So prüfen wir die Rechner

Current version: v2.6 · last review: 30 October 2026. Every result below was produced by this version.

Formeln, die richtig aussehen, können trotzdem falsch sein. Deshalb wurde jeder Rechner dieser Website in einer separaten Prüfung kontrolliert. Damit klar ist, wer sie durchgeführt hat: Die Prüfung erfolgte durch KI-Prüfagenten, die den Code nicht selbst geschrieben hatten und angewiesen waren, skeptisch zu sein, und nicht durch einen staatlich zugelassenen Ingenieur; bisher wurde kein Rechner von einem solchen Ingenieur geprüft oder freigegeben. Für jeden Rechner las der Prüfer die Formeln und den Code, verglich sie mit Lehrbüchern, Normen und Herstellerangaben (Shigley's Mechanical Engineering Design, Machinery's Handbook, ISO-, DIN-, AGMA- und EN-Normen sowie Kataloge von SKF, Gates, Tsubaki, KHK, Bosch Rexroth und anderen), rechnete den Standardfall und das Rechenbeispiel mit separatem Code nach und ließ, wo möglich, ein veröffentlichtes Rechenbeispiel durch den Rechner laufen.

Insgesamt wurden in den Prüfungen 378 Ergebnisse verglichen. Unabhängig davon führt die automatische Testsuite auf dieser Seite (711 Tests: die Referenzfälle sowie Grenzfälle wie null, extreme oder ungültige Eingaben) die Live-Rechner erneut aus; Sie können sie unten selbst starten. Wo die Prüfung einen Fehler fand, wurde er korrigiert und ist beim jeweiligen Rechner aufgeführt. Die Tabellen zeigen den Wert der Referenz, den Wert des aktuellen Rechners, die Abweichung und eine Bewertung: Übereinstimmung, Methodenunterschied (der Rechner verwendet bewusst eine dokumentierte Vereinfachung, die in der Anmerkung erläutert wird) oder Fehler.

Dies sind Auslegungsrechner, keine Zertifizierung. Prüfen Sie bei sicherheitskritischen Teilen die endgültige Konstruktion anhand der vollständigen Norm und der Herstellerangaben. Wenn Ihnen eine Zahl falsch vorkommt – und besonders, wenn Sie als praktizierender Ingenieur bereit sind, einen Rechner zu prüfen –, teilen Sie es uns bitte mit; Prüfungen durch namentlich genannte Ingenieure werden hier aufgeführt.

Tests selbst ausführen

Jede Prüfung unten ist zugleich ein automatischer Test: die Eingaben, der Wert der Referenz und die zulässige Toleranz. Die Schaltfläche lädt jeden Live-Rechner in Ihrem Browser, gibt die Eingaben ein und vergleicht das Ergebnis. Es wird nichts übertragen. Die Testdefinitionen stehen in tests.json.

	Rechner	Test	Erwartet	Erhalten	Tol.

Versionshistorie

v2.6 · 30. Okt. 2026

Spanish pages (/es/) for the same ten calculators; German and Spanish versions of the home page, this verification page, About and Privacy; language links with flags; the English link on localized pages now works.
Tools for this job: own line illustrations for every item; texts translated on the localized pages.

v2.5 · 30. Okt. 2026

Deutsche Seiten (/de/) für zehn Rechner: Zahnräder, Schrauben-Anziehdrehmoment, Kernlochbohrer, ISO-Passungen, Pressverband, Passfeder, Lagerlebensdauer, Schnittdaten, Druckfeder und Biegebalken. Gleicher Berechnungscode wie auf den englischen Seiten; alle 240 Regressionstests dieser Rechner bestehen auch auf den deutschen Seiten. Eingaben akzeptieren das Dezimalkomma und weisen mehrdeutige Zahlen wie 1.500 zurück.

v2.4 · 30. Okt. 2026

Unabhängige Prüfung der sechs neuesten Rechner (Zahnriemen, Pressverband, Passfeder, Schraubenverbindung, Biegebalken, Kehlnaht) gegen Shigley, Roark, DIN 7190, DIN 6892, VDI 2230, AISC und veröffentlichte Rechenbeispiele. Gefundene und korrigierte Fehler: Fügetemperatur und Prüfung von Graugussnaben beim Pressverband, unmögliche Anordnungen und Radius glatter Umlenkrollen beim Zahnriemen, Löser des Biegebalkens nahe Lastangriffspunkten, Passfederlänge über 1,3·d hinaus angerechnet, dazu klarere Anzeigen. Einzelheiten beim jeweiligen Rechner.

v2.3 · 30. Okt. 2026

Layout: ein Menü „Rechner“ mit Suche statt elf Kategorielinks; kompakter Rechnerkopf, sodass die Eingaben weiter oben beginnen; Ergebnisse stehen jetzt neben den Eingaben, die Zeichnung darunter; auf Smartphones hält eine Leiste am unteren Rand die zwei wichtigsten Ergebnisse sichtbar, während Sie Werte ändern.
Jeder Rechner merkt sich Ihre letzten Werte auf diesem Gerät (mit einem Link „Auf Beispiel zurücksetzen“), und eine Zeile „Springen zu“ verlinkt die Abschnitte langer Seiten.

v2.2 · 30. Okt. 2026

Neuer Rechner: Kehlnaht – Linie, zwei Linien, Rechteck, C-Form und Kreis unter Schub, Torsion, Axialkraft und Biegung, mit kritischem Punkt und Nachweisen nach EN 1993-1-8 (richtungsbezogen, vereinfacht) oder AISC 360 (ASD, LRFD). Methode vor der Programmierung geprüft; Referenzfälle WELD-001 bis 003 ergänzt (ein Wert des Prüfers korrigiert).
Konsistenzprüfung aller Rechner: 95 Probleme von separaten Prüfern gefunden (Tabellen, die Grenzen ignorierten, Einheitenumschaltungen, die Ergebnisse veränderten, geteilte Links, die sich anders öffneten, fehlende Warnungen). Alle, die zu einer falschen oder irreführenden Zahl führen konnten, sind behoben und durch neue Regressionstests abgedeckt; die kosmetischen (Platzierung von Beschriftungen, in metrischen Einheiten verbliebene Einheiten, Rundung nach einer Einheitenumschaltung) wurden in einem zweiten Durchgang behoben.
Lochkreis: Radmuster für Transporter, Pick-ups, Lkw, Busse und Anhänger.

v2.1 · 30. Okt. 2026

Schnittdaten: Werkstoffgruppe Holz (Weichholz, Hartholz, MDF/Spanplatte, Sperrholz) mit Vorschüben über den Zahnvorschub für Oberfräser; die Werkstofftabelle berücksichtigt jetzt die maximale Maschinendrehzahl; Warnung bei sehr großen Bohrerdurchmessern.
Vorschaubilder für soziale Netzwerke und strukturierte Daten für die Startseite; /how-we-check/ führt jetzt auf diese Seite.

v2.0 · 30. Okt. 2026

Neuer Rechner: Biegebalken & Durchbiegung – vier Lagerungsarten, beliebige Kombination aus Einzellasten, Streckenlasten und Momenten, gelöst mit kubischen Balkenelementen, sodass beidseitig und einseitig eingespannte Träger aus der Verträglichkeit folgen. Querkraft-, Momenten- und Durchbiegungsverläufe mit echten Maxima, IPE-/HEA-/HEB-Tabellen, Rohre und Stäbe, Durchbiegungsgrenze L/n nach Wahl.
Methode vor der Programmierung geprüft; drei unabhängige Referenzfälle und die Invarianten der Prüfung (Last auf einem Auflager, Lasten außerhalb der Stützweite) als Tests ergänzt.

v1.9 · 30. Okt. 2026

Neuer Rechner: Schraubenverbindung (Shigley Kap. 8) – Steifigkeiten, Verspannungsfaktor, Klaffen, Reserve zur Prüfkraft, Goodman-Dauerfestigkeit, Rutschen, Vorspannkraftstreuung und Setzen. Methode vor der Programmierung geprüft; drei unabhängige Referenzfälle aus einer externen Prüfung als Tests ergänzt.
Schaltfläche „Problem melden“ bei jedem Rechner (sendet Eingaben, Ergebnisse und Version).
Startseite: wofür die Website da ist und wie sie geprüft wird, mit Links zu den Belegen.

v1.8 · 30. Okt. 2026

Kasten „Methode und Annahmen“ neben den Ergebnissen jedes Rechners: Methode, Grundlage, Grenzen und Quellen, mit Links zu den Formeln und den Prüfungen.
Neue Rechner: Pressverband (Übermaß- und Schrumpfverbände, ISO 286) und Passfeder (Passfedern nach DIN 6885-1).

v1.7 · 30. Okt. 2026

Berechnungen speichern: benennen, umbenennen, löschen, alle in eine .json-Datei exportieren und auf einem anderen Rechner importieren (im Browser gespeichert, kein Konto).
Smartphones: Ergebnisse und Warnungen stehen jetzt vor der Zeichnung; größere Touch-Flächen; Zeichnungen starten pausiert, wenn das System reduzierte Bewegung anfordert.

v1.6 · 30. Okt. 2026

Externe Prüffälle von ChatGPT als Tests ergänzt: Geometrie und Kräfte schrägverzahnter Räder, AGMA-KR-Skalierung, Schrägkugellager-Zweig bei e, ISO-281-Lastskalierung, Wellendauerfestigkeit (DE-Goodman) und Invariante der Lastskalierung.
Lagerlebensdauer: Fa/Fr genau gleich e bleibt jetzt im unteren Zweig (Gleitkomma-Grenzfehler, von der externen Prüfung gefunden).
Welle: neuer DE-Goodman-Dauerfestigkeitsnachweis mit Dauerfestigkeit nach Marin und erforderlichem Durchmesser; der statische Sicherheitsfaktor ist jetzt als einschließlich Stoßfaktoren und Passfedernut gekennzeichnet.
Zahnfestigkeit: Radialkraft wird angezeigt.
Neuer Rechner: Zahnriemen – Motor-Steuerriemen und Zahnriementriebe mit mehreren Scheiben.

v1.5 · 30. Okt. 2026

Zweite Prüfung der aktuellen Version: jede Prüfung an den Live-Rechnern wiederholt, jeweils mit Bewertung (Übereinstimmung / Methodenunterschied / Fehler) und Anmerkung.
Zahnfestigkeit: optionale AGMA-Berechnung mit Größenfaktor Ks und Zuverlässigkeitsfaktor KR – Shigley-Beispiel 14-4 wird jetzt bei der Flankenpressung auf 1 % genau reproduziert (vorher −13,8 % mit der vereinfachten Berechnung).
Lagerlebensdauer: Faktoren für Pendelrollenlager jetzt aus dem gewählten Katalog-Lager übernommen (22208 E: e 0,28).
Zugfeder: Biegeradius der Öse r2 ist jetzt eine Eingabe.
Strahltriebwerk: Concorde-Reiseflug-Voreinstellung auf etwa 44 kN pro Triebwerk korrigiert; Einschränkung beim Kraftstoffverbrauch von Turbofans angegeben (15–25 % zu hoch).
Automatische Tests veröffentlicht (tests.json) mit einer Schaltfläche, um sie im Browser auszuführen, einschließlich Grenzfällen: Einheitenumschaltung, null, negative, riesige und leere Eingaben bei jedem Rechner.
„Drucken / PDF“ erzeugt jetzt einen Berechnungsbericht mit allen Eingaben, gewählten Optionen, Ergebnissen, Warnungen, Datum und Version.

v1.4 · 30. Okt. 2026

Erste Prüfung: 9 Fehler und etwa 20 kleinere Probleme in 17 Rechnern korrigiert (unten beim jeweiligen Rechner aufgeführt).
Schrägverzahnte Räder zum Zahnfestigkeitsrechner hinzugefügt.

v1.3 · 30. Okt. 2026

Rechner für Zugfedern, Schenkelfedern und Zahnfestigkeit hinzugefügt.

Riemen & Riemenscheibe Geprüft

11 Prüfungen

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
Standardfall: Riemenlänge 90/280 mm, C=450 (mm)	Shigley's MED 10th ed., Gl. 17-1 (Länge offener Riementrieb L=√(4C²−(D−d)²)+½(DθD+dθd), θd=π−2asin((D−d)/2C))	1501.3257	1501.3	-0.0	Übereinstimmung
Achsabstand für SPZ-Riemen mit Richtlänge 1500 (mm)	Shigley's MED 10th ed., Gl. 17-1 (Länge offener Riementrieb L=√(4C²−(D−d)²)+½(DθD+dθd), θd=π−2asin((D−d)/2C)) nach C aufgelöst; ISO 4184 R40 Länge 1500	449.3218	449.3	-0.0	Übereinstimmung
Abtriebsdrehzahl (U/min)	n2=n1·d1/d2 (Kinematik)	466.0714	466	-0.02	Übereinstimmung
Riemengeschwindigkeit (m/s)	v=π·d·n/60000	6.833	6.83	-0.04	Übereinstimmung
Nutzzugkraft Fe (N)	Fe=P/v	321.9686	322	0.01	Übereinstimmung
Umschlingungswinkel an der kleinen Scheibe (°)	Shigley's MED 10th ed., Gl. 17-1 (Länge offener Riementrieb L=√(4C²−(D−d)²)+½(DθD+dθd), θd=π−2asin((D−d)/2C)) θd	155.6251	155.6	-0.02	Übereinstimmung
Shigley Bsp. 17-1 (6 in / 18 in, C = 96 in): Riemenlänge (in)	Shigley MED 10th ed. Bsp. 17-1 (L = 230,1 in)	230.0742	230.07	-0.0	Übereinstimmung
Shigley Bsp. 17-1: Riemengeschwindigkeit bei 1750 U/min (ft/min)	Shigley MED 10th ed. Bsp. 17-1 (V = 2749 ft/min)	2748.8936	2749	0.0	Übereinstimmung
Shigley Bsp. 17-1: Umschlingungswinkel an der kleinen Scheibe (°)	Shigley MED 10th ed. Bsp. 17-1 (φd = 3,0165 rad = 172,83°)	172.8327	172.8	-0.02	Übereinstimmung
HTD 5M 20T/60T bei C=300 mm: Wirklänge (mm)	d=z·p/π (Gates HTD), Länge offener Riementrieb Gl. 17-1	803.3806	803.4	0.0	Übereinstimmung
HTD 5M 20T/60T: Zähne im Eingriff an der kleinen Scheibe	z·θ/360 (Gates Design Manual, ≥6 Zähne)	9.3233	9.3	-0.25	Übereinstimmung

Kette & Kettenrad Korrigiert

11 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Umschlingungswinkel und Achsabstand in Teilungen verwenden jetzt den Achsabstand, der sich bei der geraden Gliederzahl tatsächlich ergibt.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
Exakte Gliederzahl 17T/42T 08B bei C=450 mm	Shigley's MED 10th ed. Gl. 17-34/17-35 (Kettenlänge / Achsabstand)	100.8129	100.81	-0.0	Übereinstimmung
Achsabstand für 102 Glieder (mm)	Shigley's MED 10th ed. Gl. 17-34/17-35 (Kettenlänge / Achsabstand)	457.5849	457.6	0.0	Übereinstimmung
Teilkreisdurchmesser z17 (mm)	Dp=p/sin(180°/z) (Machinery's Handbook / Shigley Gl. 17-31)	69.1158	69.12	0.01	Übereinstimmung
Kopfkreisdurchmesser z17 (mm)	Do=p(0,6+cot(180°/z)) (Machinery's Handbook, ANSI-Kettenrad-Außendurchmesser)	75.559	75.56	0.0	Übereinstimmung
Kettengeschwindigkeit (m/s)	v=z1·p·n1/60000 (Shigley Gl. 17-32)	2.5188	2.52	0.05	Übereinstimmung
Kettenzug (N)	F=P/v	595.5138	596	0.08	Übereinstimmung
Statische Sicherheit gegenüber ISO 606 08B-1 17,8 kN	ISO 606:2015 Mindestbruchkraft 08B-1 = 17,8 kN	29.8902	29.9	0.03	Übereinstimmung
Umschlingungswinkel am kleinen Kettenrad beim eingebauten C (°)	180°−2·asin((D2−D1)/2C) mit Teilkreisdurchmessern	167.3492	167.3	-0.03	Übereinstimmung
Polygoneffekt: Geschwindigkeitsschwankung z17 (%)	Shigley Gl. 17-37 / 1−cos(180°/z)	1.7027	1.7	-0.16	Übereinstimmung
Tsubaki-Auswahlbeispiel 17T/51T, C = 19 Teilungen: Glieder (auf gerade Zahl aufgerundet)	U.S. Tsubaki „Chain Drive Selection“, Schritt 5 (73,5 → 74 Glieder)	74	74	0.0	Übereinstimmung
ANSI #40 statische Sicherheit (Bruchkraft 13,9 kN = 12 500·p² lbf)	ASME B29.1 Mindestbruchkraft 3125 lbf (#40)	23.3412	23.3	-0.18	Übereinstimmung

Zahnriemen (Steuerriemen) Korrigiert

5 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Unmögliche Anordnungen (eine innenliegende Scheibe außerhalb der Riemenschleife, eine Rückenrolle, die der Riemen nicht erreichen kann, Scheiben in einer Reihenfolge, bei der sich der Riemen kreuzt) werden jetzt zurückgewiesen, statt scheinbar sicher eine falsche Länge auszugeben.
Scheiben, die sich berühren oder überlappen, werden zurückgewiesen (die alte Prüfung erkannte nur eine Scheibe, die vollständig in einer anderen lag).
Eine glatte Umlenkrolle auf der Zahnseite liegt jetzt bei Außendurchmesser/2 + Zahnhöhe + Wirklinienabstand; bisher fehlte die Zahnhöhe.
Rechenbeispiel auf die Werte für Zähne im Eingriff korrigiert, die die Seite anzeigt (Kurbelwelle 8,9, Nockenwellen 9,7 und 16,2).

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung	Anmerkung
Riemenlänge bei zwei Scheiben (z20/z40 HTD 5M, C 300 mm)	Exakte Längenformel für den offenen Riementrieb	750.84	750.8	-0.01	Übereinstimmung	Vom Entwickler geprüft; unabhängig geprüft am 30. Okt. 2026.
Umschlingungswinkel an der kleinen Scheibe, zwei Scheiben	180° − 2·asin((R − r)/C)	173.9	174	0.06	Übereinstimmung	Vom Entwickler geprüft; unabhängig geprüft am 30. Okt. 2026.
Summe der Umschlingungswinkel um eine geschlossene Schleife (DOHC-Voreinstellung, Rücken-Spannrolle wird abgezogen)	Σθ(inside) − Σθ(back) = 360°	360	359.9	-0.03	Übereinstimmung	Vom Entwickler geprüft; unabhängig geprüft am 30. Okt. 2026.
Riemenlänge, Voreinstellungen DOHC / SOHC / V6	Unabhängige Prüfung (separater Agent), unabhängiger Tangenten-und-Bogen-Löser	1142.94 / 968.24 / 1615.57 mm	1142.9 / 968.2 / 1615.6 mm	0	Übereinstimmung	Unabhängige Prüfung am 30. Okt. 2026.
Zwei Scheiben z20/z40 HTD 5M, C 300	Unabhängige Prüfung (separater Agent), Näherung für die Riemenlänge aus dem Gates Design Manual	750.77 mm	750.8 mm	0	Übereinstimmung	Unabhängige Prüfung am 30. Okt. 2026.

CVT-Variator Korrigiert

11 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Riemen, die länger sind als die Grenze der Primärscheibe, werden akzeptiert; die voll geöffnete Sekundärscheibe begrenzt dann die Anfahrübersetzung.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
Anfahrübersetzung, Voreinstellung 50 cm³ (41 mm Primärscheibe)	Länge offener Riementrieb L=2C+π(d1+d2)/2+(d2−d1)²/4C nach d2 aufgelöst (Shigley Gl. 17-1, Näherung)	2.6537	2.65	-0.14	Übereinstimmung
Overdrive-Übersetzung (92 mm Primärscheibe)	Länge offener Riementrieb L=2C+π(d1+d2)/2+(d2−d1)²/4C nach d2 aufgelöst (Shigley Gl. 17-1, Näherung)	0.6536	0.65	-0.55	Übereinstimmung
Übersetzungsspreizung	Länge offener Riementrieb L=2C+π(d1+d2)/2+(d2−d1)²/4C nach d2 aufgelöst (Shigley Gl. 17-1, Näherung)	4.0603	4.06	-0.01	Übereinstimmung
Höchstgeschwindigkeit im Overdrive bei 7500 U/min (km/h)	v=n/(i·i_f)·π·D_Reifen	68.8972	68.9	0.0	Übereinstimmung
Geschwindigkeit in der kleinsten Übersetzungsstufe (km/h)	v=n/(i·i_f)·π·D_Reifen	16.9685	17	0.19	Übereinstimmung
Verstellweg der Primärscheibe (mm)	x=Δd·tan(α/2) für eine bewegliche Hälfte (Δr=x·tan(α/2)... Geometrie einer Keilrille)	12.7157	12.7	-0.12	Übereinstimmung
Verstellweg der Sekundärscheibe (mm)	x=Δd·tan(α/2)	12.1357	12.1	-0.29	Übereinstimmung
Umschlingungswinkel kleine Scheibe, Anfahrübersetzung (°)	180°−2asin(\|D−d\|/2C)	164.0927	164	-0.06	Übereinstimmung
Riemengeschwindigkeit im Overdrive (m/s)	v=π·d1·n/60000	36.1283	36.1	-0.08	Übereinstimmung
740-mm-Riemen (durch Sekundärscheibe begrenzt): Anfahrübersetzung	gleiche Gleichung nach d1 aufgelöst mit d2 = 112 mm	2.5359	2.54	0.16	Übereinstimmung
740-mm-Riemen: Overdrive-Übersetzung	gleiche Gleichung	0.7254	0.73	0.63	Übereinstimmung

Stirnräder (gerad- & schrägverzahnt) Geprüft

11 Prüfungen

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
Achsabstand m2 18/45 (mm)	ISO 21771: a=m(z1+z2)/2	63.0	63	0.0	Übereinstimmung
Profilüberdeckung m2 18/45	ISO 21771 Profilüberdeckung εα (Stirnschnitt)	1.6328	1.63	-0.17	Übereinstimmung
Abtriebsmoment (N·m)	T2=T1·i·η, η=0,98 laut Hinweis	24.5	24.5	0.0	Übereinstimmung
Umfangskraft (N)	Ft=2000T/d1	555.5556	556	0.08	Übereinstimmung
KHK-Beispiel mit Profilverschiebung: Betriebsachsabstand (mm)	KHK Gear Technical Reference, Beispiel geradverzahntes Stirnrad mit Profilverschiebung (m3, z12/24, x 0,6/0,36: αw 26,0886°, a 56,4999, da 44,840/79,400, df 32,100/66,660)	56.4999	56.5	0.0	Übereinstimmung
KHK-Beispiel: Betriebseingriffswinkel (°)	KHK Gear Technical Reference, Beispiel geradverzahntes Stirnrad mit Profilverschiebung (m3, z12/24, x 0,6/0,36: αw 26,0886°, a 56,4999, da 44,840/79,400, df 32,100/66,660)	26.0886	26.09	0.01	Übereinstimmung
KHK-Beispiel: Kopfkreisdurchmesser da1 (mm)	KHK Gear Technical Reference, Beispiel geradverzahntes Stirnrad mit Profilverschiebung (m3, z12/24, x 0,6/0,36: αw 26,0886°, a 56,4999, da 44,840/79,400, df 32,100/66,660)	44.84	44.84	0.0	Übereinstimmung
KHK-Beispiel: Fußkreisdurchmesser df2 (mm)	KHK Gear Technical Reference, Beispiel geradverzahntes Stirnrad mit Profilverschiebung (m3, z12/24, x 0,6/0,36: αw 26,0886°, a 56,4999, da 44,840/79,400, df 32,100/66,660)	66.66	66.66	0.0	Übereinstimmung
KHK-Beispiel Schrägverzahnung: Achsabstand (mm)	KHK Gear Technical Reference, Beispiel Schrägverzahnung im Normalschnittsystem (mn3, z12/60, β30°, xn 0,09809/0 → a = 125 mm)	125.0	125	-0.0	Übereinstimmung
KHK-Beispiel Schrägverzahnung: Kopfkreisdurchmesser da1 (mm)	KHK Gear Technical Reference, Beispiel Schrägverzahnung im Normalschnittsystem (mn3, z12/60, β30°, xn 0,09809/0 → a = 125 mm) (da1 = d1 + 2(1+y−xn2)mn)	48.1539	48.154	0.0	Übereinstimmung
FAQ 12/30 m2 x1=0,3: Betriebsachsabstand (mm)	Evolventenfunktion inv αw = 2tanα·Σx/Σz + inv α (ISO 21771)	42.5719	42.57	-0.0	Übereinstimmung

Zahnfestigkeit Korrigiert

14 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Bezeichnungen des Betriebsfaktors an AGMA angeglichen (1,25 mäßige, 1,75 starke Stöße).
Annahmen zu Größen- und Zuverlässigkeitsfaktor (Ks = KR = 1) werden jetzt angegeben.
Schrägverzahnte Räder hinzugefügt (Normalmodul, Schrägungswinkel, Lastaufteilungsfaktor, Axialkraft).
Radialkraft Fr = Ft·tanαn/cosβ wird jetzt angezeigt.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung	Anmerkung
Standardfall: Zahnfußspannung Ritzel σF (MPa)	Shigley's MED 10th ed. Kap. 14 (Lewis Y Tab. 14-2, AGMA Kv Gl. 14-27, I Gl. 14-23, YN/ZN Abb. 14-14/14-15, Grade 1 St/Sc Abb. 14-2/14-5) Lewis σ=Ft·Ka·Kv·Km/(b·m·Y)	126.1978	126	-0.16	Übereinstimmung
Standardfall: Flankenpressung σH (MPa)	Shigley's MED 10th ed. Kap. 14 (Lewis Y Tab. 14-2, AGMA Kv Gl. 14-27, I Gl. 14-23, YN/ZN Abb. 14-14/14-15, Grade 1 St/Sc Abb. 14-2/14-5) Gl. 14-16 mit ZE=191 √MPa	784.2198	784	-0.03	Übereinstimmung
Standardfall: Sicherheit Zahnfuß Ritzel SF (300 HB, 1,74·10⁹ Lastwechsel)	Shigley's MED 10th ed. Kap. 14 (Lewis Y Tab. 14-2, AGMA Kv Gl. 14-27, I Gl. 14-23, YN/ZN Abb. 14-14/14-15, Grade 1 St/Sc Abb. 14-2/14-5) SF=St·YN/σ	1.8258	1.83	0.23	Übereinstimmung
Standardfall: Ritzel SH	Shigley's MED 10th ed. Kap. 14 (Lewis Y Tab. 14-2, AGMA Kv Gl. 14-27, I Gl. 14-23, YN/ZN Abb. 14-14/14-15, Grade 1 St/Sc Abb. 14-2/14-5) SH=Sc·ZN/σH	0.9807	0.98	-0.08	Übereinstimmung
Shigley Bsp. 14-4 Geradverzahnung: übertragene Umfangskraft Wt (lbf)	Shigley MED 10th ed. Bsp. 14-4 (17/52 Zähne, Pd 10, F 1,5 in, 1800 U/min, 4 hp, Qv 6, Rad 200 HB, 1e8 Lastwechsel Ritzel, R 0,90): Wt 164,8 lbf, Kv 1,377, Ks 1,052 (Rad), Km 1,22, JG 0,40, KR 0,85, σG 4854 psi, SF,G 6,82, σc,G 70 660 psi, SH,G 1,52	164.8	165	0.12	Übereinstimmung
Shigley Bsp. 14-4, Formel der Flankenpressung mit den Faktoren der Seite (Kv 1,304, Km 1,30, Ks=1) (ksi)	Shigley Gl. 14-16 σc=Cp√(Wt·Ko·Kv·Ks·Km·Cf/(dP·F·I)), Cp 2300, I 0,1211	69.1839	69.2	0.02	Übereinstimmung
Shigley Bsp. 14-4 Flankenpressung Rad gegenüber veröffentlichten 70,66 ksi	Shigley MED 10th ed. Bsp. 14-4 (17/52 Zähne, Pd 10, F 1,5 in, 1800 U/min, 4 hp, Qv 6, Rad 200 HB, 1e8 Lastwechsel Ritzel, R 0,90): Wt 164,8 lbf, Kv 1,377, Ks 1,052 (Rad), Km 1,22, JG 0,40, KR 0,85, σG 4854 psi, SF,G 6,82, σc,G 70 660 psi, SH,G 1,52	70.66	69.2	-2.07	Methodenunterschied	Seite −2,1 %: Ks=1 statt 1,052 (−2,5 %), Km 1,30 statt 1,22 (+3,2 %), nächstliegende Qv-Stufe ist 7 (Kv 1,304 statt 1,377, −2,7 %); die Wurzel daraus = 0,9796 reproduziert die Seite exakt.
Shigley Bsp. 14-4 Sicherheit Zahnfuß Rad SF gegenüber veröffentlichten 6,82	Shigley MED 10th ed. Bsp. 14-4 (17/52 Zähne, Pd 10, F 1,5 in, 1800 U/min, 4 hp, Qv 6, Rad 200 HB, 1e8 Lastwechsel Ritzel, R 0,90): Wt 164,8 lbf, Kv 1,377, Ks 1,052 (Rad), Km 1,22, JG 0,40, KR 0,85, σG 4854 psi, SF,G 6,82, σc,G 70 660 psi, SH,G 1,52	6.82	6.22	-8.8	Methodenunterschied	Seite 8,8 % niedriger. Allein die Ks/KR-Vereinfachung: KR=1 (99 %) statt 0,85 (R 0,90) senkt SF um 15,0 %, Ks=1 statt 1,052 erhöht sie um 5,2 % → netto ×0,894 (−10,6 %); übrige Anteile: Km 1,30 statt 1,22 (−6,2 %), Kv Qv7 statt Qv6 (+5,6 %), Lewis Y 0,412 statt J 0,40 (+3,0 %). Produkt 0,9115 × 6,82 = 6,22 = Seite.
Shigley Bsp. 14-4 Sicherheit Flanke Rad SH gegenüber veröffentlichten 1,52	Shigley MED 10th ed. Bsp. 14-4 (17/52 Zähne, Pd 10, F 1,5 in, 1800 U/min, 4 hp, Qv 6, Rad 200 HB, 1e8 Lastwechsel Ritzel, R 0,90): Wt 164,8 lbf, Kv 1,377, Ks 1,052 (Rad), Km 1,22, JG 0,40, KR 0,85, σG 4854 psi, SF,G 6,82, σc,G 70 660 psi, SH,G 1,52	1.52	1.31	-13.82	Methodenunterschied	Seite 13,8 % niedriger. Ks/KR-Vereinfachung: KR=1 statt 0,85 (−15,0 %) und Ks=1 statt 1,052 (+2,6 % auf SH) → netto ×0,872 (−12,8 %); außerdem CH 1,005 nicht berücksichtigt (−0,5 %), Unterschiede bei Km/Kv (+2,1 %). Produkt 0,8634 × 1,52 = 1,312 = Seite.
Shigley Bsp. 14-5 Schrägverzahnung: Lastaufteilungsfaktor mN	Shigley MED 10th ed. Bsp. 14-5 (Bsp. 14-4 schrägverzahnt, ψ 30°, Pn 10): Pt 8,660, dP 1,963 in, V 925 ft/min, Wt 142,7 lbf, Kv 1,404, Km 1,208, mN 0,6895, I 0,195, JG 0,529, σG 2779 psi, SF,G 11,9, σc,G 48 440 psi, SH,G 2,22	0.6895	0.69	0.07	Übereinstimmung
Shigley Bsp. 14-5 Schrägverzahnung: Sicherheit Flanke Rad SH gegenüber veröffentlichten 2,22	Shigley MED 10th ed. Bsp. 14-5 (Bsp. 14-4 schrägverzahnt, ψ 30°, Pn 10): Pt 8,660, dP 1,963 in, V 925 ft/min, Wt 142,7 lbf, Kv 1,404, Km 1,208, mN 0,6895, I 0,195, JG 0,529, σG 2779 psi, SF,G 11,9, σc,G 48 440 psi, SH,G 2,22	2.22	1.91	-13.96	Methodenunterschied	Seite 14 % niedriger: Ks/KR-Vereinfachung (KR 1 statt 0,85, Ks 1 statt 1,052) = ×0,872 (−12,8 %), CH nicht berücksichtigt −0,5 %, Km/Kv −1,7 %; Produkt 0,8604 × 2,22 = 1,91.
Shigley Bsp. 14-5 Schrägverzahnung: Sicherheit Zahnfuß Rad SF gegenüber veröffentlichten 11,9	Shigley MED 10th ed. Bsp. 14-5 (Bsp. 14-4 schrägverzahnt, ψ 30°, Pn 10): Pt 8,660, dP 1,963 in, V 925 ft/min, Wt 142,7 lbf, Kv 1,404, Km 1,208, mN 0,6895, I 0,195, JG 0,529, σG 2779 psi, SF,G 11,9, σc,G 48 440 psi, SH,G 2,22	11.9	7.51	-36.89	Methodenunterschied	Seite 37 % niedriger (konservativ): Die Seite verwendet Lewis σ=Ft·K/(b·mn·Y(zv)) mit dem Normalmodul und ohne Lastaufteilung der Schrägverzahnung, während AGMA Pt und J verwendet (0,529, einschl. Multiplikator J′); der Ks/KR-Anteil der Abweichung beträgt ×0,894 (−10,6 %), der Lewis-/Normalteilungs-Anteil ×0,70; Produkt 0,630 × 11,9 = 7,50.
Shigley Bsp. 14-4, AGMA-Berechnungsoption (Ks, KR 0,85): Sicherheit Flanke Rad SH	Shigley MED 10th ed., Beispiel 14-4	1.52	1.51	-0.66	Übereinstimmung	Mit der AGMA-Berechnungsoption verschwindet der frühere Methodenunterschied von −13,8 %; die verbleibenden −0,7 % stammen aus Qv 7 statt 6 und Km 1,30 statt 1,22.
Shigley Bsp. 14-4, AGMA-Berechnungsoption: Sicherheit Zahnfuß Rad SF	Shigley MED 10th ed., Beispiel 14-4	6.82	6.96	2.05	Methodenunterschied	Lewis Y (0,412) statt AGMA-Geometriefaktor J (0,40) und vereinfachtes Km; innerhalb von 2 %.

Schneckengetriebe Korrigiert

11 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Die Gleitreibung folgt jetzt der AGMA-Gleichung; die Haftreibung für die Prüfung der Selbsthemmung wurde auf 0,15 (AGMA) angehoben.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung	Anmerkung
Achsabstand (mm)	DIN 3975 a=(d1+d2)/2=(q+z2)m/2	62.5	62.5	0.0	Übereinstimmung
Steigungswinkel (°)	DIN 3975 tanγ=z1/q	11.3099	11.31	0.0	Übereinstimmung
Gleitgeschwindigkeit (m/s)	vs=π·d1·n1/(60000·cosγ)	1.9356	1.94	0.23	Übereinstimmung
Wirkungsgrad mit AGMA-Reibung (%)	DIN-3975-Geometrie; Reibung nach AGMA 6034 / Shigley Gl. 15-38; η=tanγ/tan(γ+ρ′) ≡ Shigley Gl. 13-46	84.5084	84.5	-0.01	Übereinstimmung
Abtriebsmoment (N·m)	T2=9549P/n1·i·η	166.9595	167	0.02	Übereinstimmung
Abzuführende Wärme (W)	P(1−η)	232.3733	232	-0.16	Übereinstimmung
Shigley-Schneckenbeispiel: Wirkungsgrad (%)	Shigley MED Kap. 15, Schneckenbeispiel (1 Gang, 75 Zähne, px 0,375 in, dW 2 in, 1750 U/min): λ 3,42°, Vs 917,9 ft/min, f 0,0216, e 0,721, C 5,476 in (https://gennonotes.github.io/EMEC-4438/EngDes2-W13.pdf)	72.06	72.1	0.06	Übereinstimmung
Shigley-Schneckenbeispiel: AGMA-Reibungszahl f	Shigley MED Kap. 15, Schneckenbeispiel (1 Gang, 75 Zähne, px 0,375 in, dW 2 in, 1750 U/min): λ 3,42°, Vs 917,9 ft/min, f 0,0216, e 0,721, C 5,476 in (https://gennonotes.github.io/EMEC-4438/EngDes2-W13.pdf)	0.0216	0.022	1.85	Übereinstimmung	Anzeige auf 3 Nachkommastellen gerundet (0,022 gegenüber 0,0216); innerhalb der Rundung.
Shigley-Schneckenbeispiel: Gleitgeschwindigkeit (m/s; 917,9 ft/min)	Shigley MED Kap. 15, Schneckenbeispiel (1 Gang, 75 Zähne, px 0,375 in, dW 2 in, 1750 U/min): λ 3,42°, Vs 917,9 ft/min, f 0,0216, e 0,721, C 5,476 in (https://gennonotes.github.io/EMEC-4438/EngDes2-W13.pdf)	4.6629	4.66	-0.06	Übereinstimmung
Shigley-Schneckenbeispiel: Achsabstand (in)	Shigley MED Kap. 15, Schneckenbeispiel (1 Gang, 75 Zähne, px 0,375 in, dW 2 in, 1750 U/min): λ 3,42°, Vs 917,9 ft/min, f 0,0216, e 0,721, C 5,476 in (https://gennonotes.github.io/EMEC-4438/EngDes2-W13.pdf)	5.476	5.476	0.0	Übereinstimmung
Haftreibungswinkel für Selbsthemmung (°), eingängig, q=10	AGMA Haftreibung f=0,15 → ρ′=atan(0,15/cos20°)	9.0694	9.07	0.01	Übereinstimmung

Planetengetriebe Geprüft

10 Prüfungen

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
Übersetzung, Hohlrad festgehalten (21/27/75)	Willis-Gleichung (KHK Gear Technical Reference, Planetengetriebe): i=1+Zr/Zs	4.5714	4.571	-0.01	Übereinstimmung
Stegdrehzahl (U/min)	Willis-Gleichung (KHK Gear Technical Reference, Planetengetriebe)	656.25	656	-0.04	Übereinstimmung
Abtriebsmoment (N·m)	T·i·0,97 (angegebener Wirkungsgrad η)	22.1714	22.2	0.13	Übereinstimmung
Abstützmoment Hohlrad (N·m)	Momentengleichgewicht Tout−Tin	17.1714	17.2	0.17	Übereinstimmung
Planetendrehzahl relativ zum Steg (U/min)	Willis-Gleichung (KHK Gear Technical Reference, Planetengetriebe): (ns−nc)Zs/Zp	1822.9167	1823	0.0	Übereinstimmung
Achsabstand Sonne–Planet (mm)	a=m(Zs+Zp)/2	36.0	36	0.0	Übereinstimmung
KHK-Beispiel Zs16/Zp16/Zr48, Hohlrad fest, N=4: Übersetzung	KHK Gear Technical Reference, Planetenbeispiel (i = 1+Zr/Zs = 4)	4	4	0.0	Übereinstimmung
Sonne festgehalten, Übersetzung Hohlrad → Steg	Willis-Gleichung (KHK Gear Technical Reference, Planetengetriebe): 1+Zs/Zr	1.28	1.28	0.0	Übereinstimmung
Steg festgehalten, Übersetzung Sonne → Hohlrad (Betrag, Drehrichtungsumkehr)	Willis-Gleichung (KHK Gear Technical Reference, Planetengetriebe): −Zr/Zs	3.5714	3.571	-0.01	Übereinstimmung
Steg festgehalten: Abstützmoment Steg (N·m)	Momentengleichgewicht Ts+Tr+Tc=0	22.3214	22.3	-0.1	Übereinstimmung

Zahnstange & Ritzel Geprüft

8 Prüfungen

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
Weg pro Ritzelumdrehung (mm)	KHK Gear Technical Reference (Zahnstange & Ritzel: Weg pro Umdrehung = π·m·z)	125.6637	125.66	-0.0	Übereinstimmung
Lineargeschwindigkeit (mm/s)	v=s·n/60	125.6637	125.7	0.03	Übereinstimmung
Zahnstangenkraft (N)	F=2T/d	500.0	500	0.0	Übereinstimmung
Radialkraft (N)	Fr=F·tan20°	181.9851	182	0.01	Übereinstimmung
Umdrehungen für 500 mm Hub	Hub/s	3.9789	3.98	0.03	Übereinstimmung
Zahnstangenlänge (mm)	Hub+2p+40 (in den Hinweisen angegebene Regel)	552.5664	553	0.08	Übereinstimmung
Auflösung, 200 Schritte direkt (µm/Schritt)	s/(Schritte·gr)	628.3185	628.3	-0.0	Übereinstimmung
Auflösung mit Getriebe 5:1 (µm/Schritt)	s/(Schritte·gr)	125.6637	125.7	0.03	Übereinstimmung

Motordrehzahl & Frequenzumrichter Geprüft

10 Prüfungen

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung	Anmerkung
Synchrondrehzahl 4-polig 50 Hz (U/min)	IEC 60034-1 / ns=120f/p, T=9549P/n	1500	1500	0.0	Übereinstimmung
Schlupf (%)	IEC 60034-1 / ns=120f/p, T=9549P/n	4.0	4	0.0	Übereinstimmung
Bemessungsmoment 4 kW bei 1440 U/min (N·m)	IEC 60034-1 / ns=120f/p, T=9549P/n	26.525	26.5	-0.09	Übereinstimmung
Drehzahl bei 35 Hz, konstantes Moment (U/min)	Näherung mit konstanter Schlupfdrehzahl n=120f/p−Δn	990	990	0.0	Übereinstimmung
Leistung bei 35 Hz (kW)	P=T·n/9549	2.75	2.75	0.0	Übereinstimmung
Spannung bei 35 Hz (V)	U/f konstant	280	280	0.0	Übereinstimmung
Verfügbares Moment bei 75 Hz (N·m)	Feldschwächung mit konstanter Leistung T=Tr·fb/f	17.6833	17.7	0.09	Übereinstimmung
Lüfterlast bei 35 Hz: Lastmoment (N·m)	Proportionalitätsgesetz T∝n², Schlupf ∝ Moment	13.306	13.3	-0.04	Übereinstimmung
Drehzahl bei 75 Hz mit Last an der Momentengrenze der Feldschwächung (U/min)	Asynchronmotor: Schlupf ∝ T/Φ², Φ∝fb/f → Schlupf 90 U/min	2160.0	2210	2.31	Methodenunterschied	Die Seite setzt den Schlupf proportional zum Moment bei Bemessungsfluss an (dokumentiert: n≈120f/p−Δn·T/Tr); bei auf fb/f geschwächtem Fluss ist der Schlupf beim gleichen Moment um (f/fb)² größer, die tatsächliche Drehzahl daher ≈2160 U/min (Seite +2,3 %).
FAQ: Bemessungsmoment 7,5 kW bei 1460 U/min (N·m)	IEC 60034-1 / ns=120f/p, T=9549P/n	49.0531	49.1	0.1	Übereinstimmung

Hydraulikzylinder Geprüft

11 Prüfungen

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
Druckkraft bei 160 bar (kN)	Bosch Rexroth CDT3, Datenblatt RE 17032 (63/36: A1 31,17 cm², A3 20,99 cm², 160 bar Druckkraft 49,87 kN / Zugkraft 33,58 kN, 18,7 L/min ≙ 0,1 m/s)	49.87	49.9	0.06	Übereinstimmung
Zugkraft bei 160 bar (kN)	Bosch Rexroth CDT3, Datenblatt RE 17032 (63/36: A1 31,17 cm², A3 20,99 cm², 160 bar Druckkraft 49,87 kN / Zugkraft 33,58 kN, 18,7 L/min ≙ 0,1 m/s)	33.58	33.6	0.06	Übereinstimmung
Ausfahrgeschwindigkeit bei 18,7 L/min (mm/s)	Bosch Rexroth CDT3, Datenblatt RE 17032 (63/36: A1 31,17 cm², A3 20,99 cm², 160 bar Druckkraft 49,87 kN / Zugkraft 33,58 kN, 18,7 L/min ≙ 0,1 m/s)	100	100	0.0	Übereinstimmung
Einfahrgeschwindigkeit bei 20 L/min (mm/s)	v=Q/A2 (Grundlagen ISO 4413)	158.7778	159	0.14	Übereinstimmung
Rücklaufstrom beim Einfahren (L/min)	Q·A1/A2	29.697	29.7	0.01	Übereinstimmung
Rücklaufstrom beim Ausfahren (L/min)	Q·A2/A1	13.4694	13.5	0.23	Übereinstimmung
Pumpenleistung bei 160 bar, 20 L/min, η 0,85 (kW)	P=p·Q/(600η)	6.2745	6.27	-0.07	Übereinstimmung
Knickauslastung, beidseitig gelenkig (%)	Euler Fk=π²EI/(KL)², E 210 GPa, L=s+1,5D, S=3,5 (Rexroth-Knickverfahren)	36.1004	36	-0.28	Übereinstimmung
Erforderlicher Druck für 40 kN (bar)	p=F/A1	128.3184	128	-0.25	Übereinstimmung
Ausfahrkraft im Eilgang (Differenzialschaltung) (kN)	F=p·A_rod	16.286	16.3	0.09	Übereinstimmung
Ausfahrgeschwindigkeit im Eilgang (Differenzialschaltung) (mm/s)	v=Q/A_rod	327.4793	327	-0.15	Übereinstimmung

Trapez- & Kugelgewindetrieb Korrigiert

12 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Eingabe für die Gangzahl ergänzt: Teilung = Steigung / Gangzahl bei mehrgängigen Gewindespindeln.
Der Kerndurchmesser nach ISO 2904 verwendet jetzt für jede Teilung das richtige Spitzenspiel.
Die Annahme zur Haftreibung für die Selbsthemmung (1,25 × μ) wird jetzt angegeben.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
Standardfall Kugelgewinde 16x5, F 2000 N: Antriebsmoment N·m, T = F·d2/2·tan(λ+ρ'), μ 0,005	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Gl. 8-1 (Moment an der Bewegungsschraube)	1.6724	1.672	-0.02	Übereinstimmung
Standardfall Kugelgewinde 16x5: Wirkungsgrad %	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Gl. 8-4 (e = tanλ/tan(λ+ρ'))	95.167	95.2	0.03	Übereinstimmung
Standardfall: kritische Drehzahl U/min, fest–gestützt, dr 12,2 mm (λ2 15,1 einschl. Sicherheit 0,8)	THK-Kugelgewindetrieb-Katalog, zulässige Drehzahl n = λ2·d1/L²·10^7	2878.4	2878	-0.01	Übereinstimmung
Standardfall: Knickgrenze N (η2 10,2 einschl. Sicherheit 0,5)	THK-Kugelgewindetrieb-Katalog, zulässige Axiallast P = η2·d1^4/L²·10^4	3530.7	3531	0.01	Übereinstimmung
Standardfall: Schritte pro mm (200 Schritte × 16 Mikroschritte / 5 mm)	Definition	640	640	0.0	Übereinstimmung
Veröffentlicht: Shigley-Beispiel 8-1 (32-mm-Flachgewinde, p 4, zweigängig, f 0,08, F 6,4 kN): Anhebemoment, nur Gewinde, N·m (Seite gerechnet als Tr mit μ = 0,08·cos15°, sodass ρ' = atan 0,08, Gangzahl 2)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Beispiel 8-1 (TR = 15,94 N·m)	15.94	15.937	-0.02	Übereinstimmung
Shigley-Beispiel 8-1: Steigungswinkel λ ° (dm 30 mm, l 8 mm)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Beispiel 8-1	4.852	4.85	-0.04	Übereinstimmung
Tr16x4 μ 0,12, F 2000 N: Antriebsmoment N·m	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Gl. 8-1 mit ρ' = atan(μ/cos15°)	3.0469	3.047	0.0	Übereinstimmung
Tr30x6 Kerndurchmesser d3 mm (d − P − 2ac, ac 0,5)	ISO 2904 (RoyMech-Trapezgewindetabelle, d3 = 23,0)	23.0	23	0.0	Übereinstimmung
Tr8x1,5 Kerndurchmesser d3 mm (ac 0,15)	ISO 2904 (d3 = 6,2)	6.2	6.2	0.0	Übereinstimmung
Tr40x7 Kerndurchmesser d3 mm (ac 0,5)	ISO 2904 (d3 = 32,0)	32.0	32	0.0	Übereinstimmung
Tr8x8 P2 (4-gängig): Steigungswinkel ° (d2 = 8 − 2/2 = 7)	ISO 2904 d2 = d − P/2; λ = atan(Ph/(π d2))	19.991	19.99	-0.01	Übereinstimmung

Flaschenzug Geprüft

11 Prüfungen

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung	Anmerkung
Standardfall 200 kg, 4 tragende Stränge, η 0,96, Zug nach unten an der oberen Flasche: Zugkraft N	Verfahren mit Rollenreibung (Zugseil): W = P·Σηᵏ, Crosby „How to figure line parts“ LF = Kᴺ(K−1)/(Kᴺ−1), η = 1/K	542.45	542	-0.08	Übereinstimmung
Standardfall: Last am oberen Anschlagpunkt N (W + P)	Statik	2503.8	2504	0.01	Übereinstimmung
Standardfall: einzuholende Seillänge m (4 × 2 m)	Kinematik	8.0	8	0.0	Übereinstimmung
Standardfall: Reibungsverlust % (1 − MA/n = 9,61 %, die Seite zeigt ganze %)	Energiebilanz	9.61	10	4.06	Übereinstimmung	Innerhalb der Anzeigerundung des Seitenwerts.
Zug nach oben an der losen Flasche, 4 Stränge: Zugkraft N (Σηᵏ, k = 0..3)	Verfahren mit Rollenreibung (Zugseil): W = P·Σηᵏ, Crosby „How to figure line parts“ LF = Kᴺ(K−1)/(Kᴺ−1), η = 1/K	520.75	521	0.05	Übereinstimmung
Zug nach oben an der losen Flasche: Last am oberen Anschlagpunkt N (W − P)	Statik	1440.6	1441	0.03	Übereinstimmung
6 Stränge, Zug nach unten: Zugkraft N	Verfahren mit Rollenreibung (Zugseil): W = P·Σηᵏ, Crosby „How to figure line parts“ LF = Kᴺ(K−1)/(Kᴺ−1), η = 1/K	376.18	376	-0.05	Übereinstimmung
8 Stränge über Karabiner (η 0,5): tatsächliche Kraftübersetzung (0,996, auf 2 Nachkommastellen angezeigt)	Verfahren mit Rollenreibung (Zugseil): W = P·Σηᵏ, Crosby „How to figure line parts“ LF = Kᴺ(K−1)/(Kᴺ−1), η = 1/K	0.9961	1	0.39	Übereinstimmung
Veröffentlicht: Crosby-Zugseilfaktor, wälzgelagerte Rollen K 1,04, 4 Stränge (LF 0,2755): Zugkraft für 1000 kg, η = 1/1,04	Verfahren mit Rollenreibung (Zugseil): W = P·Σηᵏ, Crosby „How to figure line parts“ LF = Kᴺ(K−1)/(Kᴺ−1), η = 1/K	2701.6	2702	0.01	Übereinstimmung
Veröffentlicht: Crosby-Zugseilfaktor, bronzebuchsengelagerte Rollen K 1,09, 6 Stränge (LF 0,2225): Zugkraft für 1000 kg, η = 1/1,09	Verfahren mit Rollenreibung (Zugseil): W = P·Σηᵏ, Crosby „How to figure line parts“ LF = Kᴺ(K−1)/(Kᴺ−1), η = 1/K	2186.1	2186	-0.0	Übereinstimmung
4 Stränge + 2:1-Stufe am Zugseil: Zugkraft N (MA = 3,6157 × (1 + η))	Statik des zusammengesetzten Flaschenzugs mit η je Rolle	276.76	277	0.09	Übereinstimmung

Schrauben-Anziehdrehmoment Geprüft

10 Prüfungen

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
Standardfall M10 8.8, K 0,20, 75 % der Prüfkraft: Anziehdrehmoment N·m	T = K·F·d (Shigley Gl. 8-27); Prüfspannungen ISO 898-1 / SAE J429; Spannungsquerschnitte ISO 898-1 / ASME B1.1	50.46	50.5	0.08	Übereinstimmung
Standardfall: Vorspannkraft kN (0,75 × 580 MPa × 58,0 mm²)	T = K·F·d (Shigley Gl. 8-27); Prüfspannungen ISO 898-1 / SAE J429; Spannungsquerschnitte ISO 898-1 / ASME B1.1	25.23	25.2	-0.12	Übereinstimmung
Standardfall: Schraubenlängung mm (F·L/(E·As), E 205 GPa, Klemmlänge 30)	Hookesches Gesetz	0.06366	0.064	0.53	Übereinstimmung
Standardfall: Handkraft N an einem 300-mm-Schlüssel	Statik	168.2	168	-0.12	Übereinstimmung
Veröffentlicht: Fastenal Grade 5 3/8-16, 75 % der Prüfkraft, K 0,20: Vorspannkraft lbf (4940)	Fastenal Torque-Tension Chart für A307/Gr5/Gr8 (crafter.fastenal.com Torque-Tension_Chart_for_A307_Gr5_Gr8_Gr9.pdf)	4940	4940	0.0	Übereinstimmung
Veröffentlicht: Fastenal Grade 5 3/8-16, Anziehdrehmoment trocken ft·lb (31)	Fastenal Torque-Tension Chart	31	30.9	-0.32	Übereinstimmung
Veröffentlicht: Fastenal Grade 5 3/4-16 UNF, Vorspannkraft lbf (23 776)	Fastenal Torque-Tension Chart	23776	23712	-0.27	Übereinstimmung
M20 8.8 Prüfkraft kN (600 MPa über M16 × 245 mm²)	ISO 898-1 Tabelle 5/7	147.0	147	0.0	Übereinstimmung
M12x1,25 10.9, Molybdän K 0,13, 75 %: Anziehdrehmoment N·m (As 92,1)	T = K·F·d (Shigley Gl. 8-27); Prüfspannungen ISO 898-1 / SAE J429; Spannungsquerschnitte ISO 898-1 / ASME B1.1	89.438	89.4	-0.04	Übereinstimmung
SAE Grade 2 7/8-9: Prüfkraft kN (33 ksi = 228 MPa über 3/4 in × 298 mm²)	SAE J429 Grade 2	67.94	67.9	-0.06	Übereinstimmung

Schraubenverbindung Korrigiert

7 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Wenn die maximale Vorspannkraft die Prüfkraft bereits überschreitet, zeigt die Seite „überschritten“ statt eines negativen oder unendlichen Faktors; die Anzeige heißt jetzt „Lastfaktor bis zur Prüfkraft“, um zu sagen, was sie ist.
Hinweis zum Setzen auf die Tabellenwerte der VDI 2230 korrigiert (etwa 9–10 µm für zwei bearbeitete Platten).

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung	Anmerkung
BJ-001 M10 8.8 Stahl: C, Schraubenkraft, Klemmkraft, Klaffen, Dauerfestigkeit	Externe Prüfung (ChatGPT), unabhängiger Fall BJ-001	0.2012 / 27.24 / 17.24 / 31.59 kN / 2.92	0.201 / 27.2 / 17.2 / 31.6 kN / 2.92	0	Übereinstimmung	Alles innerhalb der Anzeigerundung.
BJ-001 Reserve bis zur Prüfkraft	Die Formel des Prüfers für die geschlossene Verbindung ergab 4,18	3.36	3.36	0	Übereinstimmung	Die Verbindung klafft (31,6 kN), bevor die Gerade der geschlossenen Verbindung die Prüfkraft erreicht; nach der stückweisen Regel des Prüfers selbst erreicht die Schraube die Prüfkraft daher erst bei P = Sp·At = 33,6 kN; 4,18 ließ das Klaffen außer Acht.
BJ-002 M12 10.9 Aluminium: C, Kräfte, Klaffen, Dauerfestigkeit, Reserve zur Prüfkraft	ChatGPT BJ-002	0.3961 / 56.90 / 36.90 / 81.11 / 1.316 / 2.649	0.396 / 56.9 / 36.9 / 81.1 / 1.32 / 2.65	0	Übereinstimmung
BJ-003 M20 8.8 (Sp 600 über M16): C, Kräfte, Klaffen, Dauerfestigkeit	ChatGPT BJ-003	0.2005 / 118.27 / 78.27 / 137.9 / 3.123	0.201 / 118.3 / 78.3 / 137.9 / 3.12	0	Übereinstimmung	Bestätigt die Änderung der Prüfspannung über M16 nach ISO 898-1.
BJ-003 Reserve bis zur Prüfkraft	Der Prüfer gab 4,582 an (Formel für die geschlossene Verbindung)	3.675	3.67	-0.1	Übereinstimmung	Das Klaffen bei 137,9 kN tritt vor dem Prüfkraftpunkt der geschlossenen Verbindung (183 kN) ein, der stückweise Wert ist daher 147,0/40 = 3,675.
Purdue ME354 Abschlussprüfung 2022 Aufgabe 4, M16 8.8, Klemmlänge 64: LT, ld, lt, kb, km, C	Unabhängige Prüfung (separater Agent), veröffentlichte Lösung	38 / 42 / 22 mm, 593 / 3050 kN/mm, 0.162	38 / 42 / 22, 593 / 3051, 0.163	0	Übereinstimmung	Unabhängige Prüfung am 30. Okt. 2026.
Rechenbeispiel M10 8.8 L 50: kb, km, C, Fb, P0, nf	Unabhängige Prüfung (separater Agent), unabhängiger Code	506.1 / 2009.3 / 0.2012 / 27.24 / 31.58 / 2.92	506 / 2009 / 0.201 / 27.2 / 31.6 / 2.92	0	Übereinstimmung	Unabhängige Prüfung am 30. Okt. 2026.

Druckfeder Korrigiert

12 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Die Drahtfestigkeit für nichtrostenden Stahl 302 und Phosphorbronze folgt jetzt Shigley Tabelle 10-4 in Abhängigkeit vom Drahtdurchmesser.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
Standardfall: Federrate N/mm (k = G d⁴/(8 D³ Na), G 81 GPa, Na 8)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Gl. 10-9, Tabelle 10-1	3.4722	3.472	-0.01	Übereinstimmung
Standardfall: Spannung bei Arbeitslänge MPa (KB nach Bergsträsser)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Gl. 10-5, 10-7	343.63	344	0.11	Übereinstimmung
Standardfall: zulässige Spannung MPa (0,45 × 2211/2^0,145)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabellen 10-4, 10-6	899.81	900	0.02	Übereinstimmung
Standardfall: Eigenfrequenz Hz (d/(2π Na D²)·√(G/2ρ))	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Gl. 10-25	278.94	279	0.02	Übereinstimmung
Veröffentlicht: Shigley-Beispiel 10-1 (Klaviersaitendraht Nr. 16, d 0,037 in, Außendurchmesser 7/16 in, angelegte Enden, 12,5 Windungen): Federrate lbf/in mit G 11,85 Mpsi aus Tabelle 10-5 (Seite G 81,0 GPa = 11,75 Mpsi)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Beispiel 10-1; Tabelle 10-5	4.116	4.1	-0.39	Übereinstimmung
Shigley-Beispiel 10-1: Ssy = 0,45·Sut ksi (Sut = 201/0,037^0,145 = 324 kpsi)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Beispiel 10-1	145.89	145.6	-0.2	Übereinstimmung
Nichtrostender Stahl 302, d 1 mm: zulässig 0,35·Sut MPa (Sut 1867,0)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabelle 10-4 (Sut = A/d^m nach Drahtdurchmesser) und Tabelle 10-6 (zulässig 35 % Sut für nichtrostende Stähle/Nichteisenmetalle)	653.45	653	-0.07	Übereinstimmung
Nichtrostender Stahl 302, d 3 mm: zulässig 0,35·Sut MPa (Sut 1546,8)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabelle 10-4 (Sut = A/d^m nach Drahtdurchmesser) und Tabelle 10-6 (zulässig 35 % Sut für nichtrostende Stähle/Nichteisenmetalle)	541.38	541	-0.07	Übereinstimmung
Nichtrostender Stahl 302, d 6 mm: zulässig 0,35·Sut MPa (Sut 1236,2)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabelle 10-4 (Sut = A/d^m nach Drahtdurchmesser) und Tabelle 10-6 (zulässig 35 % Sut für nichtrostende Stähle/Nichteisenmetalle)	432.67	433	0.08	Übereinstimmung
Phosphorbronze d 0,5 mm: zulässig 0,35·Sut MPa (Sut 1000,0)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabelle 10-4 (Sut = A/d^m nach Drahtdurchmesser) und Tabelle 10-6 (zulässig 35 % Sut für nichtrostende Stähle/Nichteisenmetalle)	350.0	350	0.0	Übereinstimmung
Phosphorbronze d 1,5 mm: zulässig 0,35·Sut MPa (Sut 902,7)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabelle 10-4 (Sut = A/d^m nach Drahtdurchmesser) und Tabelle 10-6 (zulässig 35 % Sut für nichtrostende Stähle/Nichteisenmetalle)	315.94	316	0.02	Übereinstimmung
Phosphorbronze d 4 mm: zulässig 0,35·Sut MPa (Sut 852,9)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabelle 10-4 (Sut = A/d^m nach Drahtdurchmesser) und Tabelle 10-6 (zulässig 35 % Sut für nichtrostende Stähle/Nichteisenmetalle)	298.51	299	0.16	Übereinstimmung

Zugfeder Korrigiert

12 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Die Drahtfestigkeit für nichtrostenden Stahl 302 und Phosphorbronze folgt jetzt Shigley Tabelle 10-4 in Abhängigkeit vom Drahtdurchmesser.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung	Anmerkung
Standardfall: Federrate N/mm (Na = Nb + G/E)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Gl. 10-9, 10-39	1.705	1.705	0.0	Übereinstimmung
Standardfall: Spannung im Federkörper MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Gl. 10-7	338.29	338	-0.09	Übereinstimmung
Standardfall: Biegespannung in der Öse σA MPa (C1 = C)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Gl. 10-34, 10-35	653.64	654	0.06	Übereinstimmung
Veröffentlicht: Shigley-Beispiel 10-6 (hartgezogener Federdraht d 0,035 in, Außendurchmesser 0,248 in, Nb 12,17, Fi 1,19 lbf): Federrate lbf/in (17,91, G 11,6/E 28,7 Mpsi; die Seite verwendet 11,5/28,5)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Beispiel 10-6	17.91	17.8	-0.61	Übereinstimmung
Shigley-Beispiel 10-6: Spannung im Federkörper bei 5,25 lbf ksi (L1 so gewählt, dass die Kraft auf der Seite = 5,25 lbf)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Beispiel 10-6	81.98	82	0.02	Übereinstimmung
Shigley-Beispiel 10-6: Torsionsauslastung der Öse % (τB 78,6 ksi mit r2 0,089 in, C2 5,09, / 0,40·Sut); die Seite nimmt C2 = 4 an (Toleranz 8 % deckt das ab)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Beispiel 10-6	74.24	78	5.06	Methodenunterschied	Die Seite hat keine Eingabe für r2 und setzt C2 = 2r2/d = 4 fest (dokumentiert), was (K)B 1,25 statt 1,184 ergibt; die Torsion in der Öse ist daher etwa 5,6 % zu hoch (konservativ). Der Biegeradius der Öse r2 ist jetzt eine Eingabe (Standard 2·d), sodass der Shigley-Fall exakt eingegeben werden kann.
Nichtrostender Stahl 302, d 1 mm: Draht Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabelle 10-4 (nach Drahtdurchmesser)	1867.0	1867	0.0	Übereinstimmung
Nichtrostender Stahl 302, d 3 mm: Draht Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabelle 10-4 (nach Drahtdurchmesser)	1546.81	1547	0.01	Übereinstimmung
Nichtrostender Stahl 302, d 6 mm: Draht Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabelle 10-4 (nach Drahtdurchmesser)	1236.19	1236	-0.02	Übereinstimmung
Phosphorbronze d 0,5 mm: Draht Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabelle 10-4 (nach Drahtdurchmesser)	1000.0	1000	0.0	Übereinstimmung
Phosphorbronze d 1,5 mm: Draht Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabelle 10-4 (nach Drahtdurchmesser)	902.69	903	0.03	Übereinstimmung
Phosphorbronze d 4 mm: Draht Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabelle 10-4 (nach Drahtdurchmesser)	852.87	853	0.02	Übereinstimmung

Schenkelfeder Korrigiert

12 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Die Drahtfestigkeit für nichtrostenden Stahl 302 und Phosphorbronze folgt jetzt Shigley Tabelle 10-4 in Abhängigkeit vom Drahtdurchmesser.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
Standardfall: Federrate N·mm/Umdrehung (k' = d⁴E/(10,8 D Na), Na = Nb + (l1 + l2)/(3πD))	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Gl. 10-51, 10-52	470.73	471	0.06	Übereinstimmung
Standardfall: Biegespannung MPa (Ki Innenfaser)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Gl. 10-43, 10-44	323.77	324	0.07	Übereinstimmung
Standardfall: Innendurchmesser im gespannten Zustand mm (D' = D·Nb/(Nb + θ') − d)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Gl. 10-54	10.6469	10.65	0.03	Übereinstimmung
Veröffentlicht: Shigley-Beispiel 10-8 (Klaviersaitendraht d 0,072 in, Außendurchmesser 19/32 in, Nb 4,25, Schenkel 1 in): Sy = 0,78·Sut ksi (229,6)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Beispiel 10-8	229.6	229.2	-0.17	Übereinstimmung
Shigley-Beispiel 10-8: Federrate lbf·in/Umdrehung (E 28,5 Mpsi)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Beispiel 10-8	29.188	29.2	0.04	Übereinstimmung
Shigley-Beispiel 10-8: maximaler statischer Winkel ° (θ' = Mmax/k')	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Beispiel 10-8	93.1	93	-0.11	Übereinstimmung
Nichtrostender Stahl 302, d 1 mm: zulässig Sy = 0,61·Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabellen 10-4, 10-10 (61 % für nichtrostende Stähle/Nichteisenmetalle)	1138.87	1139	0.01	Übereinstimmung
Nichtrostender Stahl 302, d 3 mm: zulässig Sy = 0,61·Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabellen 10-4, 10-10 (61 % für nichtrostende Stähle/Nichteisenmetalle)	943.55	944	0.05	Übereinstimmung
Nichtrostender Stahl 302, d 6 mm: zulässig Sy = 0,61·Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabellen 10-4, 10-10 (61 % für nichtrostende Stähle/Nichteisenmetalle)	754.08	754	-0.01	Übereinstimmung
Phosphorbronze d 0,5 mm: zulässig Sy = 0,61·Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabellen 10-4, 10-10 (61 % für nichtrostende Stähle/Nichteisenmetalle)	610.0	610	0.0	Übereinstimmung
Phosphorbronze d 1,5 mm: zulässig Sy = 0,61·Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabellen 10-4, 10-10 (61 % für nichtrostende Stähle/Nichteisenmetalle)	550.64	551	0.07	Übereinstimmung
Phosphorbronze d 4 mm: zulässig Sy = 0,61·Sut MPa	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabellen 10-4, 10-10 (61 % für nichtrostende Stähle/Nichteisenmetalle)	520.25	520	-0.05	Übereinstimmung

Kegelrad Geprüft

12 Prüfungen

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung	Anmerkung
Standardfall: Teilkegelwinkel Ritzel ° (tan δ1 = sinΣ/(z2/z1 + cosΣ))	Gleason / KHK	26.5651	26.57	0.02	Übereinstimmung
Standardfall: Teilkegellänge R mm	Gleason / KHK	44.7214	44.72	-0.0	Übereinstimmung
Standardfall: Umfangskraft kN bei dm1 = d1 − b sinδ1 (1,186, auf 0,01 kN angezeigt)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) §13-15 Kraftanalyse Kegelräder	1.1856	1.19	0.37	Übereinstimmung
Standardfall: Radialkraft Ritzel kN (Wt tanφ cosγ)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Gl. 13-38	0.386	0.39	1.04	Übereinstimmung	Innerhalb der Anzeigerundung des Seitenwerts.
Veröffentlicht: KHK-Gleason-Beispiel: ha1	KHK Gear Technical Reference, Calculation of Gear Dimensions, Tabelle 4.12, Gleason-Beispiel geradverzahntes Kegelrad (m 3, z 20/40, α 20°, Σ 90°, b 22)	4.035	4.035	0.0	Übereinstimmung
Veröffentlicht: KHK-Gleason-Beispiel: hf1	KHK Gear Technical Reference, Calculation of Gear Dimensions, Tabelle 4.12, Gleason-Beispiel geradverzahntes Kegelrad (m 3, z 20/40, α 20°, Σ 90°, b 22)	2.529	2.529	0.0	Übereinstimmung
Veröffentlicht: KHK-Gleason-Beispiel: θf1	KHK Gear Technical Reference, Calculation of Gear Dimensions, Tabelle 4.12, Gleason-Beispiel geradverzahntes Kegelrad (m 3, z 20/40, α 20°, Σ 90°, b 22)	2.15903	2.159	-0.0	Übereinstimmung
Veröffentlicht: KHK-Gleason-Beispiel: da1	KHK Gear Technical Reference, Calculation of Gear Dimensions, Tabelle 4.12, Gleason-Beispiel geradverzahntes Kegelrad (m 3, z 20/40, α 20°, Σ 90°, b 22)	67.218	67.218	0.0	Übereinstimmung
Veröffentlicht: KHK-Gleason-Beispiel: da2	KHK Gear Technical Reference, Calculation of Gear Dimensions, Tabelle 4.12, Gleason-Beispiel geradverzahntes Kegelrad (m 3, z 20/40, α 20°, Σ 90°, b 22)	121.7575	121.758	0.0	Übereinstimmung
Veröffentlicht: KHK-Gleason-Beispiel: di1	KHK Gear Technical Reference, Calculation of Gear Dimensions, Tabelle 4.12, Gleason-Beispiel geradverzahntes Kegelrad (m 3, z 20/40, α 20°, Σ 90°, b 22)	44.8425	44.843	0.0	Übereinstimmung
Veröffentlicht: KHK-Beispiel: axiale Zahnbreite Xb1 mm	KHK Gear Technical Reference, Calculation of Gear Dimensions, Tabelle 4.12, Gleason-Beispiel geradverzahntes Kegelrad (m 3, z 20/40, α 20°, Σ 90°, b 22)	19.0029	19.003	0.0	Übereinstimmung
Achsenwinkel Σ 60°, 20/40: Teilkegelwinkel Ritzel °	Gleason / KHK, allgemeiner Achsenwinkel tan δ1 = sinΣ/(z2/z1 + cosΣ)	19.1066	19.11	0.02	Übereinstimmung

Pressverband Korrigiert

6 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Die Erwärmung beim Schrumpfverband verwendet jetzt das volle gemessene Übermaß; mit dem geglätteten Wert ergaben sich etwa 17 K zu wenig (218 statt 235 °C im Standardfall), und die Nabe konnte auf halbem Weg festfressen.
Graugussnaben werden jetzt wie spröde Werkstoffe mit der Tangentialspannung (größte Hauptspannung) nachgewiesen; der Nachweis nach von Mises meldete einwandfreie Verbindungen als rissgefährdet.
Spannungen und Einpresskraft bei der engsten Passung verwenden jetzt das volle gemessene Übermaß (auf der sicheren Seite); vorher senkte die Glättung durch die Rauheit sie um etwa 14 %.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung	Anmerkung
Fugendruck, Ø40 H7/s6, kleinstes Übermaß	Lamé (Shigley Gl. 3-56), Handrechnung	19.69	19.7	0.05	Übereinstimmung	Vom Entwickler geprüft; unabhängig geprüft am 30. Okt. 2026.
Übertragbares Drehmoment bei kleinstem Übermaß	μ·p·π·d·L·d/2	237.5	238	0.2	Übereinstimmung	Prüfung durch den Entwickler.
Vergleichsspannung nach von Mises in der Nabe bei größtem Übermaß	σt = p(Do²+d²)/(Do²−d²), σr = −p	234.2	234	-0.1	Übereinstimmung	Prüfung durch den Entwickler.
Übermaß nach ISO 286 H7/s6 bei Ø40	ISO 286-2: s6 +43/+59, H7 0/+25 µm	18 – 59	18 – 59	0	Übereinstimmung	Verwendet die geprüften Tabellen des Passungsrechners.
Rechenbeispiel TU Clausthal Ø50 H6/s6, Nabe 100, L 40, μ 0,2: Fugendruck und Reibkraft bei kleinstem Übermaß	Unabhängige Prüfung (separater Agent), TU Clausthal Maschinenlehre WS15/16, Aufgabe 1	34,97 MPa / 43,94 kN	35,0 MPa / 43,9 kN	0	Übereinstimmung	Unabhängige Prüfung am 30. Okt. 2026.
Standardfall Ø40 H7/s6: Tangentialspannung / Vergleichsspannung nach von Mises in der Nabe bei der engsten Passung (volle 59 µm)	Unabhängige Prüfung (separater Agent), Lamé, unabhängiger Code	193,6 / 271,0 MPa	194 / 271 MPa	0	Übereinstimmung	Unabhängige Prüfung am 30. Okt. 2026.

Passfeder Korrigiert

5 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Übertragbares Drehmoment und Flächenpressung berücksichtigen jetzt höchstens 1,3·d tragende Passfederlänge, die Gültigkeitsgrenze von DIN 6892 Methode C; eine 400 mm lange Passfeder auf einer 40-mm-Welle zeigte 5112 N·m statt etwa 685.
Die Grenze für Grauguss wird jetzt als konservative Festlegung dieser Website beschrieben, nicht als Teil von DIN 6892; die Grundlage für die Scherung der Passfeder und die nächste genormte DIN-Länge werden angegeben.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung	Anmerkung
Flächenpressung an der Nabe, Ø40 12×8×50 Form A, 300 N·m, KA 1,25	Handrechnung	164.5	164	-0.3	Übereinstimmung	Prüfung durch den Entwickler; unabhängige Prüfung ausstehend (neuer Rechner).
Erforderliche Passfederlänge	F/((h−t1)·0.9·Re) + b	34.8	35	0.6	Übereinstimmung	Die Seite rundet auf ganze mm auf.
Passfedergröße nach Durchmesser	DIN 6885-1	12 × 8	12 × 8	0	Übereinstimmung
Standardfall Ø40, 300 N·m, KA 1,25, 12×8×50: Flächenpressung Nabe / Welle, Scherung der Passfeder	Unabhängige Prüfung (separater Agent), unabhängiger Code, Tabelle DIN 6885-1	164,47 / 98,68 / 41,12 MPa	164 / 98,7 / 41,1 MPa	0	Übereinstimmung	Unabhängige Prüfung am 30. Okt. 2026.
Shigley 10th ed. Bsp. 7-6, Passfederkraft	Unabhängige Prüfung (separater Agent), Shigley	5846 lbf	5843 lbf	0	Übereinstimmung	Unabhängige Prüfung am 30. Okt. 2026.

Biegebalken & Durchbiegung Korrigiert

7 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Eine Last, die nur minimal neben einem Netzknoten lag (zum Beispiel bei 1500,001 mm oder eine Endlast 0,006 mm vor dem Trägerende nach einer Einheitenumschaltung), machte den Löser schlecht konditioniert und führte zu falschen Auflagerkräften oder NaN. Das Netz erzeugt jetzt nie Elemente, die kürzer als L/1000 sind.
Der Elastizitätsmodul kann jetzt eingegeben werden (AISC verwendet 29 000 ksi = 200 GPa).

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Bewertung	Anmerkung
BEAM-001 Einfeldträger, 10 kN Einzellast + 2 kN/m Gleichlast: Auflagerkräfte, M max, σ, δ max und ihre Lage	Externe Prüfung (ChatGPT), unabhängiger Fall BEAM-001	9,667 / 6,333 kN / 8,667 kN·m / 54,17 MPa / 4,127 mm bei 1406,2 mm	9,667 / 6,333 kN / 8,667 kN·m / 54,2 MPa / 4,127 mm bei 1406,2 mm	Übereinstimmung	Alles innerhalb der Anzeigerundung.
BEAM-002 Kragarm, Endlast + Gleichlast + Endmoment: Durchbiegung am Ende, Verdrehung, Auflagerkraft und Moment an der Einspannung	Externe Prüfung (ChatGPT), Fall BEAM-002 (Verdrehung vom Prüfer auf 0,008333 rad korrigiert)	11,000 mm / 0,008333 rad / 5 kN / 8,5 kN·m	11,000 mm / 0,00833 rad / 5,000 kN / −8,500 kN·m	Übereinstimmung	Moment mit Vorzeichenkonvention „im Uhrzeigersinn positiv“ angezeigt.
BEAM-003 einseitig eingespannter Träger mit Gleichlast: Auflagerkräfte, Einspann- und Feldmoment, δ max und Lage, Verdrehung am Loslager	Externe Prüfung (ChatGPT), Fall BEAM-003	7,5 / 4,5 kN / −6 / 3,375 kN·m / 1,6506 mm bei 2313,9 mm / 0,001587 rad	7,500 / 4,500 kN / −6,000 / 3,375 kN·m / 1,651 mm bei 2313,9 mm / 0,00159 rad	Übereinstimmung	Über die Verträglichkeit gelöst, nicht mit einer Sonderfallformel.
Beidseitig eingespannt, Gleichlast: wL/2, wL²/12, wL⁴/384EI	Klassische geschlossene Lösung	6 kN / 4 kN·m / 0.7937 mm	6.000 kN / 4.000 kN·m / 0.794 mm	Übereinstimmung	Vom Entwickler geprüft.
Invarianten: Last auf einem Auflager erzeugt keine Biegung; Lasten außerhalb der Stützweite und Stützweite null werden zurückgewiesen	Von der externen Prüfung vorgeschlagene Invarianten	0 kN·m / Eingabefehler	0,000 kN·m / Eingabefehler	Übereinstimmung	Unabhängig geprüft am 30. Okt. 2026; Korrekturen oben aufgeführt.
AISC Design Example F.1-1 W18×50, 35 ft: Mu	Unabhängige Prüfung (separater Agent), AISC 360-16 Design Examples	266,4 kip·ft	266,4 kip·ft	Übereinstimmung	Unabhängige Prüfung am 30. Okt. 2026.
Beidseitig und einseitig eingespannte Träger mit außermittiger Einzellast	Unabhängige Prüfung (separater Agent), Roark Tabelle 8.1 / AISC Manual Tabelle 3-23	RA 7.407 kN, MA 4.444, MB 2.222 kN·m; RB 1.481 kN	gleich	Übereinstimmung	Unabhängige Prüfung am 30. Okt. 2026.

Kehlnaht Korrigiert

6 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Die richtungsbezogene EN-Anzeige zeigt jetzt σ⊥ und τ⊥ der maßgebenden Nahtdicken-Orientierung (die Auslastung war richtig, die angezeigten Komponenten gehörten zur anderen Orientierung).
Text korrigiert: Das richtungsbezogene Verfahren ist nie konservativer als das vereinfachte; der Schwerpunkt der C-Form wird zur Eingabe von Exzentrizitäten angezeigt.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Bewertung	Anmerkung
WELD-001 Rechteck 100 × 60, a 4, Fx 12 / Fy 8 kN, Mz 1,2 kN·m: L, J, Spitzenspannung und ihre Lage, Auslastung	Externe Prüfung (ChatGPT), Fall WELD-001; seine Ix und Iy waren falsch aufgeteilt, von uns korrigiert und vom Prüfer bestätigt	320 mm / 2 730 667 mm⁴ / 36,130 MPa bei (+50, −30) / 15,46 %	320,0 mm / 2 730 667 mm⁴ / 36,13 MPa bei (50, −30) / 15,5 %	Übereinstimmung	Ix 864 000 und Iy 1 866 667 mm⁴ stimmen mit den korrigierten Werten überein.
WELD-002 zwei Linien 120 mm bei ±40, Fz 10 kN, Mx 1 kN·m: Ix, Iy, maximale Normalspannung	Externe Prüfung (ChatGPT), Fall WELD-002	1 152 000 / 1 536 000 mm⁴ / 62,5 MPa / 26,75 %	1 152 000 / 1 536 000 mm⁴ / 62,50 MPa / 26,7 %	Übereinstimmung
WELD-003 Kreis r 50, Mz 1 kN·m: Länge, J, Torsionsspannung	Externe Prüfung (ChatGPT), Fall WELD-003	314,159 mm / 3 141 593 mm⁴ / 15,9155 MPa	314,2 mm / 3 141 593 mm⁴ / 15,92 MPa	Übereinstimmung
Invarianten: doppelte Nahtdicke halbiert die Spannung, doppelte Lasten verdoppeln sie, eine versetzte Kraft ergibt r × F, richtungsbezogen ≤ vereinfacht	Von der externen Prüfung vorgeschlagene Invarianten	wie angegeben	wie angegeben	Übereinstimmung	Unabhängig geprüft am 30. Okt. 2026; Korrekturen oben aufgeführt.
Shigley 9th ed. Aufgabe 9-19 (zwei Nähte 50 mm, F 6,06 kN bei 175 mm)	Unabhängige Prüfung (separater Agent), Shigley-Lösungshandbuch Kap. 9	140 MPa	139,9 MPa	Übereinstimmung	Unabhängige Prüfung am 30. Okt. 2026.
Shigley 9th ed. Aufgabe 9-56 (zwei Nähte 200 mm, 25 kN bei 150 mm Abstand)	Unabhängige Prüfung (separater Agent), Shigley-Lösungshandbuch Kap. 9	I 8,484·10⁶ mm⁴, τmax 45,3 MPa	8 484 000 mm⁴, 45,28 MPa	Übereinstimmung	Unabhängige Prüfung am 30. Okt. 2026.

Lagerlebensdauer Korrigiert

12 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Einzelne Schrägkugellager 40°: P = Fr unterhalb e = 1,14 (vorher wurde die Formel für gepaarte Lager verwendet); statische Belastung P0 = max(Fr, 0,5·Fr + 0,26·Fa).
Schrägkugellager genau bei e (Fa/Fr = 1,14): Gleitkomma-Rundung konnte den oberen Zweig wählen; der Vergleich bleibt jetzt bei P = Fr (von einer externen Prüfung gefunden, Auswirkung 0,02 %).

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung	Anmerkung
Standardfall 6205: L10h h ((14,8/2)^3 × 10^6/(60·1500))	ISO 281:2007 (L10 = (C/P)^p, X/Y-Tabelle für Radial-Kugellager), SKF-Katalog	4502.49	4502	-0.01	Übereinstimmung
Standardfall: e (f0·Fa/C0 = 0,897, f0 14; 0,272 angezeigt als 0,27)	ISO 281 Tabelle 4, Interpolation	0.2719	0.27	-0.7	Übereinstimmung
Standardfall: erforderliche Tragzahl C kN für 20 000 h	ISO 281 umgestellt	24.329	24.3	-0.12	Übereinstimmung
Standardfall: statische Tragsicherheit s0 (P0 = max(Fr, 0,6Fr + 0,5Fa))	ISO 76 / SKF	3.9	3.9	0.0	Übereinstimmung
Veröffentlicht: JTEKT/Koyo-Beispiel, 6308 (Cr 50,9, C0r 24,0 kN, f0 13,2), Fr 3,5, Fa 1,0 kN: äquivalente Belastung P kN (3,78; die Seite setzt f0 = 14 fest)	JTEKT Bearing Knowledge, Berechnungsbeispiele (jtekt.co.jp .../5-7000.html: X 0,56, Y 1,82, P 3 780 N)	3.78	3.756	-0.63	Übereinstimmung
Schrägkugellager 40° einzeln, Fa/Fr = 1,13 (unterhalb e = 1,14): P kN, Fr 1	SKF-/NTN-Katalog einreihige Schrägkugellager 40° (B): einzeln oder in Tandemanordnung P = Fr für Fa/Fr ≤ 1,14, P = 0,35Fr + 0,57Fa darüber; P0 = 0,5Fr + 0,26Fa, P0 ≥ Fr	1.0	1	0.0	Übereinstimmung
Schrägkugellager 40° einzeln, Fa/Fr = 1,15 (oberhalb e): P kN	SKF-/NTN-Katalog einreihige Schrägkugellager 40° (B): einzeln oder in Tandemanordnung P = Fr für Fa/Fr ≤ 1,14, P = 0,35Fr + 0,57Fa darüber; P0 = 0,5Fr + 0,26Fa, P0 ≥ Fr	1.0055	1.005	-0.05	Übereinstimmung
Schrägkugellager 40° einzeln, Fr 1, Fa 3 (weit oberhalb e): P kN	SKF-/NTN-Katalog einreihige Schrägkugellager 40° (B): einzeln oder in Tandemanordnung P = Fr für Fa/Fr ≤ 1,14, P = 0,35Fr + 0,57Fa darüber; P0 = 0,5Fr + 0,26Fa, P0 ≥ Fr	2.06	2.06	0.0	Übereinstimmung
Schrägkugellager 7205 B, Fr 1, Fa 3: statische Tragsicherheit s0 (P0 = 0,5 + 0,78 = 1,28 kN, C0 10)	SKF-/NTN-Katalog einreihige Schrägkugellager 40° (B): einzeln oder in Tandemanordnung P = Fr für Fa/Fr ≤ 1,14, P = 0,35Fr + 0,57Fa darüber; P0 = 0,5Fr + 0,26Fa, P0 ≥ Fr	7.8125	7.81	-0.03	Übereinstimmung
Schrägkugellager 7205 B, Fr 2, Fa 1 (unterhalb e): statische Tragsicherheit s0 (P0 = Fr = 2)	SKF-/NTN-Katalog einreihige Schrägkugellager 40° (B): einzeln oder in Tandemanordnung P = Fr für Fa/Fr ≤ 1,14, P = 0,35Fr + 0,57Fa darüber; P0 = 0,5Fr + 0,26Fa, P0 ≥ Fr	5.0	5	0.0	Übereinstimmung
Kegelrollenlager 30205 (C 37,4), Fr 4, Fa 2: P kN (0,4Fr + 1,6Fa)	SKF 30205 J2/Q: e 0,37, Y 1,6	4.8	4.8	0.0	Übereinstimmung
Pendelrollenlager 22208 E, Fr 5, Fa 1 (Fa/Fr 0,2 < e): P kN mit SKF-Faktoren (Fr + Y1·Fa, Y1 2,4)	SKF-Produktdaten 22208 E: e 0,28, Y1 2,4, Y2 3,6, Y0 2,5 (coolenbearings.com/skf/roller-bearings/spherical/22208-e)	7.4	7.41	0.14	Übereinstimmung	Nach dieser Prüfung korrigiert: Die Faktoren für Pendelrollenlager folgen jetzt dem gewählten Lager (22208 E: e 0,28, Y1 2,41); vorher ergaben die allgemeinen Werte e 0,25 / Y1 2,7 ein um 4 % zu hohes P.

Wellendurchmesser Korrigiert

11 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Werte für C45 normalgeglüht nach EN 10083-2 für Stabstahl 16–100 mm festgelegt (305/580 MPa).
Die Neigung an den Lagern wird jetzt am größeren der beiden Lager geprüft.
DE-Goodman-Dauerfestigkeitsnachweis ergänzt (Dauerfestigkeit nach Marin, Kf/Kfs, erforderlicher Durchmesser) und den statischen Sicherheitsfaktor als Auslegungsspannung einschließlich Stoßfaktoren und Passfedernut gekennzeichnet.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung	Anmerkung
Standardfall: Drehmoment N·m (9549 P/n)	Norm	49.391	49.4	0.02	Übereinstimmung
Standardfall: Biegemoment N·m (F a (L − a)/L)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabelle A-9-5	80.0	80	0.0	Übereinstimmung
Standardfall: Festigkeitsdurchmesser mm (C45 305/580 MPa, Passfedernut, Km 1,5, Kt 1,0)	ASME Code for Design of Transmission Shafting (Bhandari, Design of Machine Elements): d³ = 16/(π τ)·√((Km M)² + (Kt T)²), τ = 0,75·min(0,3Sy, 0,18Su) mit Passfedernut	21.276	21.3	0.11	Übereinstimmung
Standardfall: Durchmesser aus Verdrehwinkel mm (0,25°/m, G 81 GPa)	θ = T/(G J)	34.541	34.5	-0.12	Übereinstimmung
Standardfall: Sicherheitsfaktor bei Ø35 (von Mises mit Km, Kt, Passfedernut 1/0,75)	Methode der Seite: σv = √(σb² + 3τ²)/0,75	7.558	7.56	0.03	Übereinstimmung
Standardfall: Verdrehwinkel bei Ø35 °/m (auf 0,01 angezeigt)	θ = T/(G J)	0.2371	0.24	1.22	Übereinstimmung	Innerhalb der Anzeigerundung des Seitenwerts.
Standardfall: Durchbiegung an der Lastangriffsstelle, Ø35 µm (F a² b²/(3 E I L), auf 1 µm angezeigt)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabelle A-9-6	34.48	34	-1.39	Übereinstimmung	Innerhalb der Anzeigerundung des Seitenwerts.
Veröffentlicht: ASME-Rechenbeispiel (20 kW, 200 U/min, M 500 N·m, Km 1,5, Kt 1,0, Passfedernut, τ 81 MPa → d 42,4 mm), umgerechnet auf τ 87,75 MPa für C45 vergütet der Seite: d = 42,4·(81/87,75)^(1/3)	ASME Code for Design of Transmission Shafting (Bhandari, Design of Machine Elements): d³ = 16/(π τ)·√((Km M)² + (Kt T)²), τ = 0,75·min(0,3Sy, 0,18Su) mit Passfedernut; Beispiel von makeiteasyhub.com/design-of-shafts-2026-guide-formulas-materials-codes-and-examples	41.303	41.3	-0.01	Übereinstimmung
C45 normalgeglüht, Streckgrenze MPa (EN 10083-2 +N, 16 < d ≤ 100 mm: 305)	EN 10083-2 (RoyMech-Tabelle Steel-10083)	305	305	0.0	Übereinstimmung
Fliegend 1,2 kN, 100 mm außerhalb einer Stützweite von 300 mm: Biegemoment N·m (F·a)	Shigley's Mechanical Engineering Design 10th ed. (Budynas/Nisbett) Tabelle A-9-10	120.0	120	0.0	Übereinstimmung
42CrMo4 vergütet, nur Torsion, glatte Welle, 7,5 kW 1450 U/min: Festigkeitsdurchmesser mm (τ = min(225, 180) = 180 MPa)	ASME Code for Design of Transmission Shafting (Bhandari, Design of Machine Elements): d³ = 16/(π τ)·√((Km M)² + (Kt T)²), τ = 0,75·min(0,3Sy, 0,18Su) mit Passfedernut	11.18	11.2	0.18	Übereinstimmung

Schnittdaten Korrigiert

12 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Die Spanungsdicke beim Fräsen verwendet jetzt die mittlere Spanungsdicke aus dem Eingriffswinkel (bei vollen Nuten war die Leistung 11 % zu niedrig).

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
Standardfall Drehen Ø50, Vc 220: Drehzahl U/min	Sandvik Coromant, Formeln und Definitionen (Drehen: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; Fräsen: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm aus dem Eingriffswinkel; Bohren: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	1400.56	1401	0.03	Übereinstimmung
Standardfall: Vorschubgeschwindigkeit mm/min (f·n)	Sandvik Coromant, Formeln und Definitionen (Drehen: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; Fräsen: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm aus dem Eingriffswinkel; Bohren: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	280.11	280	-0.04	Übereinstimmung
Standardfall: Zeitspanvolumen cm³/min (Vc·ap·f)	Sandvik Coromant, Formeln und Definitionen (Drehen: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; Fräsen: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm aus dem Eingriffswinkel; Bohren: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	88.0	88	0.0	Übereinstimmung
Standardfall: Schnittleistung kW (kc1 1500, mc 0,25, h 0,2)	Sandvik Coromant, Formeln und Definitionen (Drehen: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; Fräsen: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm aus dem Eingriffswinkel; Bohren: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	3.2898	3.29	0.01	Übereinstimmung
Standardfall: Spindelmoment N·m (Mc = Pc·30 000/(π n))	Sandvik Coromant, Formeln und Definitionen (Drehen: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; Fräsen: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm aus dem Eingriffswinkel; Bohren: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	22.43	22.4	-0.13	Übereinstimmung
Rechenbeispiel Vc 200 m/min: Schnittleistung kW (2,99)	Sandvik Coromant, Formeln und Definitionen (Drehen: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; Fräsen: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm aus dem Eingriffswinkel; Bohren: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	2.9907	2.99	-0.02	Übereinstimmung
Bohren Ø10, Vc 80, fn 0,2, Baustahl: Schnittleistung kW (hex = fn/2·sin 59°)	Sandvik Coromant, Formeln und Definitionen (Drehen: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; Fräsen: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm aus dem Eingriffswinkel; Bohren: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	1.8481	1.85	0.1	Übereinstimmung
Nutenfräsen volle Breite Ø12, z 3, fz 0,05, ap 6, Vc 150: mittlere Spanungsdicke mm (2fz/π)	Sandvik Coromant, Formeln und Definitionen (Drehen: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; Fräsen: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm aus dem Eingriffswinkel; Bohren: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	0.03183	0.032	0.53	Übereinstimmung
Nutenfräsen volle Breite: Schnittleistung kW	Sandvik Coromant, Formeln und Definitionen (Drehen: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; Fräsen: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm aus dem Eingriffswinkel; Bohren: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	2.5434	2.54	-0.13	Übereinstimmung
Umfangsfräsen Ø12, ae 3 (φ 60°): mittlere Spanungsdicke mm (fz·(2ae/D)/φ)	Sandvik Coromant, Formeln und Definitionen (Drehen: Pc = vc·ap·fn·kc/60 000; Fräsen: Pc = ap·ae·vf·kc/(60·10⁶), hm aus dem Eingriffswinkel; Bohren: Pc = fn·vc·Dc·kc/240 000), kc = kc1·h^−mc	0.02387	0.024	0.54	Übereinstimmung
Drehzahlbegrenzung: Drehen Ø10 bei Vc 220 mit max. 3000 U/min: U/min	n = min(1000 Vc/(πD), nmax)	3000	3000	0.0	Übereinstimmung
Veröffentlichte Regel: Fräser 0,5 in bei 500 SFM → 3820 U/min (RPM = 3,82·SFM/D); Seite gerechnet als Fräsen Ø12,7 mm, Vc 152,4 m/min	Machinery's Handbook RPM = 12·SFM/(π D)	3819.7	3820	0.01	Übereinstimmung

Kernlochbohrer Korrigiert

19 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Toleranz des Kerndurchmessers 6H für Steigungen 0,35–0,6 mm auf ISO 965-1 Toleranzgrad 6 korrigiert (war Toleranzgrad 5).
Bei der Standard-Gewindeüberdeckung von 77 % gibt der Rechner jetzt die Normkernlochbohrer nach ISO 2306 / DIN 336 aus (M8 → 6,8, M12 → 10,2, M12×1,25 → 10,8 mm), wenn sie innerhalb der Toleranz 6H liegen.
Kerndurchmesser für UNC/UNF jetzt als Näherung an ASME B1.1 Klasse 2B gekennzeichnet.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung	Anmerkung
M3 Regelgewinde, Kernlochbohrer für Gewindebohrer (77 %) = 2,5 mm	Normkernlochbohrer nach ISO 2306 / DIN 336: M3 -> 2,5 mm	2.5	2.5	0.0	Übereinstimmung
M6 Regelgewinde, Kernlochbohrer für Gewindebohrer (77 %) = 5,0 mm	Normkernlochbohrer nach ISO 2306 / DIN 336: M6 -> 5,0 mm	5.0	5	0.0	Übereinstimmung
M8 Regelgewinde, Kernlochbohrer für Gewindebohrer (77 %) = 6,8 mm	Normkernlochbohrer nach ISO 2306 / DIN 336: M8 -> 6,8 mm	6.8	6.8	0.0	Übereinstimmung
M10 Regelgewinde, Kernlochbohrer für Gewindebohrer (77 %) = 8,5 mm	Normkernlochbohrer nach ISO 2306 / DIN 336: M10 -> 8,5 mm	8.5	8.5	0.0	Übereinstimmung
M12 Regelgewinde, Kernlochbohrer für Gewindebohrer (77 %) = 10,2 mm	Normkernlochbohrer nach ISO 2306 / DIN 336: M12 -> 10,2 mm	10.2	10.2	0.0	Übereinstimmung
M16 Regelgewinde, Kernlochbohrer für Gewindebohrer (77 %) = 14 mm	Normkernlochbohrer nach ISO 2306 / DIN 336: M16 -> 14 mm	14	14	0.0	Übereinstimmung
M20 Regelgewinde, Kernlochbohrer für Gewindebohrer (77 %) = 17,5 mm	Normkernlochbohrer nach ISO 2306 / DIN 336: M20 -> 17,5 mm	17.5	17.5	0.0	Übereinstimmung
M12x1,25 Feingewinde, Kernlochbohrer = 10,8 mm	Normkernlochbohrer nach ISO 2306 / DIN 336: M12x1,25 -> 10,8 mm	10.8	10.8	0.0	Übereinstimmung
M8 6H D1 min = 6,647 mm	ISO 965-1/-2: M8 6H D1 6,647–6,912 mm	6.647	6.647	0.0	Übereinstimmung
M8 6H D1 max = 6,912 mm	ISO 965-1/-2: M8 6H D1 max 6,912 mm	6.912	6.912	0.0	Übereinstimmung
M10 6H D1 max = 8,676 mm	ISO 965-2: M10 6H D1 8,376–8,676 mm	8.676	8.676	0.0	Übereinstimmung
M24 6H D1 min = 20,752 mm	ISO 965-2: M24 6H D1 20,752–21,252 mm	20.752	20.753	0.005	Übereinstimmung
M3 6H D1 max = 2,599 mm (P0,5, TD1=0,140)	ISO 965-2: M3 6H D1 2,459–2,599 mm	2.599	2.599	0.0	Übereinstimmung
M10: Bohrer 8,5 mm ergibt 77 % Gewindeüberdeckung	Machinery's Handbook, Gewindeüberdeckung in % = (D-d)/(1,299P): (10-8,5)/(1,299*1,5)=77 %	77	77	0.0	Übereinstimmung
M8 Kernlochbohrer für Gewindeformer 7,4 mm (65 %)	Bohrertabellen für Gewindeformer (OSG/Emuge): M8x1,25 -> 7,4 mm	7.4	7.4	0.0	Übereinstimmung
1/4-20 UNC bei 75 % -> Bohrer #7 0,2010 in	Machinery's Handbook, Kernlochtabelle: 1/4-20 -> #7 (0,201 in) für 75 %	0.201	0.201	0.0	Übereinstimmung
1/4-20 2B Kerndurchmesser min 0,196 in (Seite 0,1959)	ASME B1.1 1/4-20 UNC-2B Kerndurchmesser 0,196–0,207 in	0.196	0.1959	-0.051	Übereinstimmung
1/4-20 2B Kerndurchmesser max 0,207 in, die Seite verwendet das ISO-Toleranzfeld 6H (Methode, Tol. 1,5 %)	ASME B1.1 1/4-20 UNC-2B Kerndurchmesser max 0,207 in	0.207	0.2063	-0.338	Methodenunterschied	Die Seite wendet das Toleranzfeld TD1 nach ISO 965-1 auf UNC an (dokumentierte Näherung) und ergibt max. 0,2063 in gegenüber 0,2070 in nach ASME B1.1 (-0,3 %).
M8 Grundlochtiefe 17,8 mm für 12 mm Gewinde	Rechenbeispiel der Seite / Regel 12 + 3P + 0,3d	17.79	17.8	0.056	Übereinstimmung

Lochkreis Korrigiert

9 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Messhinweis für 5 Bolzen korrigiert: 0,951·D ist Mitte zu Mitte, nicht Hinterkante zu Mitte.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Bewertung
5x112 Sehne von Loch zu Loch 65,832 mm	Machinery's Handbook: Sehne = D sin(180/n), 5 Löcher K=0,58779	65.832	65.832	Übereinstimmung
5x112 Loch zum entferntesten Loch 106,52 mm (0,951 D)	D cos(90/n); 5 Bolzen 0,951·D	106.518	106.518	Übereinstimmung
12 Löcher auf D10, Sehne 2,588 (K=0,25882)	Machinery's Handbook, Lochkreiskonstante n=12: 0,25882	2.588	2.588	Übereinstimmung
6x139,7 gegenüberliegendes Loch 139,7 / Sehne 69,85	Machinery's Handbook n=6 K=0,5	69.85	69.85	Übereinstimmung
65,83 mm an 5 Bolzen gemessen -> Lochkreis 112,0	Lochkreis = C / sin(180/n)	112.0	112	Übereinstimmung
8 Löcher D100: Loch 2 X = 35,355	x = R cos(45°)	35.355	35.355	Übereinstimmung
Steg 65,83-14 = 51,83 mm	c - Lochdurchmesser	51.83	51.83	Übereinstimmung
Randabstand (150-112)/2-7 = 12 mm	Geometrie	12	12	Übereinstimmung
Zoll: 4 Löcher auf 4,5 in -> Sehne 3,182 in	Machinery's Handbook n=4 K=0,70711	3.182	3.182	Übereinstimmung

Oberflächenrauheit Ra Geprüft

8 Prüfungen

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung	Anmerkung
Drehen f0,2 r0,8: Ra 1,60 µm	Boothroyd/Shaw: Ra = f²/(18√3 r) = 1,604 µm	1.604	1.6	-0.249	Übereinstimmung
Drehen f0,2 r0,8: Rt 6,25 µm	Rt = f²/(8r) (Sandvik/Kennametal)	6.25	6.25	0.0	Übereinstimmung
Ra in µin = 63	1 µm = 39.37 µin	63	63	0.0	Übereinstimmung
Vorschub für Ra 0,8 mit R0,8 = 0,141 mm/U	f = √(18√3·r·Ra)	0.1413	0.141	-0.212	Übereinstimmung
Kugelfräser Ø10, Zeilenabstand 0,5: Rautiefe 6,25 µm	h = R − √(R² − (s/2)²) (Sandvik/Machinery's Handbook)	6.254	6.25	-0.064	Übereinstimmung
Kugelfräser Ra ≈ Rautiefe/4 gegenüber Kreisbogenprofil Ra = 0,2566·h (Methode, Tol. 3 %)	Kreisbogenprofil: Ra = h·8/(18√3) = 1,605 µm	1.605	1.56	-2.804	Methodenunterschied	Die Seite verwendet die Faustregel Ra ≈ Rautiefe/4 (1,563 µm); das exakte Kreisbogenprofil ergibt 0,2566·h = 1,605 µm, 2,6 % weniger, als Näherung dokumentiert.
Drehen f0,1 r0,4: Ra 0,802 µm	Ra = f²/(31.18 r)	0.8018	0.802	0.025	Übereinstimmung
Zoll: f 0,008 in/U, r 1/32 in: Ra ≈ 66 µin	Ra = f²/(18√3·r) ·1e6 µin	65.68	66	0.487	Übereinstimmung

ISO-Passungen & Toleranzen Korrigiert

17 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

K8-Bohrungen: Das obere Abmaß verwendet jetzt den Wert für k4–k7 plus Δ (K8 bei Ø25 ist +10/−23 µm).
Sonderfall nach ISO 286-2 für M6 bei 250–315 mm ergänzt (ES = −9 µm).

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
Ø25 H7 ES = +21 µm	ISO 286-2:2010, Tabelle: H7 18-30 = +21/0	21	21	0.0	Übereinstimmung
Ø25 g6 es = −7 µm	ISO 286-2:2010, Tabelle: g6 18-30 = −7/−20	-7	-7	0.0	Übereinstimmung
Ø25 g6 ei = −20 µm	ISO 286-2:2010, Tabelle: g6 18-30 = −7/−20	-20	-20	0.0	Übereinstimmung
Ø25 K8 ES = +10 µm	ISO 286-2:2010, Tabelle: K8 18-30 = +10/−23	10	10	0.0	Übereinstimmung
Ø25 K8 EI = −23 µm	ISO 286-2:2010, Tabelle: K8 18-30 = +10/−23	-23	-23	0.0	Übereinstimmung
Ø300 M6 ES = −9 µm (Sonderfall)	ISO 286-2:2010, Tabelle: M6 250-315 = −9/−41	-9	-9	0.0	Übereinstimmung
Ø300 M6 EI = −41 µm	ISO 286-2:2010, Tabelle: M6 250-315 = −9/−41	-41	-41	0.0	Übereinstimmung
Ø25 M7 EI = −21 µm (ES 0)	ISO 286-2:2010, Tabelle: M7 18-30 = 0/−21	-21	-21	0.0	Übereinstimmung
Ø25 N7 ES = −7 µm	ISO 286-2:2010, Tabelle: N7 18-30 = −7/−28	-7	-7	0.0	Übereinstimmung
Ø40 P7 ES = −17 µm	ISO 286-2:2010, Tabelle: P7 30-50 = −17/−42	-17	-17	0.0	Übereinstimmung
Ø25 P6 EI = −31 µm	ISO 286-2:2010, Tabelle: P6 18-30 = −18/−31	-31	-31	0.0	Übereinstimmung
Ø100 s6 es = +93 µm	ISO 286-2:2010, Tabelle: s6 80-100 = +93/+71	93	93	0.0	Übereinstimmung
Ø150 r6 ei = +65 µm	ISO 286-2:2010, Tabelle: r6 140-160 = +90/+65	65	65	0.0	Übereinstimmung
Ø40 c11 ei = −280 µm	ISO 286-2:2010, Tabelle: c11 30-40 = −120/−280	-280	-280	0.0	Übereinstimmung
Ø25 H7/g6 Höchstspiel 41 µm	ISO 286-1: ES − ei = 21 + 20	41	41	0.0	Übereinstimmung
Ø25 H7/p6 Höchstübermaß 35 µm	ISO 286-2: p6 18-30 = +35/+22	35	35	0.0	Übereinstimmung
Ø25 H7/p6 Fügetemperatur 229 °C	ΔT = (i + 0,001D)/(αD) (Praxis nach Machinery's Handbook)	228.7	229	0.131	Übereinstimmung

Getriebeübersetzung & Differenzial Geprüft

10 Prüfungen

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
Drehzahl bei 110 km/h im 6. Gang = 2917 U/min	n = v·i·1e6/(60·πD), D = 634.3 mm (225/45R17)	2916.9	2917	0.003	Übereinstimmung
Höchstgeschwindigkeit bei 6500 U/min im 6. Gang = 245 km/h	v = n/i·πD·60/1e6	245.1	245	-0.041	Übereinstimmung
1. Gang bei Höchstdrehzahl = 51 km/h	v = n/i·πD·60/1e6	50.69	51	0.612	Übereinstimmung
Radmoment im 1. Gang = 4139 N·m (η 0,90)	T·i·η	4139.2	4139	-0.005	Übereinstimmung
Zugkraft 13 051 N	T_Rad / r (unbelasteter Radius)	13051	13051	0.0	Übereinstimmung
Raddrehzahl bei 110 km/h = 920 U/min	1e6·v/(60·πD)	920.0	920	0.0	Übereinstimmung
Kurveninneres Rad, 15-m-Kurve = 872 U/min (Ackermann-Geometrie)	n·(R − t/2)/R	872.5	872	-0.057	Übereinstimmung
Kurvenäußeres Rad, 15-m-Kurve = 968 U/min	n·(R + t/2)/R	967.6	968	0.041	Übereinstimmung
mph: 70 mph im 6. Gang = 2987 U/min	1 mi = 1.609344 km	2987.3	2987	-0.01	Übereinstimmung
Tellerrad/Ritzel 41/10 -> 4,10: 3206 U/min bei 110 km/h	i = 41/10	3206.3	3206	-0.009	Übereinstimmung

Reifengröße Geprüft

9 Prüfungen

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
205/55R16 -> 225/45R17 Durchmesser +0,38 %	ISO-4000-1-Größenbezeichnung: D = Felge·25,4 + 2·w·AR	0.38	0.38	0.0	Übereinstimmung
Tatsächliche Geschwindigkeit bei 100 km/h = 100,4	v·D_neu/D_alt	100.38	100.4	0.02	Übereinstimmung
Neuer Durchmesser 634,3 mm (Tire Rack 24,97 in)	Reifendatentabellen	634.3	634.3	0.0	Übereinstimmung
Bodenfreiheit +1,2 mm	(D_neu − D_alt)/2	1.2	1.2	0.0	Übereinstimmung
Flankenhöhe 101,25 mm	225·0.45	101.25	101.3	0.049	Übereinstimmung
Umdrehungen pro km 502	1e6/(π·634.3)	501.8	502	0.04	Übereinstimmung
225/50R17 is +3.94 %	D = 656.8 mm	3.94	3.94	0.0	Übereinstimmung
Zoll: 265/70R17 Durchmesser 31,61 in (veröffentlicht 31,6 in)	Herstellerangabe (BFGoodrich KO2 265/70R17: 31,6 in)	31.61	31.61	0.0	Übereinstimmung
Zoll: Umdrehungen pro Meile 808 für 225/45R17	1.609344e6/(π·634.3)	807.6	807	-0.074	Übereinstimmung

Hubraum & Verdichtung Korrigiert

14 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Die effektive Verdichtung beim Zweitakter verwendet jetzt den Kolbenweg von „Auslass schließt“ bis OT; die Brennräume der Voreinstellungen wurden entsprechend angepasst.
Die Formel für den mittleren Druck (Dampf) zeigt jetzt den Diagrammfaktor 0,85, der bereits angewendet wurde.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
Honda K20 86x86x4 = 1998 cm³ (veröffentlicht 1998 cm³)	Honda K20A, Datenblatt: 1998 cm³	1998.2	1998	-0.01	Übereinstimmung
Statisches Verdichtungsverhältnis 11,01:1	CR = (Vs+Vc)/Vc, Vc = 49.91 cc	11.008	11.01	0.018	Übereinstimmung
Dynamisches Verdichtungsverhältnis 9,68:1 (ES 50° n. UT, Pleuel 139)	Schubkurbel x(θ); DCR = (Vc + A·x)/Vc	9.682	9.68	-0.021	Übereinstimmung
Mittlere Kolbengeschwindigkeit 22,4 m/s bei 7800 U/min	cm = 2·s·n/60	22.36	22.4	0.179	Übereinstimmung
Chevy 350: 5733 cm³	4.000 in × 3.48 in × 8 = 350 ci = 5733 cc	5733.5	5733	-0.009	Übereinstimmung
Chevy 350: 349,9 ci (veröffentlicht 350 ci)	GM Small-Block 350, Datenblatt	349.9	349.9	0.0	Übereinstimmung
V8 90°, Zündabstand 90°	720°/8	90	90	0.0	Übereinstimmung
Porsche 3,6 Boxer-6: 3600 cm³	Porsche 964 M64: 3600 cm³	3600.3	3600	-0.008	Übereinstimmung
Mazda 13B: 2 × 654 = 1309 cm³ (Mazda 1308 cm³)	Wankel Vh = 3√3·R·e·B	1308	1309	0.076	Übereinstimmung
Honda CR125: 124,8 cm³	Honda CR125R 54 × 54,5 mm = 124,8 cm³	124.8	125	0.16	Übereinstimmung
CR125 effektive Verdichtung ≈ 8,5 (Zielwert der Voreinstellung, Auslass schließt → OT)	Blair, Design & Simulation of Two-Stroke Engines: TCR = (Vc + A·(Schlitzhöhe − Deck))/Vc	8.5	8.49	-0.118	Übereinstimmung
CR125 Auslass-Steuerzeit 172° (öffnet 94° n. OT)	360 − 2·94	172	172	0.0	Übereinstimmung
Dampfboot: mittlerer Druck 6,14 bar (10 bar Überdruck, 40 % Füllung)	Hyperbolische Expansion MEP = p1·c·(1+ln 1/c) − pb, × Diagrammfaktor 0,85 (Rankine/Ripper)	6.144	6.14	-0.065	Übereinstimmung
Dampfboot: Hubvolumen pro Umdrehung 1359 cm³ (doppeltwirkend)	(2A − A_Stange)·s·n	1359.4	1359	-0.029	Übereinstimmung

Leistung & Drehmoment Korrigiert

9 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Formulierung des Hinweises zum Leistungsband korrigiert.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
200 N·m bei 4500 U/min = 94,25 kW	P = T·n/9549 (SI-Definition, 60000/2π)	94.248	94.2	-0.051	Übereinstimmung
= 126,4 hp (mechanisch)	1 hp = 745.7 W	126.39	126.4	0.008	Übereinstimmung
= 128.1 PS	1 PS = 735.5 W	128.14	128.1	-0.031	Übereinstimmung
Am Rad mit 15 % Verlust = 80,1 kW	P·(1−Verlust)	80.11	80.1	-0.012	Übereinstimmung
Drehmoment für 150 kW bei 6000 U/min = 238,7 N·m	T = 9549·P/n	238.73	238.7	-0.013	Übereinstimmung
Drehzahl für 100 kW, 200 N·m = 4775 U/min	n = 9549·P/T	4774.6	4775	0.008	Übereinstimmung
US: 300 lb·ft bei 5000 U/min = 285,6 hp	hp = lb·ft·rpm/5252	285.6	285.6	0.0	Übereinstimmung
200 N·m = 20,39 kgf·m (Einheitentabelle)	1 kgf·m = 9,80665 N·m	20.394	20.4	0.029	Übereinstimmung
Kurve vom Typ K20: Spitzenleistung 146,6 kW	stückweise lineares Drehmoment, Maximum von T·n/9549 (unabhängige Rechnung: 7977 U/min, 175,5 N·m)	146.61	146.6	-0.007	Übereinstimmung

Strahltriebwerk & Gasturbine Korrigiert

13 Prüfungen

Nach der Prüfung korrigiert:

Voreinstellung Concorde (Olympus 593) zweimal korrigiert: Sie ergibt jetzt etwa 44 kN pro Triebwerk im Reiseflug bei Mach 2, den Wert, der zum veröffentlichten spezifischen Kraftstoffverbrauch im Reiseflug und zum Kraftstoffverbrauch passt (die erste Korrektur verwendete einen Wert von 30 kN aus einer unzuverlässigen Quelle).
Der Kraftstoff des Nachbrenners wird mit einem mittleren cp von 1240 J/kg·K und 90 % Verbrennungswirkungsgrad berechnet; der spezifische Kraftstoffverbrauch (TSFC) des J79 liegt jetzt innerhalb von 10 % des veröffentlichten Werts.
Genauigkeitshinweis korrigiert: Der Kraftstoffverbrauch von Turbofans liegt in diesem einfachen Modell etwa 15–25 % zu hoch (CFM56 0,42 gegenüber 0,33–0,36 lb/lbf·h); die Angabe ±10 % gilt daher jetzt nur für den Schub und für Turbojets.

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung	Anmerkung
J79 Schub ohne Nachbrenner gegenüber GE J79-GE-17 52,8 kN (Methode, Tol. 6 %)	GE J79-17 Nennwert: 11 870 lbf (52,8 kN) ohne Nachbrenner	52.8	55.5	5.114	Methodenunterschied	Die Seite liegt mit 55,5 kN 5 % über dem Nennwert: idealer Brayton-Kreisprozess im Auslegungspunkt ohne Zapfluft/Kühlung, innerhalb der in den Hinweisen angegebenen ±10 %.
J79 Schub mit Nachbrenner gegenüber 79,6 kN (Methode, Tol. 4 %)	GE J79-17 Nennwert: 17 900 lbf (79,6 kN) mit Nachbrenner	79.6	82.3	3.392	Methodenunterschied	Die Seite liegt mit 82,3 kN bei +3,4 %: Vereinfachung auf den Auslegungspunkt (keine Zapfluft, ideale Expansion).
J79 TSFC ohne Nachbrenner gegenüber 0,84 lb/lbf·h = 23,8 g/kN·s (Methode, Tol. 10 %)	J79-17 veröffentlichter SFC 0,84 lb/(lbf·h) ohne Nachbrenner	23.79	26	9.29	Methodenunterschied	Die Seite liegt mit 26,0 g/kN·s bei +9 %; innerhalb der dokumentierten Modellgenauigkeit von ±10 %.
J79 TSFC mit Nachbrenner gegenüber 1,965 lb/lbf·h = 55,7 g/kN·s (Methode, Tol. 9 %)	J79-17 veröffentlichter SFC 1,965 lb/(lbf·h) mit Nachbrenner	55.66	50.9	-8.552	Methodenunterschied	Die Seite liegt mit 50,9 g/kN·s bei −8,6 %; Nachbrenner mit mittlerem cp 1240 und 90 % Wirkungsgrad modelliert, innerhalb der dokumentierten ±10 %.
J79 Strahlgeschwindigkeit ohne Nachbrenner 707 m/s (unabhängige Neuimplementierung, Verfahren nach Saravanamuttoo)	Saravanamuttoo, Gas Turbine Theory Kap. 3, Kreisprozess mit den Konstanten der Seite	707.1	707	-0.014	Übereinstimmung
Concorde (Olympus 593) Reiseflugschub gegenüber ~44 kN (10 000 lbf)	Wikipedia Olympus 593 (~10 000 lbf/44 kN pro Triebwerk bei M2,02); Plausibilitätsprüfung über den Kraftstoffverbrauch 20 t/h ÷ (4 × 33,8 g/kN·s) ≈ 42 kN	44.0	43.9	-0.23	Übereinstimmung	Nach dieser Prüfung korrigiert: Die Voreinstellung ergab vorher 30,2 kN (abgestimmt auf einen unzuverlässigen Wert von 27 160 lbf).
Concorde TSFC im Reiseflug gegenüber 1,195 lb/lbf·h = 33,8 g/kN·s (Methode, Tol. 11 %)	Olympus 593 Mk610, veröffentlichter SFC im Reiseflug	33.85	37.2	9.897	Methodenunterschied	Die Seite liegt mit 37,2 g/kN·s bei +10 %: keine Modellierung des variablen Einlaufs/der variablen Düse, am Rand der angegebenen ±10 %.
CFM56 Startschub gegenüber 120 kN (27 000 lbf, -5B4) (Methode, Tol. 6 %)	CFM56-5B4 Nennwert 27 000 lbf	120.1	126.2	5.079	Methodenunterschied	Die Seite liegt mit 126,2 kN bei +5 %: Modell im Auslegungspunkt.
CFM56 TSFC beim Start gegenüber 0,33–0,36 lb/lbf·h (≈ 9,8 g/kN·s)	Jenkinson et al., Civil Jet Aircraft Design, Triebwerksdatentabelle: CFM56-5A1 0,33, -7B20 0,36 lb/lbf·h beim Start	9.77	11.9	21.8	Methodenunterschied	Das Kreisprozessmodell mit konstantem cp liefert für Turbofans einen um etwa 15–25 % zu hohen TSFC; die Seite nennt diese Einschränkung jetzt (die frühere Angabe ±10 % wurde korrigiert).
CFM56 TSFC im Reiseflug gegenüber 0,545–0,596 lb/lbf·h (≈ 16,1 g/kN·s)	Tabelle aus Civil Jet Aircraft Design: CFM56-5A1 0,596, -5C2 0,545 bei 35 000 ft M0,80	16.1	19.9	23.6	Methodenunterschied	Das Kreisprozessmodell mit konstantem cp liefert für Turbofans einen um etwa 15–25 % zu hohen TSFC; die Seite nennt diese Einschränkung jetzt (die frühere Angabe ±10 % wurde korrigiert).
PW127 Wellenleistung gegenüber 2 051 kW (2 750 shp) (Methode, Tol. 5 %)	P&WC PW127F Startleistung 2 750 shp	2.051	2.14	4.339	Methodenunterschied	Die Seite liegt mit 2,14 MW bei +4,4 %: Schätzung im Auslegungspunkt.
T700 Wellenleistung gegenüber 1 410 kW (1 890 shp) (Methode, Tol. 9 %)	GE T700-GE-701C Nennwert 1 890 shp	1.41	1.53	8.511	Methodenunterschied	Die Seite liegt mit 1,53 MW bei +8,4 %: keine Verluste durch Kühlung/Zapfluft, innerhalb der angegebenen ±10 %.
T700 SFC gegenüber 0,47 lb/shp·h = 0,286 kg/kWh (Methode, Tol. 9 %)	GE T700-GE-701C, veröffentlichter SFC	0.286	0.261	-8.741	Methodenunterschied	Die Seite liegt mit 0,261 kg/kWh bei −8,8 %, innerhalb der dokumentierten ±10 %.

Kardangelenk & Gelenkwelle Geprüft

10 Prüfungen

Was geprüft wurde	Referenz	Erwartet	Rechner	Abw. %	Bewertung
Einzelgelenk 10°: Drehzahlschwankung 3,06 %	Hooke: 1/cosβ − cosβ (Shigley / Mabie & Reinholtz)	3.063	3.06	-0.098	Übereinstimmung
Einzelgelenk 10°: minimale Abtriebsdrehzahl 2954 U/min	n·cosβ	2954.4	2954	-0.014	Übereinstimmung
Einzelgelenk 10°: maximale Abtriebsdrehzahl 3046 U/min	n/cosβ	3046.3	3046	-0.01	Übereinstimmung
Einzelgelenk 10°: Winkelfehler 0,44°	tan Δmax = (1−cosβ)/(2√cosβ)	0.4386	0.44	0.319	Übereinstimmung
Einzelgelenk 10°: maximale Winkelbeschleunigung 3023 rad/s²	Maximum von ω²·sin²β·cosβ·sin2θ/(1−sin²β cos²θ)²	3022.7	3022	-0.023	Übereinstimmung
Einzelgelenk 10°: maximales Abtriebsmoment 203 N·m	T1/cosβ	203.1	203	-0.049	Übereinstimmung
Z-Anordnung 10°/8°: Schwankung am Abtrieb 1,11 %	Kinematik zweier Gelenke, numerisch (unabhängig)	1.106	1.11	0.362	Übereinstimmung
Z-Anordnung 10°/10°, 90° Phasenfehler: Schwankung 6,12 %	1/cos²β − cos²β	6.124	6.12	-0.065	Übereinstimmung
Z-Anordnung mit 90° Fehler: max. 3093 U/min	n/cos²β	3093.3	3093	-0.01	Übereinstimmung
Z-Anordnung 10°/10° phasengleich: Zwischenwelle 2954 U/min	n·cosβ	2954.4	2954	-0.014	Übereinstimmung