von der peinlich sorgfältig vorzunehmenden Eichung ab. An Stelle der Danaidenmessung kann schließlich bei Pumpenuntersuchungen auch noch die Ü b e r f a l l m e s s u n g Anwendung finden. Man läßt das Wasser wieder durch eine besondere Leitung in ein Gerinne an seinem einen Ende laufen, an dessen anderem Ende das Überfallblech angeschraubt ist. Da die Genauigkeit der Überfallmessung von vielen Umständen abhängt, so ist besondere Sorgfalt geboten, und da man den Uberfall, im Gegensatz zur Danaide, meist an Ort und Stelle nicht selbst eichen kann und sich daher auf anderweit durchgeführte Versuche stützen muß, so sollte man für vorliegende Zwecke nur in Ausnahmefällen zur Überfallmessung greifen. Das Gerinne selbst kann aus Holzdielen gefügt werden und wird im Querschnitt am besten rechteckig gehalten. Rechnet man für je 10 sl 10 cm Überfallbreite, so erhält man recht brauchbare Verhältnisse. Die Wehrhöhe sei ungefähr gleich der Überfallbreite und die Länge des Gerinnes betrage je nach seiner Breite 4 bis 6 m. Zur Entlüftung des Wassers und Beruhigung seines Spiegels trenne man den Einlauf durch ein oder zwei Querwände ab, die nicht ganz bis zum Gerinneboden reichen und dort noch mindestens den Strahlquerschnitt an der Überfallkante frei lassen. Die Gesamttiefe des Gerinnes muß um reichlich die zu erwartende größte Überfallhöhe größer sein als die Wehrtiefe. Von Wichtigkeit ist die genaue Messung der Überfallhöhe, d. h. der Strahldicke über der Meßkante. Da aber hier infolge der zunehmenden Geschwindigkeit bereits eine Verminderung der Überfallhöhe eingetreten ist, so muß diese Messung in etwa 1 bis 1,5 m Abstand von der Meßkante erfolgen. Bei frei über der Erde stehenden Gerinnen läßt sich außerhalb ein Wasserstandsglas anbringen, sonst muß man ein Schwimmerpegel verwenden. Die Nullpunktsbestimmung, das ist diejenige Pegelablesung, bei der das Wasser im Gerinne in Höhe der Überfallkante steht, muß sehr sorgfältig gemacht werden. Man kann hierzu einen Parallelreißer verwenden, den man mit einer rechtwinklig umgebogenen, nach oben gerichteten Spitze versieht, die mit einer Wasserwage so eingestellt wird, daß sie in derselben Horizontalen wie die Überfallkante ist. Nun füllt man das Gerinne langsam mit Wasser auf und liest im Augenblick des Verschwindens der Spitze den Wasserstand oder den Pegel ab. Das ist die Nullablesung. Die Überfallhöhe ergibt sich dann als Differenz: Wasserstands- oder Pegelangabe — Nullablesung. Für Meßzwecke haben sich nur sog. vollkommene Überfälle mit und ohne Seitenkontraktion bewährt. Nimmt der Überfall die ganze Gerinnebreite ein, so hat er keine Seitenkontraktion, bei kleinerer

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Uberfallbreite, wenn der Uberfall nur ein Ausschnitt aus der Wehrwand ist, ist Seitenkontraktion vorhanden. W e n n in beiden Fällen der Strahlquerschnitt ein Rechteck ist, gilt f ü r die Berechnung der überfließenden Wassermenge die Formel: _2 Q= -bi2gh», 3 tl worin wieder Q die Wassermenge in 1/s ist, wenn b die Überfallbreite in d m , h die Überfallhöhe in dm, g = 98,1 dm/s* und H der Überfallkoeffizient ist, der allerdings von verschiedenen Größen abhängt, nämlich von der Art des Überfalles, o b mit oder ohne Seitenkontraktion, von der Wehrhöhe u n d von der Überfallhöhe selbst. Von der richtigen W a h l des n h ä n g t die ganze Genauigkeit der Messung a b , wenn sonst alles richtig d u r c h g e f ü h r t wurde. Man m u ß sich bei der W a h l von ft auf anderweit durchgeführte Versuche verlassen u n d kann nicht wie bei der Danaide in der oben angegebenen Ausführung die Zuverlässigkeit des /¿-Wertes an O r t und Stelle selbst nachprüfen bzw. den Uberfall eichen. Aus diesen Gründen sollte man f ü r vorliegende Zwecke nur in Ausnahmefällen zur Überfallmessung greifen. Nach R e h b o c k 1 ) ist f ü r einen vollkommenen Überfall ohne Seitenkontraktion a u s lotrechten Plattenwehren mit scharfkantiger wagerechter Uberfallkante der Uberfallkoeffizient n f ü r beliebige Wehrbreite , 1 i 0,08 h ft(lnfi worin h die Uberfallhöhe in m und u> die Wehrhöhe in m b e d e u t e t . Wir teilen nachstehend die R e h b o c k s c h e Zahlentafel 1 der Wassermengen in 1/s f ü r eine Wehrbreite von 1 m, f ü r Überfallhöhen bis 0,30 m u n d f ü r Wehrhöhen bis 0,6 m auszugsweise mit. Der S t r a h l m u ß hierbei durch beiderseitige parallele W a n dungen bis zum Unterwasserspiegel h i n u n t e r g e f ü h r t und der Raum unter dem S t r a h l ausreichend b e l ü f t e t sein. Die Messung der Überfallhöhe soll mindestens in der vierfachen E n t f e r n u n g von k erfolgen. Bei der Aufstellung der Wassermeßeinrichtung in der Nähe der P u m p e m u ß durch einen Drosselschieber an der P u m p e diejenige Druckhöhe eingestellt werden, gegen welche die P u m p e im normalen Betrieb arbeitet. Sonst würden sich f ü r die P u m p e unter U m s t ä n d e n wesentlich andere Betriebsbedingungen ergeben. Soviel über die Wassermessung selbst. Sie m u ß t e etwas eingehender behandelt werden, weil von ihr bei der Berechnung der Wirkungsgrade viel a b h ä n g t . Uber die Größe des volumetrischen Wirkungsgrades ist n u n folgendes zu sagen. ') Zeitschrift d. Verb. Deutscher Arch.- u. Ing.-Vereine 1913, H e f t 1. — W e y r a u c h , Hydraulisches Rechnen, S t u t t g a r t 1921, S. 194 u. ff.

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Z a h l e n t a f e l 1. Wassermengen In l/s eines vollkommenen rechtwinkligen Überfalls ohne Seitenkontraktion von 1 m Breite nach Rehbock. Uberfall-

Wehrhohe w in m

böhe

h in in

0,1

0,2

0,3

0,4

0,5

0,6

0,02 0,03 0,04 •0,05 0,06 0,07 0,08 0,09 0,10 0,12 0,14 0,16 0,18 0 20 0,22 0,24 0,26 0,28 0,30

5,7 10,2 15,7 22,0 29,1 39,9 45,5 54,8 64,9

5,6 10,0 15,3 21,3 28,0 35,4 43,4 52,0 61,1 81,1 103,2 128 154 182

5,6 9,9 15,1 21,1 27.7 34,9 42,7 51.0 59,9 79,2 100,3 124 148 175 204 234 265 299 334

5,5 9,9 15,1 21,0 27,5 34,6 42,3 50,5 59,3 78,2 99,0 122 146 172 199 228 259 291 324

5,5 9,9 15.0 20,9 27,4 34,5 42,1 50,3 58,9 77,6 98,1 120 144 170 196 225 255 286 318

5,5 9,9 15,0 20,9 27,3 34,4 42,0 50,1 58,7 77,2 97,5 120 143 168 194 223 252 283 315

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Der volumetrische Wirkungsgrad guter Pumpen reicht immer an 1 heran; er kann sogar 1 erreichen und unter bestimmten Bedingungen, wenn z. B das Wasser der Pumpe zuläuft, die Einheit sogar etwas überschreiten. 0,96 bis 0,98 sind übliche Werte guter Pumpen. Kennt man nun den volumetrischen Wirkungsgrad, so kann man aus der Hubzahl die Wasserleistung berechnen, oder mit anderen Worten, die Pumpe ist selbst ein Wassermesser, und zwar ein Kolbenwassermesser. Liest man zu Beginn und am Ende der Betriebszeit den, Hubzähler ab, so läßt sich aus der Differenz der beiden Zählerstände mit Hilfe einer ein für allemal ausgerechneten Konstanten die geförderte Wassermenge als Produkt dieser Konstanten mit der Anzahl der gemachten Hübe berechnen. Selbst wenn die Pumpe zu Beginn oder am Schluß einige Leerhübe machen sollte, so hat das prozentual nicht viel zu bedeuten. Bei n = 60 z. B. und einer dreistündigen Betriebszeit würden 100 Leerhübe nur eoieo-s 100 = 0 ' 9 2 5 v H Fehler sein, was im praktischen Betrieb kaum eine Rolle spielen dürfte. b) Der hydraulische Wirkungsgrad rjh. Der hydraulische Wirkungsgrad wird definiert als das Verhältnis der geodätischen Förderhöhe H zur manometrischen Förderhöhe H -f- H w , so daß ^ nk=

ir+H^ ist und den hydraulischen Druckhöhenverlust zum Ausdruck bringt. Es bedeutet darin vielfach H K die den sämtlichen Widerständen in 2

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der Pumpe und in der Saug- und Druckleitung entsprechende Höhe in m WS. Somit ist in tjh der hydraulische Wirkungsgrad der Pumpe und der der Saug- und Druckleitung zusammengefaßt. Der hydraulische Wirkungsgrad ist hiernach nicht ohne weiteres ein Maß für die Güte der Pumpe, weil er von der Länge, dem Durchmesser und der Beschaffenheit von Saug- und Druckleitung abhängig ist. Aber seine Feststellung in dieser Form bei ein und derselben Pumpenanlage zu verschiedenen Zeiten gibt eine gute Kontrolle für den gleichbleibenden oder wechselnden Zustand in der Pumpe und den Leitungen. Die experimentelle Bestimmung von rjh läßt sich mit jeder gewünschten Schärfe durchführen. Die geodätische Förderhöhe ist der senkrechte Abstand zwischen Saugwasserspiegel und dem Scheitelpunkt des frei ausgießenden Druckrohrs. Tritt das Druckrohr jedoch von unten in einen Hochbehälter, so ist die Höhenlage des Wasserspiegels darin maßgebend. Da im Betrieb beide Wasserspiegel veränderlich sein können, der Saugwasserspiegel sich beim Pumpen absenken, der Druckwasserspiegel sich heben kann, so ist die geodätische Förderhöhe nicht immer eine konstante Größe. Man wird daher gut tun, ein für allemal durch Nivellement in der Nähe der beiden Wasserspiegel zwei Fixpunkte festzulegen, deren senkrechter Höhenabstand bekannt ist, und auf die man die Höhenlage von Saug- und Druckwasserspiegel bezieht. Als »manometrische Förderhöhe« gilt häufig die mittels Manometers vor und hinter den Ventilen (in den Lufträumen der Windkessel) beobachtete Förderhöhe, vermehrt um den Höhenunterschied zwischen den Wasserspiegeln in den Windkesseln. Diese Begriffsbestimmung übersieht oder vernachlässigt die Widerstände in der Pumpe. Diese sind berücksichtigt, wenn man wie oben unter Hu die Druckhöhenverluste in der Pumpe, Saug- und Druckleitung und unter (H -(- Hw) die manometrische Förderhöhe, d. h. die geodätische vermehrt um sämtliche Widerstände, versteht. Die Widerstände in der Pumpe kann man als die »inneren Widerstände* der Pumpe bezeichnen. Sie setzen sichaus Ventil-, Beschleunigungs- und Reibungswiderständen zusammen und erscheinen im Indikatordiagramm. Ihre Gesamtgröße läßt sich dadurch berechnen, daß man vom mittleren indizierten Druck in m W S die Förderhöhe abzieht, die sich als Summe der Manometerangaben in den Windkesseln + dem senkrechten Abstand der beiden Wasserspiegel in ihnen ergibt. F ü r die Messung dieser inneren Widerstände muß also das im folgenden Abschnitt zu besprechende Indikatordiagramm herangezogen werden. Erst die Summe aus den Manometerangaben, dem Abstand der Wasserspiegel in den Windkesseln und dem inneren Widerstand in der Pumpe gibt die gesamte manometrische Förderhöhe. Man erhält sie selbstverständlich hiernach auch ohne weiteres aus dem Indikatordiagramm, das allerdings mit großer Vorsicht abgenommen werden muß. Eine sorgfältige Eichung der Indikatorfeder ist unerläßlich. — Die Leitungswiderstände allein ergeben sich aus dem Vergleich der Manometerangaben mit den entsprechenden geodätischen Höhen. Es ist einleuchtend, daß der hydraulische Wirkungsgrad einer Pumpenanlage nach der eingangs gegebenen Definition um so kleiner

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wird, je länger und enger die Saug- und Druckleitungen und je größer ihre Widerstände sind. Für die Betriebskontrolle, um die es sich hier zunächst handelt, ist dies nebensächlich, für die Beurteilüng der Güte einer Pumpe an sich jedoch nicht. Um nun bei langen Anschlußleitungen den meist beträchtlichen Leitungswiderstand nicht der Pumpe zur Last legen zu müssen, pflegt man bei Abnahmeversuchen größerer Pumpwerke, auch bei Kreiselpumpen, die an dem Vakuummeter des Saugwindkessels oder Saugstutzens und an dem Manometer des Druckwindkessels oder Druckstutzens abgelesenen Druckhöhen, vermehrt um den senkrechten Abstand der Wasserspiegel in diesen beiden Windkesseln oder der beiden Stutzen, als geodätische Förderhöhe H zu vereinbaren. Der hydraulische Wirkungsgrad der Saug- und Druckleitung ist dann für die Pumpe ausgeschaltet. Diese Auffassung ist zweifellos die einzig richtige, wenn es sich um die Beurteilung der hydraulischen Güte einer Pumpe allein handelt, weil hierfür nur die inneren Widerstände maßgebend sind. Am deutlichsten zeigt sich dies z. B. als Unterschied von Kolben- und Kreiselpumpe für gleiche Verhältnisse. Der Vorsprung der Kolbenpumpe im günstigeren ifo kann sich bei ganz kleinem H und verhältnismäßig großem innerem Widerstand der Kolbenpumpe in das Gegenteil verwandeln. Zweckmäßig zerlegt man die Förderhöhe in die Saughöhe und Druckhöhe und bestimmt sie experimentell auch gesondert. Irgendwo muß man die Trennungsebene zwischen Saug- und Druckhöhe wählen. Bei liegenden Pumpen kann man sie in die Ebene der Pumpenachse legen, bei stehenden durch die Mitte des Kolbenhubes, oder man kann auch die Saughöhe bis zur Sitzfläche des Druckventils als dem meist höchsten P u n k t des Saugraums rechnen und von da an die Druckhöhe. Letztere Annahme erscheint wegen der durch den atmosphärischen Druck usw. begrenzten Saughöhe zweckmäßiger. In gleichem Sinne wie oben kann man dann von manometrischer Saughöhe und manometrischer Druckhöhe sprechen. Die Bestimmung der manometrischen Förderhöhe muß, wie erwähnt, mittels Manometer geschehen Federmanometer sind nicht absolut zuverlässig, meist auch zu grob in der Teilung, aber bei höheren Drücken kaum zu umgehen. Sie müssen daher sorgfältig geeicht sein, besonders im Bereich der in Frage kommenden Drucke. Bis zu etwa 6 at verwendet man besser und zuverlässiger offene Quecksilberraanometer, die sich mit Hilfe einiger starkwandiger Glasrohre von nicht untor 5 mm Lichtweite und einigen Stücken Gummischlauch mit Hanfeinlage, sog. Druckschlauch, behelfsmäßig leicht herstellen lassen. Zur Sicherheit werden einige Kupferdrahtbindungen um die Schläuche gelegt, wo sie die Rohre verbinden oder an sie angeschlossen sind. Die beiden Rohrschenkel brauchen nicht gleich lang sein, sondern der kurze an die Pumpe angeschlossene ist nur etwas länger als die Hälfte des langen Schenkels. Man montiert die beiden Rohre parallel zueinander auf ein Brett und befestigt zwischen ihnen mit dünnen Drahtstiften Meterstäbe, deren Nullpunkt ganz unten hingelegt wird. Die Manometer werden an den L u f t r a u m der Windkessel angeschlossen, damit kein Wasser in sie hineinkommt. Bei der Bestimmung des Druckes liest man gleichzeitig (zwei Beobachter) den Stand des Quecksilbers im

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langen und kurzen Schenkel ab, und die Differenz dieser beiden Ablesungen ist die gesuchte Druckhöhe in mm QS. Die Ablesung der QS in mm gibt durch 735 dividiert den Druck in at, oder durch 73,5 dividiert den Druck in m WS. Auch für die Messung des Unterdrucks im Saugwindkessel empfehlen sich Quecksilbermanometer, hier in jedem Fall, denn der Unterdruck ist ja stets kleiner als 1 at, somit genügt ein verhältnismäßig kurzes offenes Quecksilbermanometer. Zur Dämpfung etwa auftrender Schwankungen, die durch Resonanz sich unter Umständen noch verstärken, drosselt man den Verbindungshahn zwischen Manometer und Pijmpe so weit ab, daß die Schwankungen die Ablesungen nicht allzu sehr erschweren. Drosselt man zu weit oder gar ganz ab, so läuft man Gefahr einen falschen Druck abzulesen. Bei der praktischen Durchführung der Messung der Spiegelabstände in den Windkesseln bringt man am Wasserstandglas des Druckwindkessels einen Maßstab so an, daß sein Nullpunkt in der Trennungsebene zwischen Saug- und Druckhöhe, also wie z. B. oben angegeben, bei liegenden Pumpen in der Pumpenachse liegt oder in Höhe der Sitzfläche des Drucksventils. Dann liest man am Wasserstand unmittelbar die noch zur Manometerangabe hinzuzählende Wassersäule in der Pumpe ab. Bei der Saugseite verfährt man ähnlich, nur daß hier der Nullpunkt des Maßstabes oben hinzulegen ist, auch wieder in die Trennungsebene zwischen Saug- und Druckhöhe bzw. in Höhe der Sitzfläche des Druckventils. Läuft etwa das Wasser der Pumpe unter Gefälle zu, so ist die Saughöhe negativ, und sie muß bei der Berechnung der Förderhöhe von der Druckhöhe abgezogen werden. c) Der indizierte Wirkungsgrad Der indizierte Wirkungsgrad ist das Verhältnis der Leistung im gehobenen Wasser zur indizierten Pumpenleistung iV, oder QH 75 Ni ' 75 • Ni = Q'(H + Hw), Q fj ni= 7 Q' T T + t f « " = VvVh' =

Vi

und

da

so ist auch

In dem indizierten Wirkungsgrad kommt der hydraulische Arbeitsverlust der Pumpe zum Ausdruck. Auch dieser Wirkungsgrad kann einwandfrei bestimmt werden. Die Leistung im gehobenen Wasser ist das Produkt aus geodätischer Förderhöhe in m W S und Fördermenge in kg/s und wird daher in kgm/s ausgedrückt. Will man die Leistung in P S wissen, um sie mit N( vergleichen zu können, so muß das Produkt noch durch 75 dividiert werden, da 1 P S = 75 kgm/s ist. Die indizierte Leistung ist mit dem Indikator zu bestimmen. Die allgemeine Kenntnis dieses für die Untersuchung von Kolbenmaschinen unentbehrlichen Instrumentes wird vorausgesetzt 1 ). A. S t a u s , Der Indikator und seine Springer, Berlin 1911.

Hilfseinrichtungen.

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Es sollen hier nur einige Fingerzeige gegeben werden, die sich auf das Indizieren von Wasserpumpen bezichen. Für den inneren Vorgang in der Pumpe ist das Indikatordiagramm das am leichtesten erhältliche Abbild, und seine Analyse, die allerdings manchmal sehr schwierig sein kann, läßt die wichtigsten Schlüsse bei fehlerhaftem Gang zu. Will man eine Pumpe unter steter Kontrolle halten, so sollte sie viel häufiger, als dies inder Regel geschieht, indiziert werden. Man würde dadurch Mängeln, die sich etwa allmählich einschleichen, rasch auf die Spur kommen und sie unter Umständen noch leicht und mit geringen Kosten beseitigen können, ehe sie größeren Umfang angenommen haben. Bei doppelt wirkenden Pumpen ist jede Pumpenseite mit einem besonderen Indikator auszurüsten. Dio Anordnung etwa, die man bei Indizierung von Dampfmaschinen hie und da noch findet, die aber auch dort nicht ganz einwandfrei ist, von jeder Kolbenseite eine Rohrleitung zu einem Dreiweghahn zu führen, auf dem e i n Indikator für beide Zylinderseiten sitzt, ist bei Wasserpumpen durchaus zu verwerfen. Bei Pumpen soll im Gegenteil die Verbindungsstrocke vom Zylinderinneren bis zum Indikatorhahn so kurz als möglich sein. Bei einfach wirkenden Plungerpumpen ist nur e i n Instrument notwendig, bei Differentialplungerpumpen streng genommen auch nur eines, und zwar auf der Saugseite. Es schadet aber nichts, wenn man die Druckseite ebenfalls mit einem Indikator versieht, um ein Bild des Druckausgleichs zu erhalten. Die Indikatorhahnen und die Instrumente selbst sind so fest anzuschrauben, daß sie sich nicht während des Betriebes lockern. Von Wichtigkeit ist der Indikatorantrieb. Er soll den Hub der Pumpe auf ein solches Maß reduzieren, daß er etwas kleiner ist als der Weg des Papiertrommelumfanges, außerdem muß er die Reduktion in vollkommen proportionaler Weise vollziehen. Nicht jeder Hubverminderer genügt dieser Proportionalitätsbedingung ohne weiteres. Bei den meist langsam laufenden Wasserwerkspumpen werden gern sog. Rollenhubverminderer benutzt, die fertig zu kaufen sind und in verschiedenen Ausführungen gebaut werden. Für zwei Instrumente an einem Zylinder genügt e i n solcher Hubverminderer, man kuppelt dann die Indikatoren hintereinander. Das Einhängen der Schnur an die am Kreuzkopf, der Kolbenstange oder dem Plunger zu befestigenden Mitnehmerstange erfordert bei nicht zu großen Kolbengeschwindigkeiten keine besondere Übung. Erst bei größeren Tourenzahlen wird die Sache schwierig, wenn nicht unmöglich. Für solche Fälle, die aber bei Pumpen selten vorkommen dürften, verwendet man besser Hebelhubverminderer, die den Vorteil haben, daß der Punkt, an welchen die Indikatorschnur einzuhängen ist, die Kolbenbewegung bereits reduziert wiedergibt. Boi der Wahl eines Hebelhubverminderers achte man darauf, daß er dio Proportionalitätsbedingung streng erfüllt. Vorbilder und Konstruktionszeichnungen hierfür finden sich in des Verfassers Buch. Beim Hubwechsel treton selbst in normal arbeitenden Pumpen immer Stöße auf, die zwar, durch dio Druckhauben und Windkessel gemildert, trotzdem an das Instrument hohe Anforderungen stellen. Es gehört nicht zu den Seltenheiten, daß dabei die Schreib-

14 hebel der Indikatoren verbogen werden oder gar abbrechen. Aus diesem Grunde setze man in ZweifelsfäUen stets zuerst die stärksten Federn ein, und wechsle sie nacheinander gegen schwächere aus, bis man glaubt, die richtige gefunden zu haben. Wenn wir nun in der Folge das I n d i k a t o r d i a g r a m m von Kolbenpumpen etwas eingehender besprechen, so kann es sich nicht um eine erschöpfende Darstellung dieses unendlich vielseitigen Themas handeln, sondern nur um eine Auswahl typischer normaler und fehlerhafter Diagramme. Druck/inie

Jaug/inie Kolben

weg

» Hub

* J

A b b . 3.

Das theoretische Pumpendiagramm ist ein einfaches Rechteck (Abb. 3). Seine Länge entspricht dem Kolbenhub s, seine Höhe den Drucken, die von der Atmosphärenlinie aus zu rechnen sind. Diese selbst gilt für die Höhenlage des Indikatorstutzens an der Pumpe. Was über der Atmosphärenlinie liegt, sind manometrische Druckhöhen, was darunter, manometrische Saughöhen, vom Indikatorstutzen ab gerechnet. Diese Druckhöhen sind größer als die an den Lufträumen des Saug- und Druckwindkessels abgelesenen Drucke und zwar erstens um die Höhenunterschiede zwischen den Windkesselwasserspiegeln und dem Indikatorstutzen, zweitens um die Widerstände auf diesen Wegen in dem Innern der Pumpe selbst. Diese Widerstände sind, wie erwähnt, in der Hauptsache Beschleunigungs- und Ventilwiderstände. Das theoretische Pumpendiagramm erfährt nun schon bei normal arbeitenden Pumpen mannigfaltige Abweichungen durch Druckänderungen infolge von Luft im Zylinder, vorübergehend oder fehlerhafterweise dauernd (Luftsack), unregelmäßigen Ventilspiels, oder von Massenbeschleunigungen oder-verzögerungen, Undichtigkeit an den Ventilen, oder den Ursachen zu den genannten Erscheinungen. Eine genaue Analyse des Pumpendiagramms ist daher oft schwer, weil außerdem noch die Einflüsse der Massenwirkungen des Indikatorschreibzeugs dazu kommen. An Hand einiger Diagramme, die an ausgeführten Kolbenpumpen abgenommen wurden, sollen diese Erscheinungen näher erläutert werden. Abb. 4 zeigt das normale und durchaus korrekte Diagramm einer Differential-Plungerpumpe, D = 100/140 mm, s = 350 mm,

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n = 60. Der Saugventilwiderstand ist deutlich zu erkennen, der Druckventilwiderstand von den Schwingungen des Indikatorschreibzeugs überlagert. Drud(-V.

Saug-y. A b b . 4.

Dieselbe Pumpe ergab bei Anwesenheit von Luft im Zylinder das Diagramm Abb. 5. Beim Ubergang von der Saugspannung bis zum Anheben des Druckventils ist im einen Hubwechsel deutlich eine Kompressionslinie ausgeprägt, die dem Mariotteschen Gesetz p.v = const. entspricht, desgleichen eine Expansionslinie beim Sinken der Druckspannung auf die Saugspannung im andern Hubwechsel. Aus dem Vergleich der Kolbenwege sk und s, läßt sich erkennen, ob die Luft teilweise oder ganz entwichen ist. In solchem Fall ist dann s, verhältnismäßig kleiner als sk. Wird se = 0 und bleibt sk allein bestehen, so ist dies ein Zeichen dafür, daß Luft aus Undichtigkeiten beim Saughub eindringt, aber nach der Kompression durch das Druckventil vollständig fortgeschafft worden ist.

A b b . 5.

A b b . 6.

Den E i n f l u ß d e s V e n t i l s p i e l s zeigt Abb. 6, das Diagramm einer kleinen raschlaufenden, stehenden Pumpe, D = 90 mm, s = 110 mm, n = 160, mit sog. Ventilkolben, d. h. das Druckventil war in den Kolben selbst eingebaut. Der verspätete Schluß des Saugventils bringt ein verspätetes öffnen des Druckventils und dadurch eine starke Verringerung der Pumpenleistung. Abb. 6 sieht Abb. 5 ähnlich, doch ist die Kurve im Hubwechsel rechts keine Kompressionslinie und im Hubwechsel links keine Expansionslinie. Beachtenswert ist, daß in Abb. 6 im Gegensatz zu Abb. 5 der Schreibstift im Hubwechsel rechts zunächst etwas an der Ansaugelinie zurückläuft, dann aber — bei Abwesenheit von Luft — rascher hochsteigt. Diese Erscheinung wurde häufig fälschlicherweise durch Hängenbleiben des Saugventils oder zu geringe Saugventilbelastung (F0-\-Gw) erklärt, wobei F0 die Federvorspannung in kg bei geschlossenem Ventil und G^ das Gewicht des Ventils im Wasser in kg

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bedeutet. Tatsächlich liegt der Grund zu dieser Erscheinung in einer zu großen Belastung des Saugventils für eine bestimmte Tourenzahl n und eine gegebene manometrische Saughöhe h',. Für die Untersuchung solcher Erscheinungen genügt das normale Indikatordiagramm, dessen Abszissen Kolbenwege sind, nicht mehr allein. Es gehört dazu noch die genaue Kenntnis der Ventilbewegung selbst, wozu ebenfalls der Indikator verwendet werden kann, wie z. B. v. B a c h 1 ) getan h a t ; dabei ist der Indikatorkolben durch ein Gestänge mit dem Pumpenventil verbunden, während die Trommel durch eine um 90° gegen die Maschinenkurbel versetzte Kurbel angetrieben wird. J n noch vollkommenerer Weise hat L. K r a u ß 2 ) die Ventilbewegung mit Hilfe sehr sinnreicher optischer Indikatoren untersucht und den Ventilhub in 12 facher Vergrößerung auf einer Papiertrommel photographisch aufzeichnen lassen, die sich mit gleichförmiger Geschwindigkeit drehte. Die Basis dieser Diagramme ist also die Zeit. Gleichzeitig wurden auch normale Indikatordiagramme abgenommen. Die Versuche fanden im Maschinenlaboratorium der Technischen Hochschule Dresden an einer für diese Versuche umgebauten Kolbenpumpe von D = 160 mm, s = 650 mm und n = 60 (normal) mit 6 verschiedenen Ventilen statt. Es konnten dabei Tourenzahl, Saug- und Druckhöhe und Ventilbelastung während des Ganges der Pumpe in weiten Grenzen geändert werden. Die hauptsächlichsten Schlußfolgerungen aus seinen außerordentlich umfangreichen, sorgfältig durchgeführten Versuchen faßt L. K r a u ß in folgende Grundsätze zusammen, die wir nebst einigen Abbildungen seiner wertvollen Arbeit entnehmen, da sie auch für die Betriebskontrolle von Bedeutung sind. 1. Alle Ventile öffnen und schließen stets verspätet und nicht gleichzeitig. Dies hat W e s t p h a l bereits theoretisch abgeleitet 3 ). (Die Hubwechsel- oder Totpunkte sind in den folgenden Abbildungen mit Tv und Th bezeichnet.) 2. Das ö f f n e n eines Ventils erfolgt später als das Schließen des zugehörigen Gegenventils. 3. Umdrehungszahl n und manometrische Saughöhe h\ der Pumpe einerseits, notwendige Ventilbelastung (F0 -f- Gw) zur Erzeugung geringer Ventilschlußgeschwindigkeit anderseits bestimmen für eine g e g e b e n e Kolbenpumpe die Grenzen für den noch zulässigen Gang der Pumpe. »Die Nichtbeachtung dieser Verhältnisse ist die Ursache der vielen schlecht gehenden Pumpen in der Praxis.« 4. Bei allen untersuchten Ventilen wurde schon durch geringe Vorspannung der Feder (Fg) die Ventilschlußgeschwindigkeit v. B a c h , Versuche über Ventilbelastung und Ventilwiderstand, Berlin 1884, und Versuche zur Herstellung der Bewegung selbsttätiger Pumpenventile, Stuttgart 1887. 2 ) L. K r a u ß , Untersuchung selbsttätiger Pumpenventile und deren Einwirkung auf den Pumpengang. Heft 223 der Forschungsarbeiten, 1920, herausgegeben vom Verein deutscher Ingenieure. 3 ) W e s t p h a l , Beitrag zur Größenbestimmung von Pumpenventilen. Z. d. V. d. I. 1893.

17 meist sehr rasch verkleinert und damit der Schlußschlag bedeutend gemildert. Als Ventilschlußgeschwindigkeiten sollen nach L. K r a u ß für ruhigen Gang c s = 80 mm/s, für normalen Gang v, = 1 2 0 mm/s nicht überschritten werden. vs = 130 mm/s war bei allen untersuchten Ventilen nicht mehr zulässig. 5. Über das S a u g v e n t i l äußert sich L. K r a u ß wie folgt: Das ö f f n e n des Saugventils erfolgt später als im Hubwechsel Th, da infolge des natürlichen Luftgehaltes des Wassers der nie ganz dichten Ventile und Stopfbüchsen erst nach dem Schließen des Druckventils ein gewisser Kolbenweg zurückgelegt werden muß, um den Unterdruck in der Pumpe zu erzeugen, der erforderlich ist, um die Masse des Ventils und die Saugsäule unterhalb des Ventiltellers zwischen Saugwindkessel und Pumpengehäuse zu beschleunigen. Aus diesem Grunde öffnet das Saugventil stets allmählich und zwar um so später nach dem Druckventilschluß, je größer bei den Versuchen die Saughöhe h'„ die Umdrehungszahl n der Pumpe und die Saugventilbelastung (F0 Gw) gewählt wurde.

Jji/yye/7/// Abb. 7a.

Abb. 7.

Der Pumpenkolben hat beim Öffnen des Saugventils bereits eine bestimmte Geschwindigkeit erreicht. Damit das Wasser den vom Kolben schon frei gegebenen Raum ausfüllen könnte, müßte ein unendlich großer Überdruck vorhanden sein, um die Wassersäule zwischen Windkessel und Pumpenkörper entsprechend zu beschleunigen. In Wirklichkeit ist aber der Druck im Saugwindkessel gegeben durch den Atmosphärendruck, abzüglich Saughöhe und Widerstände in der Saugleitung zwischen Brunnen und Saugwindkessel. Der zur Beschleunigung verfügbare Überdruck wird noch vermindert durch die Saugventilbelastung und die Widerstände in der Saugleitung zwischen Saugwindkessel und Pumpengehäuse. Es erfolgt daher beim Ansaugen stets ein A b r e i ß e n des Wassers in der Pumpe und zwar an der höchsten Stelle unterhalb des Druckventiltellers. Die Kontinuität des durch den Saugventilspall strömenden Wassers wird hierdurch nicht gestört. Das Saugventil steigt, wie alle folgenden Venlilerhebungsdiagramme zeigen, zunächst höher, als seiner durch ( i ^ + (?«;) und augenblickliche Wasserlieferung Q bestimmten Gleichgewichtslage entspricht. Es erreicht meist unter Schwingungen seine höchste Lage und sinkt gegen den Hubwechsel Tv hin, in dem es die Erhebung hg hat. Es gelangt dann, wie Abb. 7 und 7 a zeigen, nach der Verspätung s hinter Tv mit einer bestimmten Schlußgeschwindigkeit auf seinen Sitz. Aus Abb. 7 sieht man, daß schon bei schwachen

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Schwingungen des Saugventils auch io der Sauglinie der Pumpendiagramme schwache Erhöhungen erscheinen. Wird das Saugventil mehr belastet, so vergrößern sich diese Druckerhöhungen und rücken nach dem Ende Tv des Saughubs. Der Schlußschlag des Saugventils wird, wie das zu dem Indikatordiagramm (Abb. 8) zugehörige Ventilerhebungsdiagramm (Abb. 8 a) erkennen läßt, außerordentlich laut, wenn das Ventil bei steil absteigendem Ast den Sitz trifft. Trifft es wie in Abb. 8a und 9 a vor dem Totpunkt Tv auf den Sitz auf, dann wird es wieder hochgehoben und schließt mit wiederholtem Schlag meist nach dem Totpunkt Tv. n - » S t i.' , Ii*

c

A b b . 8.

A b b . 8 a.

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Säugventil A b b . 9.

A b b . 9a.

»Bei weiterem Belasten fällt die Druckerhöhung (auf der Sauglinie des Indikatordiagramms) in den Hub Wechsel punkt Tv selbst hinein (Abb. 10, 10a und 10b), so daß das Diagramm ankg/qcm

n = f+8,2

5.K DV

GH'FO 7SJ8 99 ¿2

fo 70,SO M.70

A b b . 10.

nähernd normalen Pumpengang anzeigt und nur der überaus laute und harte Saugventilschlag anormale Verhältnisse vermuten läßt.«

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Geringe Vergrößerung der Federspannung F0, der manometrischen Saughöhe h', oder Umdrehungszahl n verändert sofort das Pumpendiagramm (Abb. 11, I I a und IIb).

Abb

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10b

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Abb. loa,

»Durch weiteres Vergrößern einer der drei Größen F„, h', und n wird die Strecke länger, die der Schreibstift auf der Ansaugünie zurückgeht, der Schlag lauter und härter, das Hochschleudern n* U8.3 h^ - 3.83/n 6 fF w o~99,M*9 lF0= 30.7*9