Die Lentz-Ventilsteuerung an Lokomotiven. Von Dr.-Ing. Max Osthoff, Reg.-Baumeister in Duisburg. (Fortsetzung von S. 215 d. Bd.) Die Lentz-Ventilsteuerung an Lokomotiven. 8. Arbeitsverbrauch und Unterhaltungskosten der Ventilsteuerung. In Fig. 18 sind die von den zwei Ein- und zwei Auslaßventilen in der Nockenstange hervorgerufenen Kräfte, bezogen auf den Hub der Nockenstange für den Betriebszustand: 40% Füllung und V = 40 km/St, dargestellt. Nach Fig. 18 wäre der Arbeitsaufwand für die Steuerung gleich Null, weil die Federn, die in ihnen aufgespeicherte Arbeit völlig wieder abgeben. In Wirklichkeit ist dieses infolge Auftretens der Reibung nicht der Fall. Da aber die Reibung wegen der vorzüglichen und zuverlässigen Dochtschmierung nur gering sein kann, so wird auch der Arbeitsverbrauch ein nur mäßiger sein. Der Fortfall jeglicher Stopfbüchsen wirkt ebenfalls verringernd auf den Arbeitsverbrauch ein. Die Spindeln der Ventile haben einfache Labyrinthdichtung und liegen zum größten Teil, ebenso wie die anderen Antriebsorgane, außerhalb des Bereiches des Heißdampfes. Ein Festbrennen von Oel und daher Hängenbleiben der Ventile ist deshalb wohl so gut wie ausgeschlossen. Die Fig. 18 soll, weil die Reibung usw. nicht berücksichtigt sind, eigentlich nur zeigen, daß die Höchstwerte der in der Steuerung auftretenden Kräfte sich niemals addieren. Für die Auslaßventile tritt sogar eine Subtraktion ein. Entsprechend dem geringen Arbeitsverbrauch der Lentz-Ventilsteuerung werden die Unterhaltungskosten gering sein. Da Rolle, Stange usw. glashart sind, und die Höchstwerte der Kräfte nur momentan auftreten, so wird auch trotz ihrer Größe kein übermäßiger Verschleiß eintreten. Alle Teile lassen sich bei genauer Anfertigung austauschbar herstellen und daher leicht auswechseln. Nach Abheben des Ventilkastens sind alle Teile gut zugänglich. Mit Hilfe von Schaulöchern, welche im Betriebe durch Schraubenstutzen verschlossen sind, läßt sich die Steuerung im Gegensatz zu den oft äußerst unzugänglichen Kolbenschiebersteuerungen sehr genau einregulieren. Aus dem Vorstehenden ergibt sich, daß die Lentz-Ventilsteuerung besonders für Heißdampflokomotiven große Vorzüge gegenüber den bisherigen Steuerungen hesitzt, und ihre Einführung in den Lokomotivbau daher einen großen Fortschritt bedeutet. Textabbildung Bd. 324, S. 229 Fig. 18. Die einzigen Bedenken gegen die Steuerung, die hohen Flächenpressungen zwischen Ventilrolle und Stange, sind durch die günstigen Erfahrungen an ortsfesten Dampfmaschinen und durch die bisherigen Fahrten mit Ventillokomotiven beseitigt. Bei der 2 B I (⅖ gek.) vierzyl. Ventillokomotive haben nach einer Leistung von 85000 km Rollen und Stangen keine merkliche Abnutzung gezeigt. Auch die Ventile und ihre Sitze haben sich sehr gut gehalten. 9. Ermittelung der Bewegungsverhältnisse der Ventile mit Lentz-Steuerung. a) Bei spitzwinkligem Kurvenschub. Bei den bisher mit Nockenstangenantrieb ausgeführten Lentz-Steuerungen ist die Ventilspindel gegen die Nockenstange um einen Winkel von 90° geneigt. Es ist dieses der besondere Fall des rechtwinkligen Kurvenschubs. Im folgenden sollen ganz allgemein die Verhältnisse bezüglich Hubgeschwindigkeit und Beschleunigung bei einem „unter einem“ beliebigen Winkel gegen die Nockenstange geneigten Ventil untersucht werden. Textabbildung Bd. 324, S. 229 Fig. 19. Steuerungsschema für spitzwinkligen Kurvenschub. Textabbildung Bd. 324, S. 229 Fig. 20a. Textabbildung Bd. 324, S. 229 Fig. 20b. Wir betrachten zunächst den spitzwinkligen Kurvenschub, wo der Neigungswinkel des Ventils gegen die Nockenstange 90° – η beträgt (Fig. 19, 20a, 20b). Dieser Fall läßt sich zurückführen auf eine feste Kurve, gegen welche mit der Geschwindigkeit c = R . sin α . w ein Gitter verschoben wird, auf dessen unter dem Winkel η geneigter Diagonale eine Schneide gleitet. In der rechten Hälfte der Fig. 21 ist dies für die Kurve I dargesteltt. In der linken Hälfte gleitet die Gerade b1 auf den Schenkeln eines festen Winkels ANA0 = 90° + η Für den ersten Teil des Ventilhubes, von A0 bis T, gleitet der Endpunkt B von b1 auf der rechten Seite von A0T, und der Endpunkt A von b1 auf der Geraden M1N. Sobald b1 die Lage NT überschritten hat, gleitet B auf der linken Seite von TN, und A links von N. Aus Fig. 21 ergibt sich der Weg der Nockenstange zu s'_1=N\,A+N\,M_1=\frac{b_1}{\mbox{cos}\,\eta} \cdot \mbox{sin}\,(\varphi_1-\eta)+b_1 \cdot \mbox{tang}\,\eta. Die Geschwindigkeit der Nockenstange c = R . sin α1w ist gleich \frac{d\,s_1'}{dt}=\frac{b_1}{\mbox{cos}\,\eta} \cdot \mbox{cos}\,(\varphi_1-\eta) \cdot \frac{d\,\varphi_1}{dt}. Der Weg der Ventilspindel ist s_1=N\,A_0-B\,N=\frac{b_1}{\mbox{cos}\,\eta}\,(1-\mbox{cos}\,\varphi_1). Die Ventilgeschwindigkeit ist v_1=\frac{d\,s_1}{dt}=R \cdot \mbox{sin}\,\alpha_1 \cdot w \cdot \frac{\mbox{sin}\,\varphi_1}{\mbox{cos}\,(\varphi_1-\eta)}. Für rechtwinkligen Kurvenschub war v_1=R \cdot \mbox{sin}\,\alpha_1 \cdot w \cdot \frac{\mbox{sin}\,\varphi_1}{\mbox{cos}\,\varphi_1}. Da ϕ1 größer ist als ϕ1 – η, so ist cos (ϕ1 – η) größer als cos ϕ1. Es wird daher bei spitzwinkligem Kurvenschub die Ventilgeschwindigkeit \frac{\mbox{cos}\,\varphi_1}{\mbox{cos}\,(\varphi_1-\eta)} mal kleiner als bei rechtwinkligem Kurvenschub. Trotz des erzielbaren größeren maximalen Ventilhubes bietet daher der spitzwinklige Ventilantrieb wegen der geringeren Ventilgeschwindigkeit keinen Vorteil gegenüber dem rechtwinkligen. Es rührt dies daher, daß die Nockenstange (Fig. 21) einen viel größeren Weg zurücklegt, also längere Zeit gebraucht, um das Ventil um die gleiche Größe zu heben, wie beim rechtwinkligen Kurvenschub. Entsprechend der geringeren Ventilgeschwindigkeit ist auch die Ventilbeschleunigung kleiner als bei rechtwinkligem Kurvenschub. Es ist f_1=\frac{dv_1}{dt}=R \cdot \mbox{cos}\,\alpha_1 \cdot w^2 \cdot \frac{\mbox{sin}\,\varphi_1}{\mbox{cos}\,(\varphi_1-\eta)} +\left[R \cdot \mbox{sin}\,\alpha_1 \cdot w\right]^2 \cdot \left[\frac{\mbox{cos}\,\varphi_1 \cdot \mbox{cos}\,\eta}{b_1 \cdot \mbox{cos}^2\,(\varphi_1-\eta)}+\frac{\mbox{sin}\,\varphi_1 \cdot \mbox{sin}\,(\varphi_1-\eta) \cdot \mbox{cos}\,\eta}{b_1 \cdot \mbox{cos}^3\,(\varphi_1-\eta)}\right]. In ganz ähnlicher Weise wie für Kurve I finden wir in Fig. 22 für Senken des Ventils bei Kurve II den Ventilweg: s_2=\frac{b_2}{\mbox{cos}\,\eta}\,(1-\mbox{cos}\,\varphi_2); die Ventilgeschwindigkeit: v_2=\frac{R \cdot \mbox{sin}\,\alpha_2 \cdot w \cdot \mbox{sin}\,\varphi_2}{\mbox{cos}\,(\varphi_2-\eta)} die Ventilbeschleunigung: f_2=R \cdot \mbox{cos}\,\alpha_2 \cdot w^2 \cdot \frac{\mbox{sin}\,\varphi_2}{\mbox{cos}\,(\varphi_2-\eta)} +\left[R \cdot \mbox{sin}\,\alpha_2 \cdot w\right]^2 \cdot \left[\frac{\mbox{cos}\,\varphi_2 \cdot \mbox{cos}\,\eta}{b_2 \cdot \mbox{cos}^2\,(\varphi_2-\eta)}+\frac{\mbox{sin}\,\varphi_2 \cdot \mbox{sin}\,(\varphi_2-\eta) \cdot \mbox{cos}\,\eta}{b_2 \cdot \mbox{cos}^3\,(\varphi_2-\eta)}\right]. Wollte man mit dem spitzwinkligen Kurvenschub gleich große und schnelle Ventilöffnungen, also gleich großes v, erzielen wie beim rechtwinkligen Kurvenschub, so müßte man steilere Ventilerhebungskurven bzw. größere Nockenstangengeschwindigkeiten c nehmen. Die Ventilbeschleunigungen werden dann ebenso groß wie beim rechtwinkligen Kurvenschub. Alsdann bietet der spitzwinklige Kurvenschub den Vorteil, daß die Kräfte in Richtung Nockenstange sich auf die Ventilspindel oder umgekehrt (vgl. Fig. 14 mit 21 bzw. 15 mit 22) besser übertragen, und die Führungen der Nockenstange und Spindel nicht so stark beansprucht werden. Die Reibungsverluste werden daher in der Steuerung geringer ausfallen. Ein großer Nachteil, welcher eine Anwendung dieses Ventilantriebes ausschließt, ist die schwierige bauliche Ausführung wegen der geneigten Ventillage. Textabbildung Bd. 324, S. 230 Fig. 21. b) Bei stumpfwinkligem Kurvenschub. Für den stumpfwinkligen Kurvenschub lassen sich die Formeln für s1, s2, v1, v2, f1 und f2 leicht aus den betreffenden Formeln für spitzwinkligen Kurvenschub ermitteln, wenn man dieselben statt des Winkels – η den Winkel + η einführt. Also: s_1=\frac{b_1}{\mbox{cos}\,\eta}\,(1-\mbox{cos}\,\varphi_1);       s_2=\frac{b_2}{\mbox{cos}\,\eta}\,(1-\mbox{cos}\,\varphi_2); v_1=R \cdot \mbox{sin}\,\alpha_1 \cdot w \cdot \frac{\mbox{sin}\,\varphi_1}{\mbox{cos}\,(\varphi_1+\eta)}     v_2=R \cdot \mbox{sin}\,\alpha_2 \cdot w \cdot \frac{\mbox{sin}\,\varphi_2}{\mbox{cos}\,(\varphi_2+\eta)} f_1=R \cdot \mbox{cos}\,\alpha_1 \cdot w^2 \cdot \frac{\mbox{sin}\,\varphi_1}{\mbox{cos}\,(\varphi_1+\eta)} +\left[R \cdot \mbox{sin}\,\alpha_1 \cdot w\right]^2 \cdot \left[\frac{\mbox{cos}\,\varphi_1 \cdot \mbox{cos}\,\eta}{b_1 \cdot \mbox{cos}^2\,(\varphi_1+\eta)}+\frac{\mbox{sin}\,\varphi_1 \cdot \mbox{sin}\,(\varphi_1+\eta) \cdot \mbox{cos}\,\eta}{b_1 \cdot \mbox{cos}^3\,(\varphi_1+\eta)}\right]; f_2=R \cdot \mbox{cos}\,\alpha_2 \cdot w^2 \cdot \frac{\mbox{sin}\,\varphi_2}{\mbox{cos}\,(\varphi_2+\eta)} +\left[R \cdot \mbox{sin}\,\alpha_2 \cdot w\right]^2 \cdot \left[\frac{\mbox{cos}\,\varphi_2 \cdot \mbox{cos}\,\eta}{b_2 \cdot \mbox{cos}^2\,(\varphi_2+\eta)}+\frac{\mbox{sin}\,\varphi_2 \cdot \mbox{sin}\,(\varphi_2+\eta) \cdot \mbox{cos}\,\eta}{b_2 \cdot \mbox{cos}^3\,(\varphi_2+\eta)}\right]. Textabbildung Bd. 324, S. 230 Fig. 22. Wollte man beim stumpfwinkligen Kurvenschub dieselbe Ventilgeschwindigkeit und demgemäß Beschleunigung haben wie beim rechtwinkligen Kurvenschub, so müßte man die Ventilerhebungskurven flacher gestalten, bzw. die Nockenstangengeschwindigkeiten c verkleinern. Außer der schwierigen baulichen Ausführung bietet dann aber dieser Ventilantrieb den Nachteil, daß die Führungen der Nockenstange und Spindel sehr stark beansprucht werden, und daher die Reibungsverluste sehr groß werden. Der Reibungswiderstand kann bei großem Winkel η leicht so bedeutend werden, daß die Ventilspindel sich in ihrer Führung festklemmt und eine Zerstörung der Steuerung erfolgt. (Schluß folgt.)