DE1160723B - Trockenzylinder fuer Selbstabnahmepapiermaschinen - Google Patents

Description

BUNDESREPUBLIK DEUTSCHLAND

DEUTSCHES

PATENTAMT

AUSLEGESCHRIFT

Internat. Kl.: D21f

Nummer:
Aktenzeichen:
Anmeldetag:
Auslegetag:

Deutsche Kl.: 55 d - 28/01

K 30540 VIIb/55 d
10. Dezember 1956
2. Januar 1964

Die Erfindung betrifft einen Trockenzylinder für Selbstabnahmepapiermaschinen.

Bei der Herstellung von Papier, wie z. B. Krepp-Papier, ist das Papier, wenn es auf den Trockenzylinder kommt, noch sehr naß. Es wird von einem Filz an den Zylinder herangebracht und unter hohem Druck auf diesen aufgepreßt, um sodann während weniger als einer Umdrehung des Trockenzylinders getrocknet und schließlich mittels eines Abstreifmessers von dem Zylinder entfernt zu werden.

Um zu einer hohen Trocknungsleistung zu kommen, hat man die Trockenzylinder von modernen Selbstabnahmepapiermaschinen mit großem Durchmesser gebaut. Man hat auch bereits erkannt, daß eine Erhöhung der Dampftemperatur bei höheren Drücken, ja selbst der Übergang zu überhitztem Dampf trotz der erhöhten Kosten keinen wesentlichen Fortschritt bringt, da die gewonnenen Vorteile durch die entgegengerichtete Wirkung des verschlechterten Wärmedurchgangs durch den notwendigerweise stärker werdenden Mantel überkompensiert werden. Daraus hat man auch schon den Schluß gezogen, daß durch Verwendung dünner Zylindermäntel der Wärmeübergang in höherem Maße verbessert werden kann als durch erhöhte Dampfdrücke. Dennoch war dem Fortschritt, der auf der Verwendung dünner Zylindermäntel beruht, eine Grenze gesetzt, da man bei den bisher bekannten Konstruktionen wegen ungünstiger statischer Verhältnisse, die überdies nicht genau bekannt waren, mit der Verringerung der Zylindermantelstärke nicht zu weit gehen konnte.

Ausgangspunkt der Erfindung ist ein Trockenzylinder für Selbstabnahmepapiermaschinen, bestehend aus einem dünnen, zylindrischen Mantel, dessen Innenraum im Betriebszustand von einem Heizmedium vollständig erfüllt ist, verhältnismäßig flachen, an den Stirnenden des zylindrischen Mantels befestigen, gegebenenfalls aus mehreren Ringelementen zusammengesetzten Stirnwänden und in den Stirnwänden zentral befestigten Zapfen für die Lagerung des Zylinders. Ein solcher Trockenzylinder ist bekannt z. B. aus der USA.-Patentschrift 2 328 321. Er ist im einzelnen in der Figurenbeschreibung diskutiert und in F i g. 6 auch zeichnerisch dargestellt. Bei dieser bekannten Bauart wirkt eine die Stirnwände miteinander verbindende Hohlwelle auf einem Radius von etwa 35 % des Mantelradius. Es hat sich gezeigt, daß bei einer solchen Ausführungsform unerträglich hohe Spannungen auftreten, so daß praktisch bei dünner Ausführung des Mantels nicht mit hohen Drücken und Temperaturen des Heizmediums gearbeitet werden kann. Im einzelnen ist die Diskussion der statischen Trockenzylinder für
Selbstabnahmepapiermaschinen

Anmelder:

Kimberly-Clark Corporation, Neenah, Wis.

(V. St. A.)

Vertreter:

Dipl.-Ing. F. Weickmann

und Dr.-Ing. A. Weickmann,

Patentanwälte,

München 27, Möhlstr. 22

Als Erfinder benannt:
Homer E. Malmstrom, Neenah, Wis.,
Robert M. Donaldson, Newport News, Va.
(V. St. A.)

Beanspruchte Priorität:

V. St. ν. Amerika vom 9. Dezember 1955

(Nr. 552 090)

Bedingungen in der Figurenbeschreibung gegeben. Aus den dort abgeleiteten mathematischen Bezeichnungen ergeben sich auch die statischen Nachteile der bekannten Ausführungsform.

Der Erfindung liegt die Aufgabe zugrunde, eine bessere Statik bei diesen bekannten Trockenzylindern zu schaffen, so daß bei voller Sicherheit dünne Zylindermantelbleche angewandt werden und mit hohen Betriebsdrücken und Temperaturen gearbeitet werden kann.

Diese Aufgabe wird erfindungsgemäß dadurch gelöst, daß die Stirnwände (40 bzw. 66, 48) auf einem Kreis, dessen Radius (z.B. in Fig. 4) 55 bis 95°/₀ des Mantelradius beträgt, durch axiale Zugverbindungen (52, 74) gegen Ausweichen in axialer Richtung gesichert sind (Fig. 1 bis 5).

Es sind auch schon Trockenzylinder für Selbstabnahmepapiermaschinen bekannt, welche einen Doppelmantel aufweisen; dabei ist jedoch nicht der ganze Innenraum des Zylinders von einem Heizmedium erfüllt, sondern nur der Raum zwischen den beiden Mänteln des Doppelmantels. Bei derartigen Doppelmanteltrockenzylindern treten völlig andere statische Belastungsbedingungen auf als bei der erfindungs-

309 777/182

gemäßen Konstruktion. Die Erfindung unterscheidet sich von dieser bekannten Bauart deshalb schon im technischen Standort, so daß ein Vergleich nicht möglich ist.

Schließlich ist eine Trockenzylinderkonstruktion für Selbstabnahmepapiermaschinen bekannt, bei der man die statischen Probleme dadurch zu lösen versucht hat, daß man die Stirnwände zweiteilig ausbildete: einer dieser Teile war ein Speichenrad, welches die in radialer Richtung auftretenden Belastungen aufzunehmen hatte. Der andere Teil war ein dünner flexibler Konus, welcher den inneren Druck in eine axiale Belastung umsetzen sollte. Auch diese Bauart hat wegen der völlig veränderten statischen Bedingungen einen ganz anderen technischen Standort als die erfindungsgemäße Bauart, so daß auch zwischen dieser bekannten Lösung und der erfindungsgemäßen ein technischer Vergleich nicht möglich erscheint.

Nach einer ersten Ausführungsform der Erfindung sind die auf einem Radius von 55 bis 95 % des Mantelradius liegenden Zugverbindungen von einer entsprechend in ihrem Durchmesser vergrößerten Hohlwelle gebildet.

Nach einer anderen Ausführungsform sind die auf einem Radius von 55 bis 95% des Mantelradius liegenden Zugverbindungen von einzelnen Zugstangen gebildet.

Die Stirnwände können zusätzlich zu den auf einem Radius von 55 bis 95% des Mantelradius liegenden Zugverbindungen durch eine ebenfalls als Zugverbindung wirksame Hohlwelle von kleinerem Radius verbunden sein; dies gilt insbesondere für den Fall, daß die auf einem Radius von 55 bis 95% des Mantelradius liegenden Zugverbindungen von Zugstangen gebildet sind.

Die Figuren erläutern die Erfindung an Hand mehrerer Ausführungsbeispiele und stellen sie dem Stand der Technik gegenüber. Es stellt dar

F i g. 1 einen Schnitt durch die Längsachse einer bevorzugten Ausführungsform des erfindungsgemäßen Trockenzylinders,

F i g. 2 im vergrößerten Maßstab einen Teil des Zylinders gemäß Fig. 1, nämlich die Verbindung zwischen dem Mantel des Zylinders und dessen Stirnplatte,

F i g. 3 einen Querschnitt nach Linie 3-3 der Fig. 1,

F i g. 4 einen Teil eines schematischen Diagramms, welches eine Spannungsanalyse darstellt, mit deren Hilfe die hier dargelegten Gesetzmäßigkeiten entdeckt und die Trockenzylinderkonstruktionen nach der Erfindung entwickelt wurden,

F i g. 5 einen Querschnitt durch eine andere Ausführungsform eines erfindungsgemäßen Trockenzylinders ebenfalls im Schnitt durch die Achse,

F i g. 6 einen Schnitt durch einen Trockenzylinder bekannter Bauart vom gleichen Typ, wie sie unter Zerstörung derselben geprüft wurde,

F i g. 7, 8 und 9 Diagramme der Spannungsveränderungen der Innenfläche des Trommelmantels in der Nähe der Verbindung von Stirnplatten und Mantel in Abhängigkeit von bestimmten Konstruktionsvariablen,

Fig. 10 ein ähnliches Diagramm der Spannungsänderungen am gleichen Ort in dem Mantel der in den F i g. 5 und 6 dargestellten Ausführungsform,

Fig. 11 ein Diagramm ähnlich denjenigen der F i g. 7 und 10, in dem die bevorzugten Ausführungsformen der Erfindung mit anderen Ausführungsformen an Hand der Veränderungen der Spannungen in dem Mantel in Abhängigkeit von bestimmten Konstruktionsgrößen verglichen ist,

Fig. 12 eine dreidimensionale graphische Darstellung der Zulässigkeitsgrenzen bestimmter Konstruktionsvariabler in erfindungsgemäßen Trockenzylindern,

Fig. 13 die Ablenkungen der Stirnplatte und des Mantels eines Trockenzylinders nach Fig. 1, wobei der spannungsfreie Zustand in ausgezogenen Linien, der Zustand unter Dampfdruck und Temperaturbeanspruchung bei A gestrichelt und der Zustand unter Dampfdruck und Temperaturbeanspruchung aber bei Kühlung des Mantels im Betrieb gestrichelt bei B eingezeichnet ist,

Fig. 14 ähnlich wie Fig. 13 die Auslenkungen der Stirnplatten und des Mantels des Trockenzylinders nach Fig. 5,

Fig. 15 ähnlich wie Fig. 13 die Auslenkungen der Stirnplatte und des Mantels der üblichen Trockenzylinder nach Fig. 6,

Fig. 16 eine Tafel, aus der man die Spannungen unter verschiedenen Bedingungen in den Mänteln von fünf verschieden ausgebildeten Trockenzylindern, die unter den Buchstaben A bis E scliematisch angedeutet sind, ersehen kann.

Bei den Zahlenangaben in den Zeichnungen handelt es sich um Angaben in Zoll, die in der Beschreibung, soweit notwendig, in das metrische System umgewandelt worden sind.

Bei den erfindungsgemäßen Trockenzylindern sollen bei normalen Betriebsbedingungen solche Deformationen der Stirnplatten, die ein sehr hohes Biegemoment auf den Mantel übertragen würden, unterdrückt und außerdem die Stirnplatten an ihrer Verbindungsstelle mit dem. Mantel der Auslenkung der Mantelenden, die durch innere Spannungen und Temperaturdifferenzen zwischen den einzelnen Teilen des Zylinders entstehen, angepaßt werden. Dieser Gedanke liegt einer Anzahl von Konstruktionen zugrunde, die in der Zeichnung teilweise dargestellt sind und die aber im Rahmen der Erfindung in allen möglichen Varianten ausgeführt werden können. Bevor die Erfindung nun beschrieben wird, sei noch einmal auf die wesentlichen Teile eines bekannten Trockenzylinders dieser Gattung verwiesen, wie sie in F i g. 6 dargestellt ist.

Ein solcher Zylinder herkömmlicher Bauart umfaßt einen zylindrischen Mantel 20. zwei an diesem Mantel befestigte Stirnplatten 22 und eine durch den Zylinder verlaufende und an dessen Stirnplatten befestigte zentrale Welle 24. Diese Welle ist im allgemeinen eine Gußkonstruktion und in zwei in der Mitte des Zylinders aneinandergeschraubten Teilen hergestellt. Die Enden der Welle sind als Lagerzapfen 26 ausgebildet; an das eine Ende schließt sich ein Stummel oder eine Verlängerung 28 an, auf der ein Zahnrad od. dgl. für den Antrieb des Zylinders befestigt ist. Damit die Welle auf ihrer großen Spannweite zwischen den beiden Lagern ausreichende Festigkeit besitzt, ist diese Welle in ihrem Querschnitt ziemlich massiv ausgebildet; durch die hohle Ausbildung des mittleren Teiles derselben wird eine wesentliche Gewichtsersparnis erreicht. Eine solche hohle Ausbildung erleichtert auch die Zu- und Abführung des Heizmittels, gewöhnlicherweise Dampfes, der in der Ausführungsform nach F i g. 1 auf der linken Seite in

5 6

die Welle eintritt, und durch geeignete Öffnungen 30 seiner dem Inneren des Zylinders zugekehrten Fläche im Außenrand der Zwischenwand 32 in den Raum als Verschraubungsflansch 50 ausgebildet. Zwischen zwischen Welle und Mantel einströmt. Diese Zwischen- den Stirnplatten verlaufen eine Vielzahl von schweren wand 32 trennt die Innenräume der zwei Wellenhälften. Ankerstangen 52, die an den einander gegenüber-Das Heizmittel wird aus dem Innenraum des Zylinders 5 liegenden Schraubenflanschen 50 der zylindrischen durch eine Abzugsvorrichtung entfernt, die nicht ein- Flansche 48 befestigt sind; Zweck dieser Flansche ist gezeichnet ist. Diese Abzugsvorrichtung leitet das es, die Ausbeulung der Stirnplatten zu beeinflussen Heizmittel durch das Ende der zentralen Welle auf und damit den Faktor auszuschalten, der, wie später der rechten Seite aus dem Zylinder heraus. gezeigt werden wird, an den höchsten Spannungen, Die Stirnplatten 22 sind als schalenförmige Ringe io die in dem Mantel der bisherigen Trockenzylinder ausgebildet und an ihren Kanten so bearbeitet, daß auftieten, hauptsächlich schuld ist, d. h. an den Span-Flansche 34 und 36 entstehen, die an der zentralen nungen, die an der Innenfläche des Mantels in der Welle bzw. an dem Zylindermantel befestigt werden. Nähe der Verbindung von Mantel und Stirnplatten In den F i g. 1 bis 3 ist eine bevorzugte Ausfüh- auftreten. Die Ankerstangen 52 sind zahlreich (zehn rungsform eines erfindungsgemäßen Trockenzylinders 15 nach Fig. 1) und in ihrem Querschnitt stark genug, dargestellt. Um der Klarheit der Darstellung willen um alle axialen Spannungen an der Stelle des zylinwurde, wie auch in Fig. 6, das innere Leitungs- drischen Flansches48 aufnehmen zu können, um zu system nicht eingezeichnet. Man erkennt als wesent- verhindern, daß sich die Stirnplatten 40 relativ zueinlichen Unterschied zwischen der Konstruktion eines ander in axialer Richtung verschieben und damit das herkömmlichen Zylinders und derjenigen nach F i g. 1 20 Biegemoment, das von den Stirnplatten auf den die Tatsache, daß die Stirnplatten des erfindungs- Mantel des Zylinders übertragen wird, in Grenzen gemäßen Zylinders miteinander durch eine Vielzahl zu halten.

von schweren Ankerstangen verbunden sind, die mit Die Zentralwelle 42 des erfindungsgemäßen Zylinihren Enden an nach dem Zylinderinneren hin vor- ders ist eine Gußkonstruktion und in zwei Teilen stehenden zylindrischen Flanschen der Stirnplatten 25 hergestellt, die in der Mittelebene des Zylinders befestigt sind. In Übereinstimmung mit den Vor- aneinandergeflanscht sind. Nächst den beiden Enden Schriften der A. S. M. E. (American Society of Me- ist die Welle mit je einem Schraubenflansch 56 auschanical Engineers) für feuerungslose Druckkessel gerüstet, an welchem die Stirnplatten 40 mittels einer mit einem Höchstdruck von 17,6 kg/cm² und einem Vielzahl von Schraubenbolzen starr befestigt sind. Die tatsächlichen Betriebsdruck von 8,8 kg/cm² wurde 30 Zentralwelle ist über jede der Stirnplatten hinaus verein Trockenzylinder dieser Bauart mit einem Durch- längert und in diesen Verlängerungen als Lagermesser von 3 600 mm, einer Mantellänge von 3660 mm zapfen 58 ausgebildet, so daß der Zylinder in geeig- und einer Mantelstärke von 41,3 mm geprüft. Die neten Lagern drehbar gelagert werden kann. Ein wirksamen Spannungen in Mantel und Stirnplatten Wellenansatz 60 auf der einen Seite des Zylinders ist wurden durch Dehnungsmessungen festgestellt, und 35 für die Anbringung eines Antriebszahnrades vores stellte sich heraus, daß sie reichlich innerhalb der gesehen. Wie auch bei den bisher üblichen Trocken-Betriebssicherheitsgrenzen liegen und daß der Zylinder zylindern ist die Zentralwelle hohl ausgebildet, so daß mit ausreichender Betriebssicherheit nach Wunsch das Heizmittel an einem Ende eingeführt und am noch bei höheren Drücken betrieben werden kann. anderen Ende der Welle abgeleitet werden kann. Die

Der Trockenzylinder nach Fig. 1 bis 3 umfaßt 40 beiden Kammern im Innern der Welle sind durch eine

einen dünnen, zylindrischen, äußeren Mantel 38, der Zwischenwand 62 voneinander getrennt, die in diesem

an seinen Enden mit verhältnismäßig flachen, ring- Fall als Einheit mit der einen der Wellenhälften ge-

förmigen Stirnplatten 40 verbunden ist; jede dieser gössen ist. Die Leitungssysteme für die Zuführung des

Stirnplatten ist an einer hohlen zentralen Welle 42 Heizmittels in das Innere des Zylinders und für die

befestigt; der Mantel endet auf beiden Seiten in 45 Ableitung aus diesem sind um der Klarheit willen in

Schraubenflansche, die so bearbeitet sind, daß sie mit die Zeichnung nicht eingetragen, da sie nicht zur

ähnlichen Flanschen der Stirnplatten zusammen- Erfindung gehören.

passen. Die feste Verbindung zwischen Mantel und Man sieht, daß auch bei der Ausführungsform nach

Stirnplatten ist durch eine Vielzahl von Bolzen 44 F i g. 1 die Welle 42 in der Nähe der Schrauben-

(s. Fig. 2) gewährleistet, die vom Inneren des 50 flansche56 und der Lagerzapfen58 sehr starkwandig

Mantels her in passende Bohrungen eingesetzt und und daher in axialer Richtung verhältnismäßig un-

durch Muttern auf der Außenseite der Stirnplatten elastisch ist, ebenso wie die Wellen der bisher üblichen

angezogen werden. Zur Erleichterung des Zusammen- Trockenzylinder.

baus ist auf dem Mantel im Innern des Zylinders in Die abgeänderte Ausführungsform des Zylinders

der Nähe der Schraubenflansche ein Schlüsselring 46 55 nach F i g. 5 umfaßt einen dünnen, äußeren Zylinder-

ausgebildet, der um den ganzen Mantel herum verläuft mantel 64, der an seinen Enden mit den ringförmigen

und mit den Schraubenköpfen im Eingriff steht und Stirnplatten 66 starr verbunden ist. Diese ringförmigen

so verhindert, daß sich diese beim Anziehen der Stirnplatten 66 sind in radialer Richtung bedeutend

Schrauben durch die Muttern verdrehen. schmäler als die Stirnplatten der Trockenzylinder nach

Jede der Stirnplatten40 weist eine Einstiegöffnung 60 Fig. 1 oder 6. Der Mantel64 ist an beiden Enden

auf, so daß das Innere des Zylinders zum Zwecke mit einem Schraubenflansch 68 versehen, der so

des Zusammenbaus und der Wartung leicht zugang- bearbeitet ist, daß er mit einem äußeren Umfangs-

lich ist. flansch 70 der Stirnplatten zusammenpaßt.

In bestimmtem radialen Abstand zwischen Mantel Die hohle Zentralwelle oder die Heizmittelleitung 72 und Achse des Zylinders — dieser Abstand ist ein 65 ist, verglichen mit dem Zylinder nach F i g. 1 und 6, wesentliches Erfindungsmerkmal — ragt ein kurzer etwas größer ausgebildet. Sie besteht aus drei Abzylindrischer Flansch 48 von der Stirnplatte aus nach schnitten, einem mittleren Abschnitt 74 mit einer andern Inneren des Zylinders. Dieser Flansch 48 ist auf gegossenen Zwischenwand 76, die den Innenraum der

Hohlwelle in zwei Kammern teilt, ganz ähnlich wie in den anderen dargestellten Zylindern, und zwei Endabschnitten 78. Die drei Abschnitte sind durch Schraubenverbindungen 82 aneinander befestigt. Die beiden Endabschnitte bestehen aus glocken- oder kugelförmigen Gußteilen 84, die auf ihrer Innenseite durch eine Vielzahl von Rippen 86 verstärkt sind. Diese Rippen verlaufen nach einer Nabe 88 hin. Es ist klar, daß die Verstärkungsrippen 86 die Wellenenden gegen Auslenkung in axialer Richtung unter Wirkung des inneren Drucks versteifen. Aus jedem Endabschnitt ragt ein Wellenstummel 90 heraus, der so bearbeitet ist, daß er einen Lagerzapfen 92 für die

Spannungen für die Anbringung der Stützkräfte in verschiedenen radialen Lagen und für verschiedene Kombinationen dieser Artsveränderungen mit anderen Konstruktionsfaktoren bestimmt. Diese mathematische Berechnung wurde, wie bereits gesagt, durch Spannungsmessungen an einem Trockenzylinder von voller Größe bestätigt, der in Übereinstimmung mit den F i g. 1 und 3 konstruiert wurde und jetzt im Betrieb steht. Im folgenden ist diese Spannungsanalyse erläutert.

Analyse der infolge des inneren Drucks auftretenden Kräfte und Spannungen

In F i g. 4 ist der Trockenzylinder nach Fig. 1 bis 3 in vereinfachter Form dargestellt. Entsprechende Teile

Lagerung des Zylinders in geeigneten, nicht eingezeichneten Lagern bildet. Der eine der Wellenstummel ist 15 der F i g. 4 sind mit gleichen Ziffern bezeichnet wie etwas langer als der andere, so daß auf ihm ein An- in den F i g. 1 bis 3. Der Mantel 38 ist ein Zylinder triebszahnrad od. dgl. montiert werden kann. mit dem Radius α und der Wandstärke t_a. Die Mittel-

Jeder der Endabschnitte 78 ist mit einem Flansch 94 welle ist ein innerer Zylinder mit dem Radius c und ausgerüstet, der so bearbeitet ist, daß er mit einem der Wandstärke t_c. Die Versteifungen 52 und die inneren Flansch 96 der Stirnplatten 66 zusammenpaßt, 2° kurzen zylindrischen Flansche 48 sind für die Analyse so daß die Stirnplatten an der zentralen Welle starr als Einheitszylinder 52—48 mit einem Radius b und befestigt werden können. einer Wandstärke r& vereinfacht dargestellt. Die Stirn-

Der Radius des Endabschnittes 78 der Welle 72, platte ist als flache Kreisplatte vom Radius α und der d.h. der Radius des inneren Schraubenkranzes ist Stärkerdargestellt, die in der Mitte als dicke, massive, innerhalb der abgeänderten Ausführungsform nach 25 unelastische Nabe mit einem Radius H^c ausgebildet Fig. 5 von besonderer Bedeutung, wie später erklärt
werden wird. Der Radius des mittleren Teiles der
Welle oder der Heizmittelzu- und -ableitung 72 kann
mit beträchtlichem Spielraum gewählt werden, solange
nur ihr Querschnitt groß genug ist, daß die Endab- 3°
schnitte 78 der Welle unter Druckeinwirkung keine
wesentlichen Verschiebungen erleiden, und solange die
Wellenden selbst starr genug sind.

In den F i g. 1 und 6 sind die Dampfstromverteiler und die Kondensatabsauggeräte um der Klarheit willen nicht eingezeichnet. Aber man wird verstehen, daß der Dampf in den Raum zwischen Mantel und Welle vom einen Ende der Welle her eintritt und daß das Kondensat gesammelt und durch das andere Wellenende abgeleitet wird.

Die bevorzugte Ausführungsform nach Fig. 1 bis 3 und die abgeänderte Form nach F i g. 5 beruhen auf der Erkenntnis, daß das wirksamste Mittel, um eine Zerstörung des Mantels zu vermeiden, darin besteht, die Stirnplatten durch ausreichende, unelastische Versteifungen miteinander zu verbinden und so zu verhindern, daß sich diese unter dem Innendruck in unerwünschter Weise ausbeulen, denn man hat festgestellt, daß die hohen Spannungen, die die Zerstörung des Versuchsmantels an dessen stirnseitigen Enden verursachten, auf ein Biegemoment in diesem Mantel zurückzuführen waren, das durch die Verbiegung der Stirnplatten verursacht wurde. Es zeigte sich jedoch, daß die bloße Verspannung der Stirnseiten nicht ausreicht; die Verspannungskräfte müssen, um im Sinne der Erfindung wirksam zu sein, an den Stirnplatten innerhalb einer bestimmten radialen Zone angreifen, nämlich in einer Zone, die 55 bis 95 % des Mantelradius beträgt; die Grenzen dieses Bereichs variieren

ist.

Neben dem einheitlichen inneren Druck ρ wirken auf die Stirnplatte 40 und auf die an ihr befestigten Zylinder 38, 52-48 und 54 folgende Kräfte:

Rc — axiale, pro Umfangseinheit von dem Zylinder 54 auf die Stirnplatte und umgekehrt ausgeübte Kraft (hier tritt kein Moment auf, da sich die Stirnplatte für r < H nicht verbiegt und da Druck und Temperatur sowohl auf der Innenseite als auch auf der Außenseite der Mittelwelle gleich sind);

Rb = axiale, pro Umfangseinheit von dem Stützzylinder 52—48 auf die Stirnplatte und umgekehrt ausgeübte Kraft;

Mb — radiales, pro Umfangseinheit von dem Zylinder 52—48 auf die Stirnplatte und umgekehrt ausgeübtes Biegemoment;

Ra — axiale, pro Umfangseinheit von dem Mantel 38 auf die Stirnplatte und umgekehrt ausgeübte Kraft:

Ma = radiales, pro Umfangseinheit von dem Mantel 38 auf die Stirnplatte und umgekehrt ausgeübtes Biegemoment;

Qa = radiale, pro Umfangseinheit von dem Mantel 38 auf die Stirnplatte und umgekehrt ausgeübte Schubkraft.

Ungeachtet der Gleichheit des Drucks zu beiden Seiten tritt eine radiale Schubspannung Qb (in F i g. 6 nicht eingezeichnet) infolge der Verbiegung der Stirnplatte auf. Qb wirkt sich jedoch auf die Spannungen in dem Mantel nur geringfügig aus und wurde deshalb etwas in Abhängigkeit von den folgenden Faktoren: 60 vernachlässigt. Die Berücksichtigung dieser Größe z. B. dem Grad der Biegsamkeit der Stirnplatten, den hätte die Berechnungen ohne bedeutenden Vorteil verschiedenen Dimensionen der Zylinder, den ver- gewaltig kompliziert.

wendeten Materialien und der Art der Einwirkung der Es ist möglich, bei jedem Satz von Bedingungen,

Verspannungskräfte. d. h. geometrischen Größen, Drücken, Temperaturen,

Der beste Ort oder die beste Zone für die An- 65 Werkstoffen usw. die oben angegebenen sechs Kräfte bringung der Verspannungskräfte wurde durch mathe- und Momente sowie die daraus resultierenden Spanmatische Berechnung der auf die Trommel wirkenden nungen zu ermitteln. Sie werden alle auf die AusKräfte und der aus diesen Kräften resultierenden lenkung der Stirnplatte bezogen, die in Abhängigkeit

_io

von dem Radius der Stirnseite durch die folgende Differentialgleichung dritter Ordnung ausgedrückt ist.

d ['· _d / dwi\] ₌ Q₁ „
dr [r ar V ar /J D '

In diesem Ausdruck ist:

Wi die axiale Auslenkung der Stirnplatte für beliebigen Radius r im Bereich /;

Qi die axiale Schubspannung in der Stirnplatte pro Umfangseinheit im Bereich i;

D die Biegefestigkeit der Stirnplatte;

ζ Bereich 1 oder 2 (s. F i g. 4); diese Bereiche _lg müssen getrennt betrachtet werden, da die axiale Schubspannung Qi und damit die Ablenkung wi in den beiden Bereichen verschieden sind.

Wenn man, um Ausdrücke für wi zu erhalten, die Gleichung (A) unter den Bedingungen der F i g. 4 ^o integriert, so treten drei Integrationskonstanten für jeden Bereich i auf. Die Berechnung der sechs Integrationskonstanten zusammen mit den sechs in F i g. 4 dargestellten Kräften und Momenten erfordert einen Satz von zwölf unabhängigen, simultanen alge- ^a5 braischen Gleichungen.

Hätte man die radiale Schubspannung Qb berücksichtigt, um ihre Größe und Wirkung genau zu bestimmen, so hätte sich die Zahl der simultanen Gleichungen von zwölf auf siebzehn erhöht.

Bei der Aufstellung der zwölf Bedingungen, die erfüllt sein müssen, verwendet man mit Vorteil eine Reihe von Symbolen, die in der folgenden Tabelle zusammengestellt sind:

35

Tabelle I

40

a = mittlerer Radius des Mantels (mm);

b = mittlerer Radius der zylindrischen Stütze (mm);

c — mittlerer Radius der Mittelwelle (mm);

H = Radius der starren Nabe (mm);

t_a = Wandstärke des Mantels (mm);

t_b — Wandstärke der zylindrischen Stütze (mm); te = Wandstärke der Mittelwelle (mm);

T = Wandstärke des deformierbaren Teils der Stirnplatte (mm);

r = Radius (laufende Koordinate) (mm);

L = Länge des Trockenzylinders, mitunter auch »Bahnbreite« genannt, (mm);

ρ — Innendruck (kg/cm²);
Qa — radiale, pro Umfangseinheit von dem Mantel

auf die Stirnplatte und umgekehrt ausgeübte Schubkraft (kg/mm);

Ra = axiale, pro Umfangseinheit von der Stirnplatte auf den Trockenzylinder und umgekehrt ausgeübte Kraft (kg/mm);

Rb — axiale, pro Umfangseinheit von der Stirnplatte auf den Versteifungszylinder b und umgekehrt ausgeübte Kraft (kg/mm);

Rc = axiale, pro Umfangseinheit von der Stirnplatte auf die Mittelwelle und umgekehrt ausgeübte Kraft (kg/mm);

Timoshenko, »Theory of Plates and Shells«, 1st Ed. 7th Impression, 1940, S. 58, Eq. 57.

ίο

Ma = von der Stirnplatte pro Umfangseinheit auf den Mantel und umgekehrt ausgeübtes Moment (kg mm/mm);

Mb = von dem Versteifungszylinder b pro Umfangseinheit auf die Stirnplatte und umgekehrt ausgeübtes Moment (kg mm/mm);
/ = Bereich / der Stirnplatte, wobei i = 1 oder 2

(s. Fig. 4);

Qi(r) = axiale Schubspannung pro Umfangseinheit in beliebigem Radius im Bereich i (kg/mm); = radiales Biegemoment in der Stirnplatte pro Umfangseinheit in beliebigem Radius r in dem Bereich i (kg mm/mm)

Afi(r)= -D

tangentiales Biegemoment in der Stirnplatte im Radius r und Bereich i

Mti(r) = -D

*s

(τ)

Auslenkung der Stirnplatte (in F i g. 4 nach rechts positiv gezählt) im Bereich i bei beliebigem Radius r (mm);
radiale Neigung der Stirnplatte im Radius r im Bereich i oder erste Ableitung nach r der Auslenkung;
zweite Ableitung nach r der Auslenkung;

radiale Auslenkung des Mantels im Abstand χ von der Stirnplatte (nach der Achse hin positiv gezählt) (mm);
Neigung der Mantellinie im Abstand χ von der Stirnplatte;

axiale Dehnung des Mantels pro Längeneinheit (mm/mm);
Elastizitätsmodul (kg/cm²);
Poissonsche Zahl;

Biegefestigkeit einer flachen Kreisplatte
ET*l\2(\-v*)\ *⁴
Biegefestigkeit eines Zylinders vom Radius K

a (χ) =

εζ =

E =

ν =

D =

Die =

^ßkl- -*■-*"·

wobei k = a, b oder c ist. *^β
= axiale Spannung in einem dickwandigen Zylinder vom Radius k (kg/cm²);

— radiale Spannung in der Oberfläche der

Stirnplatte (kg/cm^a);
= tangentiale Spannung in der Oberfläche der Stirnplatte (kg/cm²);

Ca = y-te Integrationskonstante für den Ausdruck der Stirnplattenauslenkung, wobei / = 1,2,3, /=1,2;
In = natürlicher Logarithmus,

Die zwölf Bedingungen, die gleichzeitig erfüllt sein müssen, sind die folgenden:

(1) Da die Stirnplatte im statischen Gleichgewicht ist, stehen dem inneren Druck/?, der auf die Stirnplatte wirkt, die Gegenkräfte des Mantels 38, der Ver-

*² Fußnote 1, S. 56, Gleichung 52.
*³ Fußnote 1, S. 56, Gleichung 53.

S. 3, Gleichung 3.

S. 391, Gleichung (f).

S. 392, Gleichung 229.

*⁴ Fußnote 1
*⁵ Fußnote 1
*⁶ Fußnote 1

309 777/182

steif ungen 52-48 und der
wichtserhaltend entgegen.
Es gilt

Zentralwelle 54 gleichge

+ 2ac /?_c— πα²ρ = 0. (1)

(2) Die Auslenkung der Stirnplatte an ihrer Verbindungsstelle mit dem Mantel 38 muß gleich der halben Längenänderung des Mantels infolge des Drucks und der wirksamen axialen Kraft sein. Es wurde gezeigt, daß in einem Zylinder, der nur inneren Druck unterworfen ist, für die Summe der radialen und der tangentialen Spannung gilt:

Kehrt man nun zu der ursprünglichen Voraussetzung zurück, daß die axiale Auslenkung der Stirnplatte an deren äußerem Rand gleich der halben Längenänderung des Mantels ist, so erhalten wir:

M'

1, r . a —

L 2Et₁₁.

(Ra — pav) .

(3 und 4) Die Auslenkung der Stirnplatte an ihrer Stoßstelle mit dem Versteifungszylinder 52-48 ist gleich der halben Längenänderung des Versteifungszylinders, ganz gleich ob die Auslenkung für den Bereich 1 oder den Bereich 2 berechnet wird. Es gilt daher:

*7

ata

Der verallgemeinerte Ausdruck des Hookschen und Gesetzes ergibt für die axiale Dehnung:

Sa =

Ct ta

*8

Da der Radius des Mantels sehr groß ist gegenüber seiner Wandstärke, kann letztere vernachlässigt werden und die Dehnungsgleichung vereinfacht sich zu:

e<t = -£— (Ra-ρ av).

2E

2E

Rb

2 p ν

th

2pv). (4)

(5) Die Auslenkung der Stirnplatte an ihrer Stoßstelle mit der massiven und nicht biegsamen Nabe und die axiale Verschiebung der gesamten Nabe sind gleich der halben Längenänderung der Mittelwelle oder des inneren Zylinders 54. Daher gilt:

W„r=H —

Damit ist die halbe Längenänderung des Mantels einfach:

(Ra- ρ α v) .

2Et₁

(6) Die radiale Auslenkung des Mantels 38 an seinen Stirnseiten ist gleich der Summe der Auslenkungen der Stirnplatte an der Verbindungsstelle mit dem Mantel infolge der radikalen Dehnung und der Verbiegung der Stirnplatte. Es gilt daher:

η £>[β*(ί + v)

*9

*10

(7) Die Neigung der Auslenkungskurve der Stirn- an seinem Ende ist also gleich dem negativen Wert der

platte am Übergang von dem biegsamen in den massiven 45 Neigung der Platte in ihrem äußeren Rand. Teil desselben ist Null, da die Verbindung starr und
die Narbe nicht biegsam ist. Es gilt daher: «'ι, _r^a = — w'i. (9)

Wir ^H = 0.

(7)

(8) Die Neigung der Stirnplatte im Bereich 1 für r = b ist dieselbe als die Neigung der Stirnplatte im Bereich 2 an der Stelle r = b. Es folgt:

W₁, _r=b —

(10) Das radiale Biegemoment in der Stirnplatte an deren äußerem Rand ist gleich dem angelegten radialen Biegemoment, d. h.

(9) Der Mantel und die Stirnplatte sind starr miteinander verbunden; der von ihnen eingeschlossene Winkel ist immer ein rechter; die Neigung des Mantels

60

*"· Timoshenko, Strength of Materials, Part II, 2nd Ed. Thirteenth Printing, 1952, S. 239, Gleichungen 201 und 202.

*^s Timoshenko, Theory of Elasticity, ist Ed., 7th Impression, 1934, S. 8.

*^a Timoshenko, Strenght of Materials, Part II, 2nd Ed., Thirteenth Printing, 1952, S. 236 bis 238.

*¹⁰ Transactions, ASME, Vol. 74, Aug. 1952, S. 1083 bis 1092, Watts and Lang.

M₁, r-a = Ma

(10)

(8)

(11) Das auf die Stirnplatte von dem Versteifungszylinder 52-48 ausgeübte Biegemoment muß gleich der Differenz zwischen den radialen Biegemomenten in den beiden Bereichen zu beiden Seiten des Versteifungszylinders sein. Daher gilt:

M₂, ,-=!) = M₁, rr- b

(H)

(12) Das von dem Versteifungszylinder 52-48 auf die Stirnplatte ausgeübte Moment wird auf die Neigung des Versteifungszylinders an dessen Ende bezogen und damit auf die Neigung der Stirnplatte an der Befestigungsstelle des Versteifungszylinders,

13

da die Neigung der einen den negativen Wert der Die Ausdrücke für die Auslenkungen, Neigungen

Neigung der anderen hat. Die Neigung des belasteten und Momente der Stirnplatte werden durch Inte-Endes eines Zylinders ist aber gegeben durch: gration der die Auslenkung erfassenden Gleichung (A)

bestimmt. Zunächst wird aber die longitudinale oder

■ _ Mb I _o ^₁₁ 5 axiale Schubspannung Qi pro Umfangseinheit in den

°'^b /J₆Z)₆ 2/Vl)₆" * Bereichen 1 und 2 als Funktion der von dem Ver

steifungszylinder 52-48 und der Mittelwelle 54 auf die

Da, wie bereits gesagt, die von dem Versteifungs- Stirnplatte ausgeübten Kräfte R ausgedrückt: zylinder auf die Stirnplatte ausgeübte Schubspannung

Q₀,b nicht wesentlich zu dem radialen Biegemoment io _ pnr^ — 2nbRb — 2ncR_c

beiträgt, also auch nicht zu der Spannung in dem ^¹ ~~ 2π~/"ι '

Mantel an dessen Enden, wird sie vernachlässigt, so daß die vorstehende Gleichung folgende Form erhält: _pr bR + cR

Mb ₁₅ ~~2~ T₁

PbDb _und

Mb = ßbD_bwo,b _n _ pjj__cRc

2 r " '

oder, da die Neigung des Versteifungszylinders an 20

seinem Ende den negativen Wert der Neigung der . , . , ^ .. , , ,. . , ,

Stirnplatte im Radius b hat, ^Auf Plüschen Gründen werden die vorstehenden

Gleichungen zusammengefaßt:

Mb= -ßbDbwi,_r=b. (12) ι

Die vorstehenden zwölf von einander unabhängigen Beziehungen, die als Funktionen der obenerwähnten wobei

zwölf Unbekannten dargestellt sind, d. h. der sechs Ψ_χ = bRb -\- cR_B,

Kräfte und Momente nach F i g. 4 sowie der sechs

Integrationskonstanten der die Auslenkung der Stirn- 30 Ψ₂ = cR_c.

platte in den beiden Bereichen erfassenden Gleichung

(A), können gleichzeitig gelöst werden und ergeben Dann erhält man durch Integration der Auslen-

Werte für die zwölf Unbekannten für jeden gegebenen kungskurvengleichung (A) nach Auflösung der Glei-Wert der Konstruktionsvariablen, z. B. der Wand- chungen (2), (3), (4), (5) nach der Auslenkung wj der stärke, Länge und Stoffart. 35 Stirnplatte:

^{Wl =}

Ähnlich wird die Neigung [Gleichungen (6), (7), (8), (9), (12)]:

und das radiale Biegemoment [Gleichungen (10) und (H)] ergibt sich zu:

dI^L^ + dI^q,. (15)

Die Auslenkung am Ende des Mantels [Gleichung (6)] ist gegeben durch den Ausdruck:

*12

^w»■=· = -ißhr^ißaM° ^{+ ßo)} - K - ii

und die Neigung des Mantels an seinen Enden [Gleichung (9)] wird daher:

wo,*=o = -_T w_Trr (2ßaM₀ + Q₀).*" (17)

— Z pa Va

Setzt man für wi, wu M<, W₀ und W₀ ¹ in die Glei-

*i, o· u c ο 1 o _M, ^, ■ u ύιλ chungen (1) bis (12) die in den Gleichungen (13) bis

*ⁿ Siehe Fußnote 1, S. 393, Gleichung 234. , ,,— ° _e J \ j ■· 1 · j t_ · _? n τ/γ _l

65 (17) gefundenen Ausdrucke ein und bringt alle Werte

*i2 siehe Fußnote 1, S. 393, Gleichung 233. _{auf die linke Seite der} Gleichungen, so daß auf der

*¹³ Siehe Fußnoten 7 u. 8, sich beziehend auf die Gleichung (2). rechten Seite O steht, so erhält man die aus Tabelle II * w Siehe Fußnote 1, S. 393, Gleichung 234. ersichtlichen Werte:

Tabelle II

O

O

C21

Cn (

1

O

-^23

63 4D

Rb j

abT

O

Variable

be

Ra

Ma

0

Qa

1

Mb

Konstanten

a

ι-

Cn

Ina

1

O

O

O

O

b

- (1 -- 21ηό)

/VC I

a

0

0

0

T 2D

0

Druck

0

Ο

O

In b

1

O

O

1 ν b*

O

a. - (1 -Ina)

C

L

0

0

0

0

2

+ 02

0

α2

O

O

O

O

1 b

O

L (1 — ln/Λ ■ - - 2 E tb

4 2

ΎΎ) 0—lna)

2 E ta

0

0

0

0

α* Lav

0

0

4

O

O

4

In 6

1

L 2 E ib

.... _ -J- ■■ ^ ■ In ο

0

0

0

0

4D + 2Eta

0

0

4

T 2a

O

4

InH

1

O

O

0

0

0

0

bl Lv (AD"" E

0

0

O

O

O

O

O

O

0

1 ißlDa

1 a T2 (a* -H*)

0

έ4 Lv 64 D E

0

+ 02

O

1 ' b

O

H 2

1 H

O

b D

acT

αν

0

2ßa Da \2D [a2 (1 + j·) + //2 (1 — v)\

0

H1 Lv ~64D E

0

0

αΤ

1 a

O

b 2

O

b D

8 Z) v* ^7

Eta

0

0

0

α3 T a*

0

0

4

1 —j1 a1

O

O

O

-j-%(X~ 2InH)

0

I 1 ft, A,

0

0

32 D Eta

0

0

O

!-.-.„

O

O

O

0

0

1

0

Hs 16 D

0

0 I

b 2

O

O

~2

O

iZ C (1 — 2 mi?) AD

0

\ 1 D

0

0

0

a '2

b 2

O

c \ 1 — ν 1 + ν d[ 4 + 2 lna

0

~~ ßbD

a3 Ϊ6 />

0 t

0

l+v " 2

0

0

16 D a~

l+v -j

I °

0

O

Ϊ6 K

Die zwölf horizontalen Zeilen der Tabelle II entsprechen von oben nach unten den Gleichungen (1) bis (12), wenn man in diese die Ausdrücke der Gleichungen (13) bis (17) einsetzt. Jede Spalte gibt die Koeffizienten einer der am Kopf der Spalten angegebenen zwölf Unbekannten, die Vorzeichen dieser Koeffizienten und die Koeffizienten der konstanten (den Einheitsdruck enthaltenden) Formel an; die dreizehnte Spalte entsteht dadurch, daß man alle Werte auf die linken Seiten der Gleichungen bringt. Gleichung (1) der Tabelle II liest man dann folgendermaßen :

sten — erhält man aus der Formel:

Ra

ta

σ A₀ = ±-~—g r-

(18)

wobei sich das obere Vorzeichen auf die Außenfläche des Zylindermantels und das untere Vorzeichen auf die Innenfläche des Zylindermantels bezieht. Dieselbe Formel kann zur Berechnung der axialen Spannungen in dem Versteifungszylinder b und in der Mittelwelle c verwendet werden, wobei das Moment in der letzteren, das auf den inneren Druck zurückzuführen ist, laut Annahme gleich Null ist.

Die radialen Spannungen in den Oberflächen der Stirnplatte an der Stoßstelle mit dem Mantel sind:

fz

(19)

In dieser Gleichung erkennt man die ursprünglich gegebene Gleichung (1) wieder, wenn ρ ein Einheitsdruck ist.

Wenn die zwölf Gleichungen der Tabelle II gelöst werden, kann man die verschiedenen interessierenden Spannungen des Trockenzylinders für jeden fegebenen inneren Druck dadurch berechnen, daß man die für den Einheitsdruck abgeleiteten Werte der Unbekannten mit dem tatsächlichen Druck multipliziert. Die axialen Spannungen — sie sind meistens am wichtigwobei sich wiederum das obere Vorzeichen auf die Außenfläche und das untere Vorzeichen auf die Innenfläche bezieht.

Die Spannungen in den Oberflächen der Stirnplatte an den übrigen Stellen kann man aus den Werten des durch Gleichung (15) gegebenen radialen Biegemoments Mi und des tangentialen Biegemoments Mu berechnen, die in die vorstehende Formel eingesetzt werden. Das tangentiale Biegemoment liefert der Ausdruck:

1 - ν

¹ +³" 2

'^tan=r Te"'^r I 4

Wenn, wie im vorliegenden Fall, die Aufgabe gestellt ist, den Mantel für den Trockenzylinder so dünn auszubilden, wie es mit den Sicherheitsvorschriften gerade noch verträglich ist, muß man die Spannungen in dem Mantel und damit die Faktoren, die zu diesen Spannungen beitragen, so klein wie möglich halten; die Ausbildung der anderen Teile, soweit sie nicht mit der Hauptaufgabe in Beziehung stehen, ist ein einfaches Problem der Dimensionierung dieser Teile in solcher Stärke, daß die Spannungen klein bleiben. Die relativen Auswirkungen von Veränderungen der Konstruktionsvariablen, die als Parameter in den Lösungen der zwölf Gleichungen gewählt sind, werden später diskutiert werden.

In der bisherigen Analyse wurde nur der Einfluß des inneren Drucks auf die Mantelspannungen betrachtet; dabei wurde auf die tatsächlichen Betriebsbedingungen keine Rücksicht genommen. Natürlich ist auch der Einfluß des Drucks allein von Bedeutung, da aus bestimmten Gründen der Fall auftreten kann, in dem ein Trockenzylinder zwar unter Druck steht, aber nicht als Trockner wirkt. Wenn jedoch eine relativ kalte, nasse Schicht an den Mantel herangeführt wird, so sinkt seine Temperatur verglichen mit den Temperaturen der übrigen Teile, z. B. der Stirnplatten, des Versteifungszylinders und der Mittelwelle, rapid ab. Bei einem Dampfdruck von 8,8 kg/cm² ist die Dampftemperatur (nasser Dampf oder gesättigter Dampf) annähernd 178⁰C; bevor die nasse Schicht sich über die Trommel legt, ist die Temperatur des Mantels auf seiner äußeren Oberfläche nur ein paar Grad niedriger als die auf seiner Innenfläche. Wenn sich die Schicht an den Zylinder legt, nimmt man einen Temperaturrückgang der Außenseite des Mantels von etwa 85° C an, so daß sich eine Durchschnittstemperatur von grob gerechnet 132⁰C ergibt.

In r j Ψ_{ -¹^- D Q₂= -d(- _Wi'

\r

(20)

Bei dieser Temperatur ist der Mantel in radikaler und in Längsrichtung wesentlich kleiner, als er es bei der Dampf temperatur von 178° C war, und da die Stirnplatten und die anderen Teile des Zylinders keine wesentliche Schrumpfung erleiden, so treten durch die Anpassung der übrigen Teile an den geschrumpften Mantel zusätzliche Spannungen in dem Mantel und in diesen anderen Teilen auf.

Analyse der Spannungen unter Betriebsbedingungen

Unter Betriebsbedingungen, d.h., wenn eine nasse Schicht auf der Oberfläche des Mantels anliegt, ist der Mantel 38 kühler und daher in seiner Länge kürzer und in seinem Durchmesser kleiner, als er es ohne diese nasse Schicht wäre. Die Länge der Versteifung 48 bis 52 (Fig. 4) bleibt im wesentlichen unverändert, ebenso die Mittelwelle 54. Daher werden die Ränder der Stirnplatten des Zylinders in axialer und ebenso in radialer Richtung nach innen gezogen; die letztere Zugwirkung ist sowohl an der Verdrehung der Ränder als auch an der radialen Schrumpfung des Mantels schuld. Im gleichen Ausmaß, in dem die Stirnplatte dieser Bewegung Widerstand leistet, wird sie selber durch Spannungen beansprucht und erzeugt außerdem in dem Mantel zusätzliche Spannungen, vor allem durch Biegemomente, teilweise aber auch infolge der Längsschrumpfung des Mantels; diese Spannungen sind weit höher als die Spannungen, die nur durch den Innendruck hervorgerufen werden. Wie jedoch später gezeigt werden wird, ist das durch die radiale Schrumpfung des Mantels hervorgerufene

*15 Timoshenko, Strength of Materials, Part I, 2nd Ed., Fourteenth Printing, Februar 1953, Chap. IV, S. 92, Gleichungen (60) u. ff.

309 777/182

19 20

Biegemoment demjenigen, der durch den Innendruck gelöst, und aus den Lösungen können die Spannungen und durch die Längsschrumpfung hervorgerufen errechnet werden, die allein auf die radiale Schrumpwird, entgegengesetzt, so daß die allein durch inneren fung des Mantels zurückzuführen sind. Druck hervorgerufenen Spannungen im Betriebs- Auch mit Rücksicht auf die Konstruktionspraxis zustand teilweise herabgesetzt werden. 5 sei darauf hingewiesen, daß die absolute Schrumpfung

Die axiale und radiale Schrumpfung des Mantels des Mantels mit der Temperatur sowohl als auch mit

unter Betriebsbedingungen können aus der Dimensio- der Länge sich ändert; man versucht daher die Span-

nierung des Mantels, aus dem thermischen Aus- nungen in einem ziemlich großen Temperaturdifferenz-

dehnungskoeffizienten des Mantelwerkstoffes (üb- bereich für einen speziellen Mantel zu bestimmen, um

licherweise Gußeisen) und der Differenz zwischen der i« den Bereich der Betriebsbedingungen festzulegen.

Manteltemperatur bei Dampffüllung ohne Papierstoff- Da es ein ungeheurer Aufwand wäre, für jede Tempe-

auflage und der Manteltemperatur unter Betriebs- ratur neue Lösungen der zwölf Gleichungen zu finden,

bedingungen berechnet werden. Wenn das Ausmaß wird die Halb-Langen-Schrumpfung für jede gegebene

der Schrumpfung bestimmt ist, können die Kräfte Mantellänge und andere Bedingungen für eine Tempe-

und Spannungen infolge dieser Schrumpfung nach 15 ratur berechnet. Der in Tabelle II aufgeführte

einer Reihe von Verfahren bestimmt werden, deren Schrumpfungsfaktor ist willkürlich zu 0,50 mm an-

man sich gewöhnlich für solche Probleme bedient. genommen. Betrachtet man die Lösungsprinzipien

Kehrt man z. B. zu den im vorstehenden an- von simultanen Gleichungen nach determinanten

geschriebenen Gleichungen zurück, so wird die axiale Verfahren, so erkennt man, daß, wenn der bekannte

Schrumpfung des Mantels in Gleichung (2) und die 20 Ausdruck, d. h. der Druckausdruck in den Glei-

radiale Schrumpfung des Mantels in Gleichung (6) chungen der Tabelle II. gleich Null ist, eine Ver-

durch einfache Addition oder Subtraktion je nach der änderung entweder der radialen oder _der axialen

Vorzeichenfestsetzung zu der axialen oder radialen Schrumpfung eine direkt proportionale Änderung in

Auslenkung infolge des inneren Drucks berücksichtigt; den Werten der zwölf Unbekannten zur Folge hat,

hierauf werden die Gleichungen nochmals gelöst und 25 die durch Lösung der Gleichungen für die Aus-

dadurch neue Werte für die zwölf Unbekannten er- Wirkungen entweder der radialen oder der axialen

halten. Aus den gewonnenen Werten können die Schrumpfung allein berechnet wird. Die Auswirkungen

Spannungen neu berechnet werden; die Rechnungen einer Veränderung entweder der axialen oder der

werden verschiedene Spannungen für einen gegebenen radialen Schrumpfung allein auf die zwölf Unbekann-

Satz von Betriebsbedingungen, Dimensionierungen, 30 ten, die durch irgendeine Lösung in Abhängigkeit

Werkstoff usw. des Zylinders ergeben. allein von einer solchen Schrumpfung bestimmt sind,

Es ist jedoch unter Umständen notwendig, die können ziemlich leicht durch direkte Proportional-

Wirkung des Temperaturabfalls in dem Mantel un- Setzung festgestellt werden, ohne daß eine neuerliche

abhängig von der Wirkung des inneren Drucks zu Lösung der zwölf Gleichungen notwendig ist.

untersuchen oder darüber hinaus die Wirkung der 35 Zur besseren Erklärung werden nochmals die im

Längsschrumpfung infolge des Temperaturabfalls in vorstehenden angegebenen Betriebsbedingungen heran-

dem Mantel getrennt von der Wirkung der radialen gezogen, d. h. ein Manometer, Dampfdruck von

Schrumpfung zu bestimmen. Infolgedessen versucht 8,8 kg/cm² und eine Dampftemperatur von annähernd

man, um die Konstruktionsdaten aneinanderreihen 178⁰C. Die Außentemperatur des Mantels ist aber

zu können, die Spannungen infolge der axialen und 40 jetzt durch die Berührung mit der nassen Faserstoff-

der radialen Schrumpfung unabhängig voneinander schicht etwa 85^r C. Die Durchschnittstemperatur des

und unabhängig von den allein infolge des inneren Mantels im Bereich der Berührung mit der nassen

Drucks auftretenden Spannungen zu untersuchen, um Schicht ist daher um 29 C niedriger als die Tempera-

die Ergebnisse kombinieren zu können, wenn man tür des von der nassen Schicht freien Trockenzylinders;

die Spannungen in einem Trockenzylinder beliebiger 45 die resultierende axiale Schrumpfung eines 3556 mm

Länge unter beliebigen Betriebsbedingungen unter- langen Trockenzylinders ist 0,89 mm. Die unter den

suchen will. vorliegenden Betriebsbedingungen allein durch die

Es werden also zur Bestimmung der Wirkung axiale Schrumpfung hervorgerufenen Spannungen axialer Mantelschrumpfung allein die bekannten Aus- werden dadurch gewonnen, daß man in die Gleichundrücke (Spalte 13 der Tabelle II) in den Gleichungen 50 gen (18) bis (20) diejenigen Werte einsetzt, die man (1) bis (12), welche die Koeffizienten des Einheits- durch Lösung der in Tabelle II aufgeführten Gleichundrucks sind, gleich Null gesetzt und das Ausmaß der gen erhält, wenn man ρ gleich Null und die axiale axialen Schrumpfung unter den gegebenen Bedingungen Schrumpfung gleich 0,5 mm setzt und die Lösungen in der Gleichung (2)* als bekannt eingesetzt. Wenn _{der Gleich mit dem Faktor} 35 _{= U1 multi}. die so abgeänderten zwölf Gleichungen gelost werden, 55 20 zeigt sich, daß auftretende Spannungen allein auf pliziert.

axiale Schrumpfung zurückzuführen sind und aus den . . , ,,,.., , · , ·

Gleichungen (18) bis (20) nach dem bereits beschrie- Auswirkung der Veränderung der wichtigen

benen Verfahren errechnet werden können. arame er

In ähnlicher Weise wird die Wirkung der radialen 60 Die vorstehende Analyse liefert die Mittel zur BeSchrumpfung allein dadurch bestimmt, daß man Stimmung der Spannungen an verschiedenen Punkten wiederum den bekannten Ausdruck einer jeden der des Trockenzylinders und gestattet daher dem Konzwölf Gleichungen gleich Null setzt und die radiale strukteur die wichtigsten Spannungen festzustellen, Schrumpfung als bekannt in die Gleichung (6)* ein- zu prüfen, ob diese Spannungen innerhalb der zusetzt. Die Gleichungen werden hierauf ein drittes Mal 65 lässigen Sicherheitsgrenzen liegen, und die beste Form

*) Die Richtung sowohl der radialen als auch der axialen Schrumpfung ist der Auslenkung, die positiv angenommen wird, entgegengesetzt, so daß die Auslenkung infolge Schrumpfung negativ ist. Da jedoch alle Ausdrücke in den Gleichungen der Tabelle II auf die linke Seite gebracht werden, wird auch der Ausdruck für die Schrumpfung positiv.

21 22

sowie die günstigste Anordnung der den Trocken- SpannungaufdieHälftederjenigenSpannungreduzierte, zylinder bildenden Teile zu bestimmen. die allein auf den Innendruck zurückzuführen war; Wie bereits ausgeführt, wurde durch die Versuchs- gleichzeitig trat eine Änderung des optimalen Radius weise Zerstörung eines dünnwandigen Trockenzylin- der Versteifung ein, der in diesem Falle bei 70 % des ders von großem Durchmesser und hierauf durch 5 Mantelradius liegt. Aus Fig. 7 geht hervor, daß die Span-Dehnungsstreifenmessungen und schließlich durch nungskomponente, die durch die axiale Schrumpfung Berechnung festgestellt, daß bei den bisher üblichen des Mantels hervorgerufen wird, das gleiche Vorzeichen Trockenzylinderkonstruktionen, in denen der Mantel hat wie diejenige, die auf den Innendruck zurückgeht, dünnwandiger ist als die Stirnplatte, die größten und daß mit abnehmender Biegsamkeit des außerhalb Spannungen in dem Mantel an dessen Innenfläche, und io der Versteifung liegenden Teiles der Stirnplatte, d. h. zwar unmittelbar an oder in der Nähe der Stoßstelle mit zunehmendem Radius der Versteifung die Größe von Mantel und Stirnplatte auftreten. der der axialen Schrumpfung zuzuschreibenden Span-

Um die Auswirkung der Lage- und Größenver- nungskomponente wesentlich größer wird,

änderung derjenigen Bauteile, über die der Konstruk- Ebenso erhellt aus der F i g. 7 die Tatsache, daß die

teur frei verfügen kann, auf diese Spannung zu er- 15 radiale Kontraktion des Mantels die entgegengesetzte

mitteln, muß man, nachdem man die Konstruktions- Wirkung hat, da sie versucht, den Wirkungen sowohl

konstanten, also etwa die Länge des Trockenzylinders, des Innendrucks als auch der axialen Schrumpfung des

den Durchmesser, die Mantelstärke u. a. gewählt hat, Mantels zu begegnen. Sie wird ebenfalls größer, wenn

das vorstehende Gleichungssystem (1) bis (12) mehr- der Radius b der Versteifung größer wird, aber in

mais lösen und dabei als Parameter die Größe und 20 einem geringeren Maße.

geometrische Anordnung derjenigen Elemente wählen, Da der Trockenzylinder zuweilen auch ohne die die von dem Konstrukteur verändert werden können. nasse Papierstoffauflage betrieben wird, müssen beide Zum Beispiel wurde in einem Trockenzylinder der be- Bedingungen untersucht werden. Es wird angenommen, vorzugten Bauart der Radius b des Versteifungs- 1060 kg/cm² seien die zulässige Betriebsspannung in Zylinders variiert, während die übrigen Variablen kon- 25 einem Mantel aus Gußeisen mit einer Festigkeit von stant gehalten wurden. In ähnlicher Weise wurden die 4240 kg/cm²; die Versteifung erzeugt wieder ein beAuswirkungen von Veränderungen des Nabenradius H, friedigendes Resultat (s. Fig. 7), wenn ihr Radius der Stirnplattenstärke T, des Mantelradiusa u.a. zwischen 55 und 90% des Mantelradius liegt; die einzeln bestimmt, während die übrigen Variablen kon- untere Grenze dieses Bereichs ist durch die Spannungen stant gehalten wurden. 30 bestimmt, die vom inneren Druck allein hervorgerufen Im Spezialfall eines Trockenzylinders der bevorzug- werden, die obere Grenze durch die Gesamtspannung ten Bauart mit einem Mantelradius von 1829 mm, im Betriebszustand. Wie gezeigt werden wird, können einer Länge oder Bahnbreite von 3556 mm, einer durch Veränderungen bestimmter Konstruktions-Mantelstärke von 38 mm, einer Stirnplattenstärke von faktoren diese Grenzen nach oben und unten ver-76 mm, einer Versteifungszylinderstärke von 76 mm, 35 schoben werden, so daß der Bereich erweitert oder einer Wellenstärke von 89 mm, einem Nabenradius eingeengt wird.

von 508 mm und einem Wellenhalbmesser von weniger So zeigt z. B. F i g. 7 die Auswirkung einer Verals 508 mm, wurde der Radius b des Verstärkungs- längerung des Trockenzylindermantels bei Konstantzylinders in Schritten von je 127 mm von 635 mm bis haltung aller anderen Bedingungen. Die Kurven der zu 1651 mm verändert; die Spannungen in dem Mantel 40 Gruppe B und der Gruppe C stellen die unter gleichen an seiner Stoßstelle mit der Stirnplatte wurden für Bedingungen in sonst vollkommen identischen Trokjeden Variationsschritt berechnet. Es wurde nicht nur kenzylindern mit einer Zylinderlänge von 4572 bzw. die Wirkung des inneren Drucks auf die Spannungen 6100 mm hervorgerufenen Spannungen dar. Der Veran den kritischen Stellen in dem Mantel berücksichtigt, lauf dieser Kurven zeigt, daß eine Verlängerung des sondern auch die Wirkung der Stirnplattenschrumpfung 45 Mantels des Zylinders nur geringen Einfluß auf die auf diese Spannungen, die dann eintritt, wenn der durch den inneren Druck und durch die radiale Mantel durch die nasse Faserstoffschicht unter Be- Schrumpfung des Mantels hervorgerufenen axialen triebsbedingungen abgekühlt wird. Mantelspannungen hat, daß aber die Wirkung auf die Die axiale Spannung in dem Mantel an seiner Spannungen infolge der axialen Schrumpfung sehr erInnenfläche in der Nähe der Stirnplatte ist für einen 50 heblich ist. Schuld daran ist die Tatsache, daß bei zu-Innendruck von 8,8 kg/cm² in der Gruppe A der nehmender Mantellänge auch die absolute Schrump-F i g. 7 als Ordinate in Abhängigkeit von dem als fung in axialer Richtung zunimmt mit der Wirkung, Abszisse aufgetragenen Radius b der Versteifung auf- daß zusätzliche Biegemomente an der Stirnplatte und getragen, wobei die letztere in Prozenten des Mantel- damit auch in dem Mantel auftreten und die Biegeradius dargestellt ist. Die Komponenten der axialen 55 spannungen erhöht werden. Wie F i g. 7 zeigt, wird Mantelspannungen, die allein auf Innendruck, axiale die untere Grenze des Optimalbereiches für den Ra-Mantelschrumpfung und radiale Mantelschrumpfung dius b der Versteifung mit zunehmender Länge des zurückgeführt werden, sind in ausgezogenen Kurven Zylinders nicht geändert, wohl aber muß die obere voneinander getrennt dargestellt, während die resul- Grenze dieses Bereiches bei einer Bahnbreite von tierende Spannung gestrichelt eingetragen ist. Aus 60 6100 mm auf 80% des Mantelradius zurückgenommen dieser graphischen Darstellung erkennt man, daß die werden, um die axiale Spannung von 1060 kg/cm² Komponente der axialen Mantelspannung, die allein unter Betriebsbedingungen nicht zu überschreiten, auf den inneren Druck zurückzuführen ist, ihren Die allein auf die axiale Schrumpfung zurückzu-Minimalwert dann erreicht, wenn der Radius b der führende Spannungskomponente ist zwar wesentlich Versteifung etwa 78 % des Mantelradius α ausmacht, 65 höher als die resultierende Spannung an der oberen daß aber die durch zusätzliche Biegungen erzeugte Grenze des Bereiches. Sie hat aber keine Sonderbe-Mantelschrumpfung im Falle der Aufbringung einer deutung, da sie nicht ohne die entgegenwirkende Bekalten Faserstoifsschicht auf den Zylinder die besagte gleiterscheinung der radialen Schrumpfung auftritt.

Die Vergleichskurven der F i g. 7 zeigen also klar, daß bei Verlängerung des Trockenzylinders die resultierende Spannung im Betriebszustand ebenfalls wesentlich zunimmt und daß der optimale Wert für den Radius der Versteifung zurückgeht, nämlich auf etwa 62 bis 63% des Mantelradius von 1829 mm für eine Trockenzylinderlänge von 6100 mm.

Die Veränderung der in dem Mantel auftretenden axialen Spannungen bei Variation des Radius b legt

gleichen sind wie die Kurven der Gruppe A in den F i g. 7 und 8 und nur in einem kleineren Maßstab gezeichnet sind. Die zugrunde gelegten inneren Drücke, von denen diese Spannungen erzeugt werden, sind jedoch nicht in allen Fällen die gleichen, sondern so berechnet, daß sie die nach den ASME-Vorschriften zulässigen höchsten Ringspannungen von 10% der äußersten Werkstoffestigkeit ergeben.
Der verwendete Werkstoff ist in jedem Fall Guß-

die Vermutung nahe, daß die axialen Spannungen in "> eisen hoher Festigkeit von annähernd 4240 kg/cm², dem Mantel von dem Grad der Biegsamkeit der Stirn- Eine Ringspannung von 424 kg/cm² würde also einen platte wesentlich beeinflußt werden und daß die Größe
der Biegespannungen in dem Mantel in axialer Richtung infolge der Verbiegung der Stirnplatte und der

Höchstdruck zulassen, der für einen Zylinderradius von 1829 mm bei 8,8 kg/cm² und für einen Zylinderradius von 5079 mm einen Dampfdruck von3,16kg/cm²

Ausdehnung des Mantels unter Druck oder infolge *5 gestattet. In beiden Fällen ist eine Wandstärke des

des zusätzlichen Biegemoments der Stirnplatte infolge axialer Schrumpfung des Mantels weitaus höher sein kann als die der Ringspannungen, die als eines der Kriterien der ASME-Vorschriften bei der Bestimmung

Mantels von 38 mm zugrunde gelegt. Bei diesen Dampfdrücken liegen die Temperaturdifferenzen zwischen dem Dampfdruck und der durchschnittlichen Manteltemperatur unter Betriebsbedingungen bei 29 ⁰C

der Betriebssicherheitsbedingungen zugrunde gelegt 2° im Falle des Drucks von 8,8 kg/cm² und bei 12⁰C im

sind. Es ist daher angebracht, die Wirkung von Veränderungen derjenigen Konstruktionskonstanten, die die Biegsamkeit der Stirnplatte beeinflussen, auf die Mantelspannungen zu untersuchen.

Falle eines Druckes von 3,16 kg/cm². Ungeachtet dieser Unterschiede ist im großen und ganzen die Wirkung einer Vergrößerung des Trockenzylinderhalbmessers und damit des Halbmessers der Stirn-

F i g. 8 ist eine graphische Darstellung einer 25 platte der Wirkung einer Verringerung der Stirn-Gruppe von Kurven, die denen der F i g. 7 ähnlich plattenwand stark ähnlich. Insbesondere werden die

axialen Spannungskomponenten an der Innenfläche des Mantels, die auf axiale und radiale Schrumpfung des Mantels zurückzuführen sind, bei größeren stärke von 38 mm, einer Zylinderlänge von 3556 mm 3o Mantelradien ganz wesentlich verringert, aber die und einem Naßdampfdruck von 8,8 kg/cm² auf die Kurven werden flacher, und die optimale Lage der

Versteifung läßt sich nicht mehr so gut bestimmen. Die Komponente der axialen Spannung infolge des inneren Drucks jedoch ändert sich rapid mit einer 35 Lageveränderung der Versteifung, und während die minimale Spannungskomponente, die allein auf den Druck zurückzuführen ist, geringer wird, wenn der Radius des Trockenzylinders zunimmt, ist die Spannungsvariation bei Veränderung der Lage der Ver-Druck und auf die axiale und radiale Schrumpfung 40 steifung in großen Zylindern viel ausgeprägter und der des Mantels des Trockenzylinders zurückzuführen Optimalbereich des Radius b eingeengt. Zum Beispiel sind, die in allen übrigen Stücken mit den Trocken- liegt der Wert von b in einem Trockenzylinder von zylindern der Gruppe A identisch sind, in denen nur 5079 mm in einem Bereich von 70 bis 95 % des die Wandstärke der Stirnplatte 63,5 bzw. 50,8 mm Mantelradius, wobei die besten Ergebnisse dann betrug. Diese Kurvengruppe zeigt, daß bei dünneren 45 erreicht werden, wenn b etwas mehr als 85 % des

sind, die aber die Auswirkung von Wandstärkenänderungen der Stirnplatte eines Trockenzylinders mit einem Mantelradius von 1829 mm, einer Mantelaxialen Mantelspannungen darstellen. Für alle Fälle war der Radius H der unbiegsamen Nabe der Stirnplatte ebenso wie im Fall der Kurven der F i g. 7 508 mm. Die Kurven der Gruppe A der F i g. sind identisch mit denen der GruppeA der Fig. 7. Die Kurven der Gruppen B und C der F i g. 8 zeigen die resultierende axiale Spannung und der Komponenten dieser Spannung, die auf den inneren

Mantelradius ausmacht. Außerhalb dieses Bereichs nehmen die Spannungen rapid zu.

Abänderungen der bevorzugten Ausführungsform

Die vorliegende Diskussion führt zu folgendem Schluß: Da die Biegung der Stirnplatte infolge des inneren Drucks einer der Hauptfaktoren bei der Entstehung der hohen Mantelspannungen, d. h. der axialen Spannungen, die in dem Mantel an seiner

und daher biegsameren Stirnplatten der optimale Wert des Radius b zunimmt und daß die minimale resultierende Spannung etwas größer ist. Die minimale Spannungskomponente, die allein auf den inneren Druck zurückzuführen ist, ist etwas geringer geworden. Wenn auch die Wertgrenzen des zulässigen Bereiches für den Radius b bei abnehmender Wandstärke der Stirnplatte schärfer werden, dadurch, daß die Spannungsänderung bei Änderung des Radius b rascher

erfolgt, wird der zulässige Bereich wenig verändert, 55 Stoßstelle mit der Stirnplatte auftreten, ist, kann diese da die untere Grenze wiederum bei etwa 60 % und die Spannungskomponente verringert oder ganz elimiobere Grenze bei etwa 90% des Mantelradius liegt, niert werden, wenn man die Biegung der Stirnplatte wenn die Wandstärke der Stirnplatte auf 50,8 mm ausschaltet; und dies ist möglich. Betrachtet man z. B. reduziert wird. die schematische Darstellung der Fig. 4, so stellt man

Die Auswirkung von Veränderungen des Zylinder- 60 fest, daß durch Vergrößerung des Radius H der radius sind ähnlich den Auswirkungen infolge von starren Nabe der Stirnplatte 40 die Breite des übrig-Veränderungen der Wandstärke der Stirnplatte. Dies bleibenden, verhältnismäßig dünnen äußeren Ringes zeigt F i g. 9, in der eine Gruppe von Kurven, die verringert und damit seine Biegsamkeit herabgesetzt denen der F i g. 7 und 8 ähnlich sind, dargestellt ist; wird. Begreiflicherweise könnte diese Annäherung bis die Kurven A, B, C und D stellen die axialen Span- 65 zu dem Extrem der starren Stirnplatte getrieben nungen in den Innenflächen der Mäntel von Trocken- werden. Wäre nur der innere Druck zu berücksichtigen, zylindern mit 1828, 2540, 3810 bzw. 5080 mm Radius so wäre ein solche Lösung möglich. Unter den tatdar, wobei die Kurven der Gruppe^ wiederum die sächlichen Betriebsbedingungen jedoch, unter denen

der Mantel der Kühlung und Schrumpfung unterworfen ist, verhindert das entgegengesetzt gerichtete Biegemoment in dem Mantel, das eine Folge der radialen Kontraktion ist, eine solche Lösung.

Man hat jedoch entdeckt, daß die Spannungen in den kritischen Bereichen des Mantels 38 (F i g. 2) ausreichend niedrig gehalten werden können, wenn man die massive zentrale Nabe der Stirnplatte 40 bis in den Bereich, der als günstigster Ort für die Anbringung der Versteifung in der bevorzugten Ausführungsform des Trockenzylinders erkannt wurde, hinaus ausdehnt und die Versteifung 52,48 mit der Mittelwelle zusammenlegt in Form einer zentralen Welle, die massiv genug ist, um die Funktionen beider zu übernehmen. Das Ergebnis dieser Abwandlung ist die Ausführungsform der F i g. 5. In dieser Anordnung werden tatsächlich nach innen gerichtete Stützkräfte auf den biegsamen Teil der Stirnplatte an der richtigen Stelle übertragen, und zwar durch den starren Teil der Stirnplatte statt durch die Versteifung 52,48, die in der bevorzugten Ausführungsform verwendet wurde.

Wie jedoch noch gezeigt werden wird, bedeutet der Verlust der Biegsamkeit der Stirnplatte innerhalb des Bereiches, in dem die Versteifungskräfte angreifen, ein verändertes Verbiegungsbild der Stirnplatten und etwas höhere Spannungen in dem Mantel. Das Minimum der Mantelspannungen tritt jedoch ein, wenn der Radius H der zentralen Nabe annähernd ebenso groß ist wie derjenige Radius, der sich in bevorzugter Ausführungsform für den Versteifungszylinder als der günstigste erwiesen hat.

Das vorstehende, in Verbindung mit der bevorzugten Ausführungsform dargestellte analytische Verfahren ist auch anwendbar bei der Untersuchung der abgeänderten Ausführungsform, in welcher der Korrektureinfluß auf die Biegung des flexiblen Teils der Stirnplatte 40 von der Versteif ung 52,48 auf den starren Nabenteil derselben übertragen wird, wenn der Radius // des letzteren vergrößert wird. Wenn der Radius H gleich dem Radius b des Versteifungskreises wird, so beeinflußt die Versteifung die Biegung des flexiblen äußeren Teils der Stirnplatte nicht mehr und kann dann, da er ja nur mehr zur Übertragung der axialen Kraft auf die starre Nabe beiträgt, aus praktischen Gründen mit der Welle in beliebiger Weise vereinigt werden. Die Spannungsanalyse ist dann erheblich vereinfacht, insofern, als durch die Weglassung der Versteif ung 52,48 das Biegemoment Mt> und die axiale Kraft Rb in die axiale Kraft R_c eingehen und deshalb eliminiert werden können. Darüber hinaus wird die axiale Schubspannung in den Stirnplatten gleichmäßig in deren gesamten flexiblen Teilen und die beiden Bereiche derselben, die vorher durch die Versteifung 52,48 definiert waren, fallen in einen Bereich zusammen, so daß drei Integrationskonstante in dem Ausdruck für die Auslenkung der Stirnplatten eliminiert sind. Das Gleichungssystem reduziert sich auf sieben Unbekannte.

Betrachtet wird die F i g. 4 und die Tabelle II: Wenn die Versteifung 52,48 als solche in dem System wegfällt, so fallen die Gleichungen (3), (4), (8), (11) und (12), die sich alle auf Wirkungen der Versteifung beziehen, aus dem System heraus, und es bleiben sieben simultane Gleichungen mit sieben Unbekannten. Durch Lösung dieser Gleichungen lassen sich die Momente und Kräfte, die infolge des inneren Drucks und der Abkühlung des Mantels unter Betriebsbedingungen auf den Mantel übertragen werden, bestimmen.

Die Kurven der Gruppe A der Fig. 10 zeigen mehrere Lösungen der sieben Gleichungen eines gußeisernen Trockenzylinders abgeänderter Bauform, wie sie F i g. 5 zeigt, deren Länge 3556 mm, deren Radius 1830 mm, deren Mantelstärke 38 mm und deren relativ dünner, biegsamer Stirnplattenteil 76 mm stark ist. In dieser Figur sind die an der Innenseite des

ίο Mantels unter Betriebsbedingungen bei einem Innendruck von 8,8 kg/cm² auftretenden Spannungen als Koordinaten in Abhängigkeit von dem Radius H der starren zentralen Nabe aufgetragen. Wie im Fall der F i g. 7 bis 9 ist die Abszisse in Prozenten des Mantelradius dargestellt.

Die Kurven der Gruppe A zeigen, daß die in dem Mantel allein unter der Wirkung des inneren Drucks auftretenden Spannungen dann ein Minimum annehmen, wenn der Radius H der starren Nabe angenähert 70% des Mantelhalbmessers ausmacht und daß unter Betriebsbedingungen, d. h., wenn eine nasse Faserstoffschicht über den Trockenzylinder geführt ist, die Spannungen an der Innenfläche des Mantels ungefähr auf die Hälfte reduziert sind. Darüber hinaus bewirkt die Schrumpfung des Mantels, daß der optimale Wert für den Radius H auf etwa 62 % des Mantelradius reduziert ist.

Durch Vergleich der Darstellungen der Fig. 10 z. B. mit denjenigen der F i g. 8 erkennt man, daß das spannungsmäßige Verhalten in den beiden Ausführungsformen, der bevorzugten und der abgeänderten Ausführungsform, ganz ähnlich ist, daß aber der optimale Wert für den Radius H in der abgeänderten Form für beide Betriebsbedingungen, d. h. für einen Zylinder mit und ohne feuchter FaserstofFauflage, etwas höher ist als in der bevorzugten Ausführungsform. Der Unterschied ist jedoch gering; ebenso die Differenz der Mantelspannungen, die dann auftreten, wenn die Radien in den beiden Ausführungsformen Optimalwert haben. Angenommen, 1860 kg/cm² sei die erwünschte Höchstspannung, so liegt der zulässige Bereich von H für Stirnplatten von 76 mm Wandstärke zwischen etwa 60 und 90 und mehr Prozent und ist also vergleichbar mit dem angegebenen Bereich für Stirnplatten der Wandstärke 76 mm in der von den F i g. 7 und 8 dargestellten, bevorzugten Ausführungsform.

Betrachtet man nochmals die Kurven der Gruppe A in F i g. 10, so stellt man fest, daß die auf den inneren Druck und die axiale Kontraktion des Mantels zurückzuführenden Spannungen an der Innenfläche des Mantels scharf abfallen, wenn der Radius H 85 % des Mantelradius überschreitet, d. h., die resultierende Spannung an der Innenfläche wird bei Betriebsbedingungen von einer Zugbeanspruchung zu einerDruckbeanspruchung, wenn sich die Größe des Halbmessers H dem Mantelradius nähert. Wenn jedoch der Radius H sich dem Mantelhalbmesser nähert, werden die Druckspannungen an der Außenfläche des Mantels zu Zugspannungen, die sehr rasch äußerst hoch werden, wie im folgenden gezeigt werden wird.

Die Kurven der Gruppen B und C des Kurvensystems der Fig. 10 stellen die Wirkung einer Verringerung der Wandstärke des dünnen, verhältnismäßig biegsamen äußeren Rings der Stirnplatten von jeweils 25,4 mm zwischen 76,2 mm (Gruppe Λ) und 25,4 mm (Gruppe C) auf die Spannungen an der Innenfläche des Mantels dar. Vergleicht man das

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Gesamtkurvensystem der Fig. 10 mit dem Kurvensystem der Fig. 8, so stellt man fest, daß die Wirkung einer erhöhten Biegsamkeit der Stirnplatte in beiden Ausführungsformen der Erfindung die gleiche ist, nämlich diejenige, daß der Bereich des Optimalwertes von H und b höher gelegt und eingeengt und gleichzeitig die Spannungen an den kritischen Stellen des Mantels infolge der stärkeren Biegung der Stirnplatte unter dem inneren Druck erhöht wird.

Ein direkter Vergleich der beiden Ausführungsformen der Erfindung ist in Fig. U durchgeführt; die Kurven der Fig. 11 sind von ähnlicher Art wie diejenigen der F i g. 7 bis 10, sie zeigen aber auch den Einfluß einer Erhöhung des Radius H der starren Stirnplattennabe auf die Mantelspannungen und auf den Optimalwert des Radius b der Versteifung in der bevorzugten Ausführungsform. Die Kurven der Fig. U beziehen sich auf Trockenzylinder mit den gleichen Gesamtabmessungen, wie sie diejenigen der Gruppe A der F i g. 7 bis 10 haben, d. h. mit einer Mantellänge von 3556 mm, einem Mantelradius von 1830 mm, einer Mantelstärke von 28,1 mm, einer Wandstärke des biegsamen Ringes der Stirnplatte von 76 mm; die in Fig. 11 aufgetragenen Spannungen entsprechen einem inneren Druck von 8,8 kg/cm². Die ausgezogenen Kurven der Fig. 11 zeigen die Variation der drei Komponenten bei axialer Spannung an der Innenfläche bei Abwesenheit einer Versteifung und unter Veränderung des Halbmessers H der starren Nabe. Die oberste gestrichelte Kurve zeigt die unter den gleichen Bedingungen auftretende resultierende Spannung, die von der obersten gestrichelten Linie ausgehenden gestrichelten Kurven geben die Spannungen in den Mänteln von Trockenzylindern bevorzugter Ausführungsform mit verschiedenen Radien H an; diese Radien sind durch die Lage des Ausgangspunktes der Kurven gegeben; in den Kurven wird der Radius b der Versteifung zwischen dem ausgewählten Wert von H und dem Radius des Mantels variiert. Die Kurven zeigen, daß die gesamte axiale Spannung unter Betriebsbedingungen in Trockenzylindern mit einer Nabe, deren Radius H etwa 70% des Mantelradius beträgt, durch zusätzliche Stützkräfte wesentlich herabgesetzt werden kann. Diese Stützkräfte werden durch eine Versteifung oder eine äquivalente Konstruktion der bevorzugten Ausführungsform zufolge ausgeübt.

Die F i g. 13, 14 und 15 gestatten den Vergleich der bevorzugten und der abgeänderten Ausführungsformen eines Trockenzylinders (Fig. 1 bzw. 5) mit einem Trockenzylinder der bekannten Bauart. Die Fig. 13 zeigt die Auslenkung der Stirnplatten und des Mantels eines gußeisernen Zylinders, der der nach F i g. 1 entspricht und einen Radius von 1830 mm, eine Mantelstärke von 38 mm und eine Stirnplattenstärke von 76 mm hat. Die Dimensionen der Stirnplatte und des Mantels sind maßstäblich gezeichnet. Das untere Ende der Stirnplatte ist der Punkt, wo diese an der Mittelwelle befestigt ist (Schraubenflanschradius). Der Verlauf des Mantels ist für eine Strecke von 508 mm von der Stirnplatte aus nach der Zylindermitte hin gezeichnet. Zur besseren Darstellung sind die Auslenkungen der Stirnplatte und des Mantels übertrieben gezeichnet mit dem Erfolg, daß auch der Winkel, um den der äußere Rand der Stirnplatte infolge der Biegebeanspruchung des Mantels und der Stirnplatte gedreht ist, übertrieben erscheint.

Die Darstellung bei A gibt den Verlauf der Auslenkung bei einem Dampfdruck von 8.8 kg/cm² (Temperatur 178C) wieder: die ausgezogene Bezugslinie gibt den Verlauf der Mantel-Stirnplatten-Stoßstelle bei einer Temperatur von 178° C ohne Druck- differenz zwischen dem Innenraum und dem Außenraum des Zylinders wieder. Man erkennt, daß der Mantel mit umgekehrter Krümmung verbogen wird, wenn unter Innendruck der Mantel ausgedehnt und die Stirnplatte verformt wird, so daß die Spannungen, insbesondere die Spannungen an der Innenfläche des Mantels an der Stoßstelle von Mantel und Stirnplatte, kritisch geprüft werden können.

Die gestrichelte Darstellung bei B gibt den Verlauf der Zylinderbeanspruchung bei einem Druck von 8,8 kg/cm² wieder, wenn nur der Mantel durch Auflegen einer nassen Faserstoffschicht auf eine mittlere Temperatur von 132 C gekühlt ist. Unter dieser Betriebsbedingung schrumpft der Mantel, wie bereits dargelegt, in Längsrichtung und in radialer Richtung zusammen und übt, wie bei B gezeigt, ein zusätzliches Biegemoment auf die Stirnplatte des Zylinders aus. Die Biegung des Mantels ist jedoch, wie aus dem Verlauf B ersichtlich ist. etwas zurückgegangen mit der Folge, daß auch die resultierende Spannung geringer geworden ist (s. F i g. 7, gestrichelte Kurvet). Die Kurven A und B der Fig. 14 zeigen die Auslenkung von Stirnplatte und Mantel eines gußeisernen Trockenzylinders nach F i g. 5 für den Zustand mit bzw. ohne Auflage unter dem gleichen Druck und der gleichen Temperatur wie im Fall der Fig. 13. Auch bei dem Zylinder nach Fig. 14 ist der Mantelradius wiederum 1830 mm, die Wandstärke der Stirnplatte 76 mm und die Wandstärke des Mantels 38 mm.

Vergleicht man die F i g. 13 und 14, so stellt man fest, daß im Falle der Fig. 14 der Mantel etwas mehr gehoben wird als nach Fig. 13. was auch wieder bei Vergleich der in den F i g. 7 und 10, die ebenfalls den Trockenzylinder nach F i g. 1 bzw. 5 betreffen, dargestellten inneren minimalen Spannungen zum Ausdruck kommt.

Nach Fig. 15 sind unter A und B die Auslenkungskurven eines gußeisernen Trockenzylinders herkömmlicher Bauart bei einem Dampfdruck von 8,8 kg/cm^a in einem Fall mit. im anderen Fall ohne Auflage einer nassen Faserstoffschicht dargestellt. Der Zylinder hat wiederum einen Radius von 1830 mm, eine Wandstärke der Stirnplatte von 76 mm und eine Wandstärke des Mantels von 38 mm. Die Stirnplatte hat ungefähr die gleiche Breite wie diejenige des Zylinders der bevorzugten Bauart der F i g. 1 und ist mit einem Innenrand (Schraubenkreis) von 482.6 mm Halbmesser ausgeführt. Man erkennt, daß die Verbiegung der Stirnplatte nach Fig. 15 und die Drehung des Stirn plattenrandes viel ausgeprägter ist als im Falle der Fig. 13 und 14.

Damit ist aber auch die Verbiegung des Mantels größer, wie aus der Figur klar hervorgeht, und die Spannungen in dem Mantel sind sehr hoch.

Betrachtet man die F i g. 7 und 10, so stellt man fest, daß die Mantelspannungen unter der alleinigen Wirkung des Drucks im Fall des Trockenzylinders nach Fig. 15 2120 kg/cm² beträgt (dies ist die Erklärung für die Zerstörung derselben bei der Prüfung nach den ASME-Vorschriften unter einem inneren hydrostatischen Druck von 17,6 kg/cm-, während im Fall des Trockenzylinders nach der Fig. 14 nur ein Druck von 1060 kg/cm² und im Fall der bevorzugten Ausführungsform nach F i g. 13 ein Druck von

842 kg/cm² auftritt. Die resultierende Spannung in dem Mantel, d. h. die Spannung, die auftritt, wenn auf dem Mantel eine kalte Schicht liegt und der Trockenzylinder mit einem Dampf von 8,8 kg/cm² geheizt ist, ist etwas über 1460 kg/cm² im Fall des Zylinders nach Fig. 15, annähernd 492 kg/cm² im Fall des Zylinders nach Fig. 14 und rund 2812 kg/cm² in der bevorzugten Ausführungsform nach Fig. 1. Die Fig. 13, 14 und 15 zeigen deutlich, daß die für Selbstabnahmemaschinen dargestellt und die Spannungswerte, die an der Innen- und der Außenfläche eines jeden dieser Zylinder in deren kritischem Bereich bei einem Innendruck von 8,8 kg/cm² mit und ohne Auflage einer nassen Faserstoffschicht auftreten, tabelliert sind. In dieser Figur sind ferner die Spannungen angegeben, die von einem inneren hydrostatischen Druck von 17,6 kg/cm² hervorgerufen werden. Diesen Druck muß ein Trockenzylinder

Verdrehung der Stoßstelle von Mantel und Stirnplatte 10 aufnehmen können, damit er für einen Dampfdruck

von 8,8 kg/cm² zugelassen wird. Fig. 16, A gibt einen Trockenzylinder herkömmlicher Bauart mit einer Mantellänge von 3556 mm, einem Radius von 1829 mm einer Mantelstärke von 50,8 mm, einer Stirnplattenstärke von 76 mm und einem Radius der starren Nabe von 760 mm wieder. Fig. 16, B zeigt den gleichen Trockenzylinder mit einer Mantelstärke von 38 mm. In diesem Fall stellt man eine Erhöhung der axialen Zugspannung an der Innenfläche des Mantels in der Gegend der Stirnplatte

in den erfindungsgemäßen Trockenzylindern viel geringer ist als im Fall der bisher üblichen Konstruktion und veranschaulichen graphisch, wie es möglich war, die Stärke des Mantels auf Werte herabzusetzen, die bisher als zu unsicher galten. Die Kurven zeigen ferner die Überlegenheit der bevorzugten Ausführungsform, bei der die Biegsamkeit desjenigen Bereiches der Stirnplatte, der innerhalb des durch die Versteifung definierten Kreises liegt, eine geringere

Verdrehung der Stoßstelle von Stirnplatte und Mantel 20 von 2180 kg/cm² auf 3400 kg/cm² bei einem inneren

Druck von 17,6 kg/cm² fest, wenn die Wandstärke von 50,8 mm auf 38 mm verringert wird.

Die Fig. 16, C gibt einen Trockenzylinder mit den gleichen Außendimensionen wieder, die in der bevorzugten Ausführungsform der Erfindung mit einer Mantelstärke von 38 mm, einem Nabenradius (Schraubenkreisradius) von 508 mm und einem Radius b von 1270 mm für die Versteifung gebaut wurde. Die Mantelspannungen in diesem Fall betrugen unter Belastung durch den Innendruck allein weniger als die Hälfte der Spannungen, die in einem Trockenzylinder herkömmlicher Bauart von gleicher Größe und Mantelstärke, wie in der Fig. 16,5, auftreten; sie wurden noch bedeutend mehr herabgesetzt, wenn

zur Folge hat.

Die zulässigen Grenzen von der Größe b in der bevorzugten Ausführungsform und von H in der abgeänderten Ausführungsform für gußeiserneTrockenzylinder, die nach den vorstehenden Erkenntnissen ermittelt wurden, sind in der dreidimensionalen graphischen Darstellung der Fig. 12 zusammengestellt, die die zulässige Variation von b oder H unter Zugrundelegung einer zulässigen Mantelspannung von annähernd 1060 kg/cm² für Trockenzylinder mit einer zwischen 3556 mm und 6100 mm veränderlichen Länge, einem zwischen 1829 und 5079 mm veränderlichen Radius und einer zwischen 50,8 und 76 mm veränderlichen Wandstärke angibt.

Das Ausmaß der zulässigen Variation von b oder H 35 die wirklichen Betriebsbedingungen zugrunde gelegt ist gegeben durch die Projektion auf die x-Achse des wurden, d. h. bei einem Innendruck von 8,8 kg/cm² von dem Raumkörper ausgeschnittenen Abschnitts
der durch die gewünschten Werte von Zylinderhalbmesser und Zylinderlänge gehenden, zu der y- und

und einer nassen Faserstoffschicht in Berührung mit dem Zylinder.

Fig. 16, D zeigt einen Trockenzylinder von der

2-Achse senkrechten Ebene. Die Veränderung des 40 gleichen Außengröße, wie sie die Zylinder nach zulässigen Bereichs von b oder Hmit der Wandstärke Fig. 16, A bis Chaben, die aber in der abgeänderten der Stirnplatte erhält man aus der zweidimensionalen
Figur, die von der x-Achse ausgehend in der x-j-Ebene

liegt. Diese zeigt die Veränderung des zulässigen Ausführungsform der Erfindung hergestellt wurde. Die starre Nabe der Stirnplatte reicht bis zu einem Radius von 1270 mm; außerhalb dieses Halbmessers

Bereiches von b oder H eines Zylinders mit einer 45 hat die Stirnplatte die Form eines verhältnismäßig

Länge von 3556 mm und einem Radius von 1829 mm bei Veränderung der Stirnplattenstärke. Die Veränderung des zulässigen Bereiches von b oder H bei Veränderung der Stirnplattenstärke in Trockenzylindern mit größerer Länge oder größerem Halbmesser ist gegeben durch Kurven, die, parallel zu den Begrenzungslinien der zweidimensionalen Figur verlaufend, ausgehen von den Endpunkten der Projektion auf die x-Achse des zugehörigen Ausschnitts der Raumfigur. Betrachtet man insbesondere die Fig. 12 im Fall eines gußeisernen Trockenzylinders mit einer Länge von 4572 mm und einem Radius von 2540 mm, so liegt der Bereich der Werte für b oder H, der durch den Abschnitt F-G bestimmt ist, zwischen dünnen Ringes von 76 mm Wandstärke. Diese Ausführungsform bringt ebenfalls eine bedeutende Spannungserniedrigung gegenüber der herkömmlichen Bauform, obwohl das spannungsmäßige Verhalten dieses Zylinders nicht so günstig ist, als das des in F i g. 16, C dargestellten Zylinders bevorzugter Bauart.

In Fig. 16, ü¹ ist ein Trockenzylinder dargestellt, in dem die Stirnplatte im wesentlichen starr ist. Wenn nur Innendruck herrscht, sind die Spannungen in dem Mantel tatsächlich geringer als in dem Trockenzylinder herkömmlicher Bauart (Fig. 16, B) oder in dem Trockenzylinder der abgeänderten erfindungsgemäßen Bauart (Fig. 16, D) und mindestens so günstig als die Spannungen, die in dem Trocken

62 und 88 % bei einer Stirnplattenstärke von 76 mm; 60 zylinder der erfindungsgemäßen, bevorzugten Bauart

dieser Bereich wird auf 65 bis 88% bei einer Stirnplattenstärke von 63,5 mm und auf 67 bis 88 % bei einer Stirnplattenstärke von 50,8 mm eingeschränkt.

Zusammenfassung

Die Vorteile der Erfindung erkennt man sehr leicht aus der Tafel der Fig. 16, A bis E, in der fünf Ausführungsformen von Trockenzylinderkonstruktionen (Fig. 16, C) erzeugt werden. Wenn jedoch der Mantel eines solchen Trockenzylinders unter Betriebsbedingungen^, h. bei Aufliegen einer nassen Faserstoffschicht gekühlt ist, zieht sich der Mantel sowohl in axialer als auch radialer Richtung zusammen; diese radiale Kontraktion ist sowohl auf die durch die axiale Kontraktion erzeugte erhöhte Zugspannung (Poissonsches Gesetz) als auch auf die radiale Schrump-

Kontakttrockner für Papierbahnen od. dgl. verwendet werden, beschrieben. Diese verbesserte Konstruktion gestattet die Verwendung von viel dünneren Mänteln für den Trockenzylinder, als sie bisher mit Rücksicht auf die Sicherheitsvorschriften verwendet wurden, mit dem Ergebnis, daß ein viel höherer Wärmedurchgang und damit eine Erhöhung der Trocknungskapazität möglich ist. Zu diesem Zweck wird die Stirnplatte des Trockenzylinders

fung infolge der Kühlung zurückzuführen. Da die
Stirnplatte nicht gekühlt ist, behält sie ihre Größe bei,
und da sie im wesentlichen starr ist, übt sie ein reines
Biegemoment aus, das in seiner Richtung den bei den
übrigen Konstruktionsformen in Erfahrung gebrachten
Biegemomenten entgegengesetzt ist. Die Spannungsumkehr ist gewaltig, wie man durch Vergleich der
vier unteren Zahlen in der Spalte unmittelbar unter
Fig. 16, E erkennen kann, welche besagen, daß die
Spannung an der Innenseite des Mantels nächst der io erfindungsgemäß gegen axiale Auslenkung gesichert, Stoßstelle mit der Stirnplatte von 842 kg/cm² Zug- und zwar in einem Bereich, der zwischen 55 und 95 % beanspruchung auf 527 kg/cm² Druckbeanspruchung des Mantelradius liegt. Die Stirnplatte muß mindestens springt, während die Spannung an der Außenfläche in dem Bereich außerhalb dieses Stützkreises biegsam des Mantels an der gleichen Stelle von 536 kg/cm² sein, damit die Spannungen unter Betriebsbedingungen, Druckbeanspruchung auf 1935 kg/cm² Zugbeanspru- 15 d. h. wenn der Mantel während des Trockenvorganges chung springt, wenn auf diesen durch einen Dampf- gekühlt wird, genügend niedrig gehalten werden, druck von 8,8 kg/cm² geheizte Zylinder eine feuchte Es wurde ferner gezeigt, daß das günstigste Ergebnis

Faserstoffschicht aufgelegt wird. dann erzielt wird, wenn die Stirnplatte des Trocken-

Wie bereits im vorstehenden gezeigt, kann dieses Zylinders auch innerhalb des Kreises, in dem die Verhalten radikal dadurch verbessert werden, daß man 20 Stützkräfte die Stirnplatte axial festhalten, wie dies einen Teil der Stirnplatte in der Nähe des Mantels in der bevorzugten Ausführungsform der Erfindung

biegsam macht, wie dies in der abgeänderten Ausführungsform der Erfindung nach Fig. 16, D geschehen ist. Die besten Resultate erhält man, wenn — wie schon erwähnt — der Radius des nicht biegsamen Zentralteiles der Stirnplatte innerhalb eines Bereichs von 55 bis 95% des Mantelradius liegt.

Wenn die biegsamen Teile der Stirnplatten von erfindungsgemäßen Trockenzylindern infolge veränderten Werkstoffes eine veränderte Biegsamkeit besitzen, wird der Optimalbereich des Wertes für den Radius H oder den Radius b gehoben oder gesenkt, je nachdem, ob der biegsame Teil der Stirnplatte mehr oder weniger elastisch ist; dies geht aus den graphischen Darstellungen der F i g. 8, 9 und 10 hervor.

Die im vorstehenden durchgeführte Diskussion ist auf spezifischen Ausführungsbeispielen von gußeisernen Trockenzylindern aufgebaut. Selbstverständlich können die verwendeten Prinzipien in gleicher Weise auch auf Trockenzylinder angewandt werden, die aus anderem Metall konstruiert sind.

Wenn ein Trockenzylinder aus anderem Metall oder Kombinationen von Metallen hergestellt wird, müssen in den weiter oben in dieser Beschreibung angegebenen Formeln andere Werte für den Elastizitätsmodul, den thermischen Ausdehnungskoeffizienten und andere von der Auswahl des Metalls abhängige Größen eingesetzt werden. Man hat festgestellt, daß eine stark prozentuale Veränderung des Elastizitätsmoduls die Spannungen nur um wenige Prozente verändern. Wenn die anderen Größen die gleichen bleiben, sind die durch axiale und radiale Kontraktion hervorgerufenen Spannungen in dem Mantel dem thermischen Ausdehnungskoeffizienten des verwendeten Metalls direkt proportional. Wenn also z. B. Messing mit einem Ausdehnungskoeffizienten, der l,7mal so groß ist als der von Gußeisen, verwendet wird, sind die Spannungen infolge der axialen und radialen Expansion des Trockenzylinders aus Messing l,7mal so hoch, als sie im Fall eines gußeisernen Zylinders wären. Die Spannungen infolge des inneren Drucks, welche nur leicht von dem Elastizitätsmodul abhängen, werden verhältnismäßig wenig beeinflußt.
Im vorstehenden wurde eine verbesserte Konstrukder Fall ist, Elastitität besitzt, zufolge der die kritischen Spannungen in dem Mantel des Zylinders weiter verringert werden.

Claims (4)

Patentansprüche:

1. Trockenzylinder für Selbstabnahmepapiermaschinen, bestehend aus einem dünnen zylindrischen Mantel, dessen Innenraum im Betriebszustand von einem Heizmedium vollständig erfüllt ist, verhältnismäßig flachen, an den Stirnenden des zylindrischen Mantels befestigten, gegebenenfalls aus mehreren Ringelementen zusammengesetzten Stirnwänden und in den Stirnwänden zentral befestigten Zapfen für die Lagerung des Zylinders, dadurch gekennzeichnet,daßdieStirnwände (40 bzw. 66, 84) auf einem Kreis, dessen Radius (z. B. b in F i g. 4) 55 bis 95% des Mantelradius beträgt, durch axiale Zugverbindungen (52,74) gegen Ausweichen in axialer Richtung gesichert sind (Fig. 1 bis 5).

2. Trockenzylinder nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die auf einem Radius von 55 bis 95% des Mantelradius liegenden Zugverbindungen von einer entsprechend in ihrem Durchmesser vergrößerten Hohlwelle (74) gebildet sind (s. F i g. 5).

3. Trockenzylinder nach Anspruch 1, dadurch gekennzeichnet, daß die auf einem Radius von 55 bis 95% des Mantelradius liegenden Zugverbindungen von einzelnen Zugstangen (52) gebildet sind (s. F i g. 1).

4. Trockenzylinder nach einem der Ansprüche bis 3, dadurch gekennzeichnet, daß die Stir, wände (40) zusätzlich zu den auf einem Radius von 55 bis 95% des Mantelradius liegenden Zugverbindungen durch eine ebenfalls als Zugverbindung wirkende Hohlwelle (42) von kleinerem Radius verbunden sind (Fig. 1).

In Betracht gezogene Druckschriften: USA.-Patentschriften Nr. 2 697 284, 2 685 139, 628 433, 2 328 321;

Drucksache Nr. 441 der Fa. Y. M. Voith GmbH., tion eines rotierenden Druckzylinders, wie sie als 55 Heidenheim (Brenz), S. 212.

Hierzu 4 Blatt Zeichnungen

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