BerntStein

Schau ins SF-Wellentopic. Da gibts das in bunt und in Farbe auf den vorletzten Seiten. Das ist die Detail-Aufnahme mit den 950+MPa Kerbspannung. Schlimmer als der kleine Radius direkt an der Wange solls/wirds nicht werden. Aus meiner Sicht optimal wäre einfach anfasen, da, wo der Käfig streift. Da es ja 25er DM ist, sollte das auf alle Fälle halten. Haust halt keine Kerbe rein. Besonders empfindlich ist m.M.n. der Bereich direkt zum Hubzapfen hin. p.s.: wennst besonders sorgfältig sein willst und ne Platte mit o,8er Radius da hast, wäre das auch schick. In meiner Rechnung sieht das auch deswegen so doof aus - bzw. der Radius zum Lager so gut dagegen, weil der äussere Radius den Spannungsfluß vom Lager-Radius "fernhält". Kurz und gut: anfasen, und nur soviel wie muß, dabei keine Kratzer machen.

DANKE! so ungefähr hatte ich das gehofft - spart mir die Murxerei.

Ich dachte mehr bei den Zylinderstehbolzen - am Grund zwischen den Kühlrippen. Beim Auslaßstutzen könnte ich vielleicht sogar nach dem Honen noch ran... Der Nitro ist grad montiert. Würde sagen eher 32 als 34mm.

Danke! - es war aber nicht so gemeint, dass das ganze mit Durchruch laufen soll ! Da rumschweissen ist jetzt eh´ nicht so das Vergnügen, dass man das auf Verdacht macht, wenn es unsinnig erscheint. Wenn muß, dann könnte man von den Rippen was wegnehmen und mit einer superschmalen WIG-Düse bissl reinleuchten. Wir haben diverses an einem Probezylinder bisschen angetestet, und das war, was als Perspektive blieb. Da die superschmalen Düsen (3xl) an dem Lorch-Brenner aber nicht passen, werde ich es ohne Schweissen versuchen. Spare ich mir auch den Aufwand, einen anderen Schweisser zu aktivieren.

so, die Rechnung mit der gewünschten Pleuelkraft. Kraft sind 30.oooN (fürs Modell 7.5ooN), das wäre der pessimistische Wert in UT Drehzahl 12.ooo Pleuelkraft könnte man noch sorgfältiger ermitteln, ich schätze man kommt eher auf 20.oooN und die Verschiebung Die Randbedingungen sind wie oben erwähnt. Überdeckung o,o8mm, Hohlbolzen usw. @poerracer : Welche Möglichkeiten ich habe, wird sich noch weisen. Das ganze ist als Schützenhilfe für jemanden angelaufen. Ich entscheide also nicht alleine, was wann wie umgesetzt wird. Die Diskussion hier soll allen helfen, die richtigen Entscheidungen zu treffen. Demnächst geht es hier noch um den Lagerabstand im Gehäuse usw. -->Geometrie absichern Meine Werte habe ich von einer Welle, die ich vor paar Jahren mal gemessen habe. Wenn es nach mir geht, soll am Ende hier im topic alles stehen, was man fürs Wellen machen so brauch.

Ich zitier´ mich mal und frage: Der Auslaß sol alltagstauglich werden. Dachte da an 68% mit GS-Race-Kolben. Kann man bei 68% sinnvollerweise bis zum Durchbruch ausräumen? Noch könnte ich bei den Stehbolzen bissl was einschweissen (lassen), da nicht zu dünn. Bringt bestimmt so 2mm zusätzlich Fleisch. Oder wird das zusammen mit den 68% dann eh´ zu unförmig und man brauch das Fleisch nicht? Da die Welle ja noch nicht fertig ist, habe ich noch Zeit für sowas...

Richtig, für uns wichtig ist nur auch, dass die Probenentnahme beim Max Durchmesser nicht in der exakten Mitte ist. Ist wohl norm so, und nicht jeder Katalog erwähnt das. Z.B. Deiner und auch die Saar-Datenblätter. Heisst jedoch, wenn wir einen dicken Brocken +QT-Material bis auf unsere Absatz-Durchmesser runterdrehen, wird der Wert aus dem Prospekt nur aussen erreicht. Dann muss man mit weniger auskommen - oder man lässt nach dem Vordrehen vergüten. Laut Niemann Maschinenelemente werden bis zu 30% plastifizieren im Pressverband realisiert. Nur die Kerbstelle könnte dann in die Knie gehen. Zumindest bei 20er Durchmesser. Ich glaube also, dass nach dem Vordrehen zu vergüten, kein Fehler ist. KLICK Gruß Bernt

Wenn die Ermüdung nicht bei der Bohrung beginnen sollte, dann war das Polrad schlecht gewuchtet, oder eine Riefe schuld.

Zur DIN mit Kerbwerten: im Prinzip ja. Meine Rechnungen haben jedoch gezeigt, dass der Lastpfad zum Hubzapfen die Sache etwas verzerrt. Das ist schon bissl unerwartet, was man da erhält. Wenn mans ganz toll machen wollte, müsste man das nochmal zusammen mit dem Preßsitz rechnen.

a) Glattwalzen ist sonn Ding für Zeitfestigkeit erhöhen. b) ich sehe keinen Grund, dem Inventor zu misstrauen. Vermutlich kommt so eine Äusserung aus anderen Zeiten oder ganz speziellen Fällen heraus. Weil die Diva halt keine Schalenelemente kann und was weißich. Hast halt die Tetraeder und paar Optionen. Zusammen mit Grundwissen und Vorsicht kann das was. c) Festigkeitsangaben für Werkstoffe entnehme man vernünftigen Datenblättern, wo auch drin steht, was wann wo gemessen wird. (DEW, SAAR, Böhler, Thyssen und so) d) man sehe sich Datenblätter mit Schwankungsbreite an. Stichwort HH und HL Sorten.... Klar, die Absolutwerte an den Kerbstelle jucken kaum: es handelt sich um wechselnde Biegespannung mit überlagerter, wechselnder Torsion undundund. Da geht eh´ kein Tabellenwert für Festigkeit. Da knallts schon weit vorher, wenns ist. Es zählt der Zahlenvergleich, um die Geometrien gegeneinander zu bewerten. Und die Praxiserfahrungen, die gebracht wurden, sagen einem, dass es dann reichen tut. Die Presspassung, und wie weit die DS-Fläche rauskommt nehme ich ziemlich an, dass die Ergebnisse stimmen. Die Presspassung muss nochmal laufen zusammen mit der Pleuelkraft. Hatte da gestern vergessen die Pleuelkraft zu teilen und mit zuviel gerechnet. Soviel schon jetzt: So abartig viel höher waren die Spannung um den Hubzapfen auch mit 80.oooN Pleuelkraft nicht. (ca.400% des zu erwartenden in UT) Abgesehen davon, dass die Diskussion mir selber jetzt einiges gebracht hat, wäre es schön, wenn sich der eine oder andere dadurch ermuntert fühlt, weiter zu machen. Aus den obigen Äusserungen der Antwortgeber schliesse ich nämlich, dass Versagenursache eher in zu geringer Festigkeit , als zu geringer Bruchdehnung zu suchen ist. Also schiele ich jetzt mit gutem Gefühl Festigkeitsmässig höher, als ich es sonst getan hätte. Wer mit ANSYS dagegen rechnen will: ich sende das entsprechende Stückle um den Bolzen mit paar Angaben gerne raus. Dann sieht mans ja.

passt doch gut rein hier. Noch schicker wäre jedoch eine Großaufnahme der Bruchfläche in guter Auflösung bzw. die Aussage, ob der Bruch nähe Hubzapfen gestartet ist.

Eigentlich muß es eine Weichzone nach der Härtezone geben. Also da, wo die Temperatur nimmer ganz fürs härten reicht, aber schon über Anlaßtemperatur liegt. Dann treibt man den Teufel mit dem Beelzebub aus. Falls man in dem Bereich nicht mit weichgeglüht leben kann. Hat wer schonmal grob die Härte der BGM Vollwange am Gewinde und Lagersitz gecheckt?

@powerracer: DANKE! -->Einzelstücke Induktionshärten ist kein Problem? In meiner Zeichnung stehts nämlich schon so drin...aber das war nicht klar, ob das bei paar Teile wer macht... Näheres stellt sich heraus, wenn der Abakus den kombinierten Lastfall aus Presspassung, Fliehkraft UND Pleuelkräften gelöst hat. Das wird die Spannung um die Bohrung der DS-Wange nochmal höher treiben. Mal abwarten, ob dabei rauskommt, dass keine der Wellen jemals hätte 12.ooo rpm schaffen können. edith sacht noch @amazombi - unser Prof. hat uns FEM von Hand rechnen lassen. Nix klickibunti. Früher hat der das wohl mit Nullen und Einsen gemacht - und wenn die Zeiten schlecht waren, durfte er nur mit Nullen arbeiten - oder so hehhehehehe

mal 2-3 Minuten den Bleistift geschwungen und den Abakus bemüht. Kerbanalysen erfolgten auf folgender Basis: -spiegelsymmetrische Limawange mit fest integriertem Bolzen -feste Einspannung Bolzenmitte -Lastaufbringung am Lagersitz 30.oooN :4=7500N (120 oder 130bar im OT der Einfachheit halber und ohne G-Kräfte, bzw. nur pessimistische G-Kräfte UT) -53 Hub -Radiusende immer 1,65 von Wange weg -keine Fliehkraft auf dem Modellkörper wirkend -Konvergenzen meist nicht geprüft, wegen doofen Ecken außerhalb des interessierenden Bereiches -->Vorgehensweise i.O. für Vergleich, Absolutwerte können abweichen -->von Moses; immer -->Skalierung jeweils angepasst !! Welle , DM25 mit Lageranschlag wie vorgefunden, Radien 0,8 - 0,4 - ginge aber trotz Lageranschlag besser EDIT !! das Maximum liegt sogar noch in einer Zone zu grober Elemente und kann deutlich höher liegen !! Welle , DM25 ohne Lageranschlag , Radius 1,65 Welle , DM25 ohne Lageranschlag , Radien etwas optimiert , zur Wange größer werdend, spart nochmal 10% zum R1,65 Welle , DM20 ohne Lageranschlag, Radien ident zu DM25 , zur Wange größer werdend --> man beachte die Lage des Maximums gegen DM25 !! Ganzbild, um zu sehen, dass der Lastpfad unten viel weniger Spannungen hinbringt, weshalb die Optimierung individuell erfolgen muß !! unerwartet, aber nachher logisch: Zugdreiecke kann man sich daher hier wohl in die Haare schmieren, Faulpelzecke und Umlenkung der Kraft unter 45° usw. greifen nicht, bei dem nahen, aber versetzten Abtrag zum Hubzapfen hin. p.s.: Die Vorgehensweise (Einspannung und Krafteinleitungsstelle) wirkt auf den ersten Blick merkwürdig. Vorteile sind: keine Artefakte am Lagersitz, sowie Freiheit für Verformung und Kippbewegung am Lagersitz. Ich kann das wohl nicht realitätsnäher umsetzen. Die Absolutwerte sind nicht einklagbar, aber nicht völlig aus der Welt. Es ging NUR um die Kerbstelle am Übergang zur Welle, bzw. die Auswirkung unterschiedlicher Geometrien an nur dieser Stelle ! May the Guss be with you !

damit die Stoffsammlung vorwärts kommt: Werkstoffe Wellen sowie deren Härten. Mazzu Vollwange lief damals auf 1.6566 bzw. 18NiCrMo5 raus, bei knapp 60HRC ** Mazzu DS mit grob 33HRC und anderer Stahlsorte neigt zum Bruch. (wobei die Kerbecke vielleicht da anders ist) [die Kerbecke kommt in der Analyse, wenn sie blöd gemacht ist, schon auf über 900N/mm² wechselnde Biegespannung - bei DM25 wohlgemerkt ] Ich schlußfolgere, dass eine sauharte Welle nicht zwingend bricht. Eine weiche jedoch gerne mal versagt. Dennoch würde ich nicht zu hoch gehen wollen mit der Härte. Übrigens hat mir ein Betrieb ernsthaft angeboten vorgedrehte Wellenrohlinge aus 42CrMo bainitisch zu vergüten. (was deutlich mehr Gutmütigkeit verspricht - grad im Bereich mittlerer bis hoher Härten.) Man kann das nicht gut im Durchlaufofen machen. **was mich nur stutzig macht, ist, dass diese Härte eigentlich durch einsetzen erreicht wird. Die Analyse jedoch keinen höheren C-Wert aufweist. Evtl. hat man damals die Legierung an anderer Stelle als die Härte ermittelt. edit kombiniert schlau: die 60HRC werden wohl nicht am Gewinde sein, an der Halbmondnut auch nicht. Demzufolge eher auch nicht am Übergang zur Wange. Gründe: Fertigung z.B. - ich vermute , dass hier die Kernfestigkeit von 1000-1200N/mm² herrschen dürfte kann das auch noch wer bestätigen? UND Danke für die vielen Antworten ! p.p.s.: uiwiegeil

Gell. Und wenn ich hier noch wen animiere, dass er ein weiteres Bäumchen in den WellenWunderWald setzt, dann bin ich gar nicht unglücklich. Eventuell müsste mal ein GSF Normungsausschuß Vorgaben erarbeiten. GIN1*: SF-Wellen, Mindestanforderungen, Grenzabmaße usw. *GSF Institut für Normung oder so

Im aktüllen Falle wird/wurde ja eh´ gespindelt für wegen breiterem DS und Dm89 beider Wangen. Die Fläche daneben einzubeziehen, ist dann auch kein Ding mehr ; wenns halt hebt.

Ist erstmal so ein Abfallgedanke aus den Rechnungen mit 25er Wellenstumpf ! Anhaltswerte für Optmierung stelle ich bald ein. Vielleicht nützt es ja irgendwann jemandem. Gegen einen 25er Wellenstumpf spricht für mich, dass kein teilbares Lager in C3 oder C4 mal eben verfügbar ist. Bei einem 22er Wellenstumpf ist mir auf Anhieb auch kein teilbares Lager in C3 geläufig. Ich behaupte , dass grad das PX-Lager und das NU1005 dann teilweise Ausfälle haben, wenn der Sitz auf der Welle zu stramm oder zu leicht ist. -->grenzwertig. Vielleicht bin ich aber nur nicht genug im Bilde. Das 6005er ist halt unbequem. hypothetisch gäbe es noch den 26,5er Wellenstumpf. Der müsste dann aber partiell hart sein, damit die Rollen des (R}NU204 direkt drauf laufen können.

Wie ist denn das bitte mit den 20er Wellen: -halten manche 20er Wellen bei 20-30PS oder werden da ausschließlich 25er verwendet? Ich frage, weil ich allmählich immer sicherer werde, dass der Übergang Dm25 zur Wange in der Kerbwirkung halbiert werden kann. (was vielleicht kein Wunder ist, wenn man sich die Wellen so ansieht) Wenn also ein paar Wellen halten, würden alle optimierten Wellen halten. Der Bereich am nächsten zur Hubzapfenbohrung in der Ecke ist halt der heftigste. Wegen des Lastpfades zum Hubzapfen hin, ist die Optimalform wohl nicht aus Zugdreiecken ableitbar. Einen Anschlag fürs Lager sollte man da auch nicht andrehen. Eher einen Distanzring dabei packen.. p.s.: die Analyse der DS-Wange unter Drehzahl und mit Pleuelkraft kommt danach. Meine überschlägige Kraft von oben werde ich nochmal etwas detaillierter abschätzen.

Zumindest 3 Wände ... z.B. mit einem Schwenktor zusätzlich. sollte doch reichen oder?

AHH ! Könnte das nen Wespenkostüm meinen? Wie auch immer: Ich wollte Dir nicht speziell abraten, ich habe da schon ein kleinwenig was damit verändert. Mich als Ausrüstungsweltmeister würde es ja schwer Überwindung kosten, von Equipment abzuraten... Aber man verirrt sich bei Vollvariabel arg schnell. Und wenn man es nicht zusätzlich zu AFR und EGT noch per Prüfstand bewertet...man neigt zum schwimmen. Leider. Ich wollte jetzt in meinen Urlaubstagen da per Prüfstand weitermachen. Hat aber nicht geklappt terminlich. Gruß Bernt

Bienenkostüm musst Du mir als Fasnet/Fastnacht/Faschings-verweigerer noch kurz erklären. Oder meinst Du Imkerkostüm? brauchichnich. Die sitzen alle mit Maja im Stock und bibbbern vor sich hin, bevor sie im Frühjahr wieder auf meine sehr viel bessere Hälfte losgehen. edit: Vielleicht sollte ich meine Aussage erweitern: Mit EGT und AFR: Vollvariabel nuja + Prüfstand: mach doch!

Kepher ist vielleicht kein Muß. Lies mal Frits Overmars wegen der ZZP-Geschichte. Ich habe dieses leicht moppelige Alu-Gehäuse. JA - es tut. Nein, nur wegen dem Ding wird der Sex auch nich mehr. Eher weniger, da man ja was anderes zu tun hat, viel und immer. Theoretisch kannste die Temperatur im RAP ab M max gut kontrollieren. (Hab ich gemacht) Im Maximum musst Du wohl sehr vorsichtich sein. Unterhalb vom Maximum sehr früh möglich. Es soll aber auch schon vorgekommen sein, dass Motoren ohne liefen. Man hört auch immer wieder von Fahrern, die dabei Spaß empfinden. Ich hab eine. Vielleicht mehr so, weil es die gibt, und ich AFR und EGT habe. OHNE AFR und EGT würde ich auf alle Fälle sagen: lass es ! Mit : wer sich das antun will, und v.a. einen RAP hat, findet bei Herrn Overmars die Gründe.

ich komme da mitm breiten Daumen auf 17000Newton, welche sich auf beide Wangen verteilen. Verwendet: Überschlagsformel aus Bosch Handbuch Automobil, 12ooorpm, 300gr abgebremste Masse, 53x105 Welle, in OT/UT Zu der etwas länglichen Simulation kommt es erst in ein paar Tagen. Ist nicht nichts, was da wirkt, so 50-100MPa rechts und links neben der Bohrung könnte ich mir vorstellen. Gehen so Risse mehr tangential (seitlich weg) oder radial nach aussen?

Ich kann da mal versuchen abzuschätzen welche Kräfte a) von den Lagern überhaupt übertragen werden könnten b) im Ot aus der Beschleuhigung resultieren Dann das ganze mal dazu gepackt. Gab es Versagen um das Hubzapfenauge immer nur an der DS-Wange oder verteilt sich das? Der Stahl muss ja auch das Anzugsmoment Polrad und Primär packen. Polrad wird vielleicht nicht soo schlimm, Primär wird schon deutlich interessanter. Nicht höher vergüten, als unbedingt nötig. Auf diesem Wert den gutmütigsten Stahl bzw. gutmütigste Vergütung suchen. Nach momentaner Datenlage wäre das 42CrMo4 @37HRC bainitisch - vorläufiger Zwischenstand.