Titel: Polytechnische Rundschau.
Autor: Anonymus
Fundstelle: 1914, Band 329 (S. 681–691)
URL: http://dingler.culture.hu-berlin.de/article/pj329/ar329151

Polytechnische Rundschau.

Anschluß an das Elektrizitätswerk oder eigene Kraftanlage? so lautet die Frage, die K. Härtung von neuem in der Zeitschr. für Dampfkessel und Maschinenbetrieb Nr. 31 und 32, Jahrg. 1914, behandelt. Eigentlich ist die Frage ja schon längst durch die Praxis entschieden. Sofern es sich nicht um größere Anlagen handelt oder besondere Nebenzwecke verfolgt werden, beherrscht unzweifelhaft der Elektromotor das Feld. Der Verfasser kommt zwar an Hand von Betriebskostenberechnungen zu dem Ergebnis, daß eigene Anlagen mit Kleindampfmaschinen oder Dieselmotoren ganz bedeutend wirtschaftlicher seien. Da aber selbstverständlich die Praxis ihre guten Gründe hat, wenn sie sich des Elektromotors bedient, soweit es nur möglich ist, so kann man aus solchen Widersprüchen auch folgern, daß die Rechnung nicht vollständig ist. Es mag mitunter nicht leicht sein, den Wert günstigerer Betriebseigenschaften und ähnlicher Vorzüge zahlenmäßig in Rechnung zu setzen; nichtsdestoweniger sind solche mittelbaren Vorteile häufig ausschlaggebend.

Beispielsweise ist der Elektromotor, verglichen mit der verhältnismäßig doch garnicht einfachen Anlage einer Explosionskraftmaschine, von idealer Einfachheit. Außer den Achslagern und den Schleifbürsten auf dem Kommutator bzw. den Schleifringen sind keine der Abnutzung und infolgedessen der Unterhaltung bedürftigen Teile vorhanden. Während er durch einen Handgriff von beliebiger Stelle aus angelassen oder stillgesetzt werden kann, ist das Anlassen eines Dieselmotors beispielsweise bekanntlich eine viel weniger einfache Betätigung. Berücksichtigt man ferner, daß hier der Besitzer für seine Betriebsmittel auch noch selbst sorgen muß, so ergibt sich für einen kleinen Betrieb von 12 bis 16 PS, den der Verfasser seiner Berechnung zugrunde legte, eine im Hinblick auf den wirklichen Nutzen unverhältnismäßige Verwicklung des an sich meist sehr einfachen Betriebes.

Es darf aber nicht übersehen werden, daß kleinere Werkstätten einen stark veränderlichen Kraftbedarf haben. Während der Elektromotor seine Stromaufnahme nahezu proportional der Belastung regelt, ist ein ähnlicher Vorgang bei den übrigen Kraftmaschinen nur in geringerem Maße vorhanden, was auch in der bekannten Vorschrift zum Ausdruck kommt, daß die Motoren möglichst in der Nähe ihrer Normalbelastung arbeiten sollen. Kurzzeitige |682| hohe Ueberlastungen verträgt der Elektromotor ohne weiteres, da für ihn die Leistungsgrenze praktisch nur durch die Erwärmung bestimmt ist, die aber von der durchschnittlichen Beanspruchung abhängt. Bei Dampf- und Explosionskraftmaschinen ist lediglich das zu erwartende höchste Drehmoment maßgebend; da nur verhältnismäßig geringe Ueberlastungen zulässig sind, müssen die Maschinen von vornherein ein gut Teil kräftiger gewählt werden, als der gleichwertige Elektromotor.

Nun sind bei der Dampf- bzw. Dieselanlage besonders die von dem hohen Anlagekapital ausgehenden, von der Ausnutzung der Anlage unabhängigen Beträge von maßgebendem Einfluß, während andererseits beim Elektromotor die Stromkosten, also die der wirklichen Arbeitsleistung entsprechenden Beträge, den Hauptposten darstellen. Gegenüber der Vergleichsrechnung des genannten Verfassers, der eben unter Annahme einer konstanten Belastung für eine Dieselanlage die KW/Std. zu 10,63 Pf., für Elektromotorenbetrieb zu 18,1 Pf. berechnet, dürfte sich für die Praxis eine erhebliche Verschiebung nach zwei Seiten ergeben. Erstens wird der Dieselmotor ganz erheblich größer gewählt werden müssen als der entsprechende Elektromotor, wodurch die toten Kosten entsprechend steigen, zweitens wird sehr wahrscheinlich der wirkliche KW-Verbrauch kleiner sein, als der den Rechnungen zugrunde gelegte maximale, über das ganze Jahr konstant angenommene.

Auch die Anlagekosten sind für den Besitzer eines kleinen Betriebes nicht belanglos, werden diese doch für einen 16 PS-Elektromotor mit 1100 M, für den Dieselmotor zu 7500 M angegeben. Das ist ein gewaltiger Unterschied. Kommt ein solcher Betrieb, was erfreulicherweise meist der Fall, in die Lage, nach einigen Jahren günstiger Entwicklung einen größeren Motor aufstellen zu müssen, so wird dies naturgemäß für die letztgenannte Motorart erst recht eine kostspielige Sache, gebrauchte Motoren stehen nicht hoch im Kurse. Selbst das nur einen Bruchteil dieser Kosten veranlassende Auswechseln des Elektromotors kann vielfach vermieden werden, wenn er von vornherein entsprechend größer gewählt worden war. Bei ihm ist dies zulässig, da sein Wirkungsgrad innerhalb weiter Grenzen sich nur wenig ändert.

Dampfmaschinen in dieser Größe dürften als Konkurrenz kaum jemals in Frage kommen. Es wird daher eine solche von 40 PS Leistung in Betracht gezogen. Kann der gesamte Abdampf für Koch- oder Heizzwecke Verwendung finden, so kostet die KW/Std. nur etwa 7,66 Pf., bei eingebauter Ueberhitzung noch beträchtlich weniger. In solchen Fällen mag auch noch die viel weiter gehende Verwicklung des Betriebes, die den Besitzer mit erheblicher Verantwortung und Mühewaltung belastet, begründet sein. Dieser Fall wird aber selten sein. Soll beispielsweise nur während weniger Wintermonate geheizt werden, so kann sich eine Dieselmotoranlage, für die sich hier die KW-Std. auf 6,34 Pf. stellen soll, und eine gesonderte Heizvorrichtung leicht vorteilhafter stellen.

Die Kosten der elektrischen Energie werden mit 15 bis 20 Pf. für die KW/Std. angenommen; das ist für viele Fälle gewiß ein annehmbarer Mittelwert. Für größeren Bedarf, wie etwa für einen Motor von 50 PS, werden indessen je nach Lage der Sache schon besondere Preisvergünstigungen gewährt, durch die den Berechnungen eine ganz andere Grundlage gegeben werden kann. Jedenfalls ist die eingangs gestellte Frage keineswegs so ohne weiteres an Hand der unmittelbarsten Betriebskosten zu entscheiden. Abgesehen davon, daß ohnehin für die Gestehungskosten, irgend eines Erzeugnisses die Kosten der Betriebskraft fast immer nur eine untergeordnete Rolle spielen, ist durchaus erforderlich, von Fall zu Fall auch die besonderen Eigenschaften jeder Motorgattung wie angedeutet voll zu würdigen.

Rich. Müller.

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Kolbenringe für Automobilmotoren werden gewöhnlich aus besonders ausgewähltem Gußeisen hergestellt. Sie müssen die hohen Temperaturen des Arbeitsvorganges aushalten, ohne an Elastizität zu verlieren, und sie müssen elastisch genug sein, um sich über den Kolben in dessen Ringnuten überstreifen zu lassen. Der fertige Kolbenring muß ferner, wenn er auf den Durchmesser der Zylinderbohrung zusammengedrückt ist, auf dem ganzen Umfang mit möglichst gleichem Auflagedruck nach außen anliegen, endlich müssen selbstverständlich die Stirnflächen genau parallel zueinander und senkrecht zur Mantelfläche sein.

Textabbildung Bd. 329, S. 682
Textabbildung Bd. 329, S. 682

Zur Erzielung einer gleichmäßigen Federung und namentlich, um ein Zerbrechen der Ringe beim Aufziehen zu vermeiden, gibt man bisweilen dem Kolbenring eine exzentrische Form (Abb. 1). Die Einwände gegen solche Ringe, nämlich ungleichmäßige Abnutzung der Ringnuten und die Möglichkeit des Eindringens heißer Gase in den Raum α und Beeinträchtigung der Schmierung dadurch, scheinen unbegründet zu sein, da sich die Ringe im Betrieb durchaus bewähren sollen. Eine eigenartige Vorrichtung zur Herstellung solcher Ringe auf einer gewöhnlichen Drehbank, wobei die Ringe von einem Gußeisenzylinder abgestochen werden, der gleichzeitig außen und innen abgedreht wird, wird von Barrett im „American Machinist“ beschrieben und von Prätorius im „Motorwagen“ (1914, Heft 23 bis 24) wiedergegeben.

Mit konzentrischen Kolbenringen (Abb. 2) läßt sich die Forderung gleichmäßiger Federung im allgemeinen nur erreichen, wenn die Ringe einer besonderen Nachspannung durch Walzen oder Hämmern unterzogen werden. Das Hämmern geschieht auf der Innenfläche des Ringes, und zwar naturgemäß am stärksten auf der dem Stoß gegenüberliegenden Seite. Der Vorgang erfordert |683| außer den geeigneten Vorrichtungen viel praktische Erfahrung und wird daher von den meisten Fabriken geheim gehalten. Das Hämmern kann vor oder nach dem Schlitzen der Ringe geschehen.

Dipl.-Ing. W. Speiser.

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Brennstoffverbrauch von Dieselmotorschiffen. Die folgende Zusammenstellung zeigt den Brennstoffverbrauch bekannter Motorschiffe, bei denen die Hauptmaschinen nach dem Viertaktverfahren arbeiten (s. Tabelle).


Schiffsname

Brennstoff
Heizwert

WE/kg
Brennstoffverbrauch in g Fahrtge-
schwindigkeit
sm
Datum der
ersten Fahrt

Reiseziel
für 1 PSi/Std. für 1 PSe/Std
Suecia rumänisches Oel 9896 160 193 Januar 1913 London–Rio de Janeiro
Selandia Diesmor-Oel 9960 166 198 11,8 Februar 1912 Kopenhagen–London
Christian X. 9960 164 196 11,5 Juli 1912 Hamburg–Havanna
California rumänisches Oel 9896 146 178 10 Kopenhagen–Boston
Pedro-Christoffersen 9896 151 182 10 Sept. 1913 London–Rio de Janeiro
Siam Borneo-Oel 9875 137 165 Mai 1913 Suez–Singapur
Annam 9875 135 162 Oktob. 1913 Port Said–Liverpool
Fionia 9875 152 190 13 Juni 1914 Port Said–Genua
Kronpr. Gustav Adolf rumänisches Oel 9896 141 169 11 Mai 1914 Buenos Aires–Kopenhagen

Die angegebenen Brennstoffverbrauchszahlen sind auf der ersten Reise der Motorschiffe festgestellt worden. (Zeitschrift „Schiffbau“ 1914, S. 874). Erfahrungsgemäß nimmt der Brennstoffverbrauch aber noch etwas ab, wenn die Maschinen einmal gut eingelaufen sind. Der Brennstoffverbrauch für 1 PS enthält zugleich den Verbrauch für Hilfsmaschine mit Kompressor, für sämtliche Pumpen, Steuermaschine und Beleuchtung.

W.

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Die richtige Beurteilung des Wirkungsgrades vom Föttinger-Transformator. Es ist nicht richtig, den Wirkungsgrad eines Föttinger-Transformators durch Multiplikation der Wirkungsgrade einer Schleuderpumpe und einer Wasserturbine abzuleiten. Der auf diesem Wege berechnete Wirkungsgrad von höchstens 76 v. H. ist vielmehr zu niedrig. Dies erklärt sich daraus, daß zunächst an Stelle der Schleuderpumpe nur ein nach dem gleichen Prinzip arbeitendes Laufrad vorliegt, bei dem nur durch die Wasserreibung und den Uebergang am Ein- und Austritt der Schaufelkanäle Verluste entstehen. Diese lassen sich durch sorgfältige Bearbeitung derart vermindern, daß man den Wirkungsgrad des Primärrades zu 97 bis 98 v. H. annehmen kann. Die Schaufelkanäle entsprechen nämlich infolge ihrer räumlichen Ausbildung etwa den Meßdüsen zur Messung von Wassermengen, die einen dem genannten ähnlichen Wirkungsgrad aufweisen. Demgegenüber findet man bei der Zentrifugalpumpe den Hauptverlust im Difusor, wo man die dem Wasser nach dem Austritt aus dem Laufrad eigene Geschwindigkeitsenergie durch Verzögerung in Druck umsetzt. Beim Föttinger-Transformator wird die Geschwindigkeit des Wassers, sofern eine einstufige Turbine vorliegt, durch einen um das Primärrad angeordneten Leitapparat noch vergrößert. Bei zweistufiger Turbine umgibt deren Laufrad unmittelbar das Primärrad, so daß ein Verlust durch Verwandlung der Geschwindigkeitsenergie in mechanische Arbeit in wirtschaftlichster Weise vermieden werden kann. Die Reibung ist im letztgenannten Fall gering, da der Leitapparat der ersten Stufe fehlt. Auch bei der Turbine fallen die Austrittsverluste fort, da das Wasser sofort mit der ihm innewohnenden Energie dem Primärrad zuströmt. Endlich kann man Wassermenge und Gefälle so wählen, daß die Wassergeschwindigkeit gegenüber den Umfangsgeschwindigkeiten der Räder nicht zu groß wird. Bei Beachtung der angegebenen Verhältnisse dürfte man mit einem Wirkungsgrad des Primärrades von 97,5 v. H. und einem Wirkungsgrad des Sekundärrades von 91,2 v. H. rechnen können, woraus sich ein Gesamtwirkungsgrad von 89 v. H. ergäbe. In der Tat wurde bei einem Transformator von etwa 1350 mm ⌀ dessen bestes Uebersetzungsverhältnis 3,5: 1 war, bei einer Leistung von 600 PS ein Wirkungsgrad von 88,2 v. H. einschließlich der Lagerreibung erzielt. Noch günstiger gestalten sich die Bedingungen bei größeren Ausführungen, da hier das Verhältnis der benetzten Oberfläche zu den durchströmten Querschnitten und somit die Reibung geringer wird und infolge der größeren Geschwindigkeiten im Verhältnis zu dem verwendeten Gefälle prozentual kleinere Verluste entstehen. Sogar bei fünffacher Uebersetzung kann man, sofern größere Leistungen zu übertragen sind, noch auf einen Wirkungsgrad von 90 v. H. rechnen.

Schmolke.

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Magnetische Futter und Aufspannplatten leisten besonders bei der Massenfabrikation gute Dienste. Für Schleifarbeiten, auch für leichte Hobel- oder Dreharbeiten ersetzen sie in vollkommener Weise die bekannten Schraubspannplatten. Es ist natürlich Voraussetzung, daß es sich um magnetisierbare Arbeitstücke handelt, also solche aus Eisen oder Stahl, oder auch um hocheisenhaltige Legierungen. Dünne, plattenartige Arbeitstücke eignen sich besonders gut zur Verwendung, da sie sehr sicher haften, ohne daß ein Verspannen eintritt, wie es bei den Schraubspannplatten kaum zu vermeiden ist.

Entsprechend dem Wesen dieser Haltevorrichtungen soll die magnetische Zugkraft die Wirkung von Spannschrauben |684| ersetzen. Die Zugkraft muß deshalb nicht nur möglichst groß, sondern auch gleichmäßig über die ganze Arbeitsfläche verteilt sein. Daher beruhen die verschiedenen vorhandenen Konstruktionen fast ausschließlich auf der abweichenden Ausführung und Anordnung der Pole.

Die Heald Machine Co., Worchester, bringt bei ihren neuen Spannvorrichtungen, seien es nun runde, rotierende Spannfutter, die an Stelle der Planscheiben von Drehbänken verwendet werden sollen, oder flache, rechteckige Spannplatten, eine große Anzahl von Polschenkeln von flach-rechteckigem Querschnitt dicht nebeneinander in dem kastenartigen Gehäuse unter, wobei Pole und Gehäuse in einem Stück und zwar aus Stahlguß hergestellt sind. Die parallel zueinander stehenden Pole sind bei den runden Futtern sehr geschickt verteilt. Dementsprechend ist die magnetische Zugkraft an allen Punkten der Spannfläche fast gleich. Jeder Polschenkel ist von einer Erregerspule umgeben, die in zwei Gruppen zu einem gemeinsamen Stromkreise zusammengeschaltet werden, je nachdem sie parallel oder hintereinander geschaltet sind, können sie an eine Spannung von beispielsweise 110 Volt oder dem doppelten Werte, also 220 Volt angeschlossen werden. Zum Betriebe derartiger Magnete ist selbstverständlich nur Gleichstrom verwendbar.

Die eigentlich magnetisch wirksame Fläche ist aber bei dieser Konstruktion eine besonders aufgelegte Polplatte, die zugleich den wasserdichten Abschluß des Gehäusekastens bewirkt. Die aus Gußeisen bestehende Platte, die sich am Umfang den Abmessungen des Gehäuses anpaßt, enthält Löcher von der gleichen Zahl und Querschnittsform, aber größerem Querschnitt als die Pole, und liegen diesen auch genau gegenüber. Sie werden mit Polstücken aus weichem Holzkohleneisen von gleichem Querschnitt wie die Pole ausgefüllt, wobei die verbleibenden ringförmigen Zwischenräume mit einem magnetisch nichtleitendem Metall ausgegossen werden. Die Polplatte, die so ein ziemlich festes Ganzes bildet, wird beiderseitig sauber bearbeitet, auf die ebenfalls sorgfältig geschliffene Gehäusefläche aufgebracht und durch am Umfang verteilte Schrauben mit dieser verbunden, wobei die eingesetzten Polstücke und die Polflächen selbst genau zur Deckung kommen müssen. Zwecks innigeren magnetischen Kontaktes sind die Polkerne noch um 0,05 mm höher gelassen als die Paßfläche des Gehäuses.

Der magnetische Kraftfluß geht von den Polkernen aus durch das anliegende Polstück in das Arbeitstück, von diesem teilweise über die zugehörigen Polstücke zu benachbarten, entgegengesetzt magnetisierten Polen, teilweise auch auf Streuwegen über den Gußeisenteil der Polplatte und über das Gehäuse zum Pol zurück. Die genannte Firma gewährleistet eine Zugkraft von mindestens 7,8 kg für den cm2, wobei dieser Wert für beliebige Stellen der Spannfläche bis auf 10 v. H. gleich ist. Der nach außen gehende Teil der Feldstreuung soll 2 v. H. nicht überschreiten, so daß das sehr lästige Ansammeln von Spänen auf den nicht wirksamen Stellen des Futters hier nur unbedeutend auftritt. Die Polplatte ist verhältnismäßig stark ausgeführt, damit die Spannfläche möglichst oft nachgearbeitet werden kann, wenn sie nach längerer Benutzung an Genauigkeit verloren hat.

Den umlaufenden Futtern muß der Strom durch Schleifringe zugeführt werden; die dazu gehörenden Schleifbürsten und Bürstenhalter werden isoliert an geeigneter Stelle des Maschinengestelles befestigt. Als Isolationsmaterial wird durchweg Bakelit verwendet. Der Wattverbrauch der Spannfutter ist sehr gering. So verbraucht z.B. das kleinste rotierende Futter von 165 mm ⌀ 20 Watt, das größte von 628 mm ⌀ 264 Watt. Von der rechteckigen Type braucht das kleinste von 114 × 254 mm Kantenlänge 30 Watt, das größte mit einer Kantenlänge 254 × 813 mm nur 132 Watt.

Um die bei den aufgespannt gewesenen Gegenständen auch nach Abschaltung des Stromes verbleibende Restmagnetisierung zu vernichten, muß der Erregerstrom in verringerter Stärke kurzzeitig umgekehrt werden. Der ohnehin erforderliche Ausschalter ist daher meist so ausgebildet, daß er diese Maßnahme zwangläufig und selbsttätig ausführt. [Zeitschr. für prakt. Maschinenbau, Heft 36/37, 1914.]

Rich. Müller.

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Die Entwicklung im Bau von Gleichstrom-Dampfmaschinen. Bisher sind über 600000 PS in Gleichstrom-Dampfmaschinen zur Ausführung gelangt. Unter den Lizenzträgern ist in erster Linie den Gebr. Sulzer, Ludwigshafen und Winterthur, dieser Aufschwung zu danken. Der Bau einer 2000 PS-Maschine für die Krefelder Baumwollspinnerei bewies, daß die Gleichstrom-Dampfmaschine auch bei großen Leistungen am Platz ist. In der Folgezeit sind daher weitere Anlagen bis zu einer Leistung von 7000 PS geliefert worden. Die Kolbenstange wurde bisher bei den Maschinen der Gebr. Sulzer nicht durchgeführt. Nur bei der Krefelder Maschine ist der Kolben schwebend angeordnet, wodurch große Sicherheit gegen Fressen erzielt wird. Die Zylinder werden faßartig oder besser bei einer dem Betriebe entsprechenden Temperatur des Wulstes und der Enden zylindrisch ausgebohrt. Das ganze Triebwerk wird eingekapselt und dadurch ein sehr geringer Schmierölverbrauch erzielt. Da nur ein Zylinder vorhanden ist, wird naturgemäß auch der Verbrauch an Zylinderöl kleiner als bei Verbundmaschinen. Um ein Durchbiegen der Steuerwelle zu vermeiden, sitzt der Achsenregler ganz am Ende der Welle dicht vor dem letzten Lager. Er beeinflußt Hub und Voreilung der beiden Einlaßexzenter, die durch Rollenhebel und ein Kurvenstück auf das Ventil wirken. Bei Kondensationsmaschinen genügt eine Höchstfüllung von 20 bis 25 v. H. Statt starrer werden elastische Einlaßventile benutzt, deren unterer starrer Sitz einen kleineren Durchmesser als der obere nachgiebige haben muß. Läßt man den Ventilkorb fort und bearbeitet die Ventiltasche und die Kopfflächen des Deckels und des Kolbens, so vermindert sich der schädliche Raum. Der Kondensator, in den der Auspuffwulst fast mit voller Breite mündet, wird zum völligen Ausgleich der Drücke möglichst nahe an den Zylinder gerückt. Die Entfernung zwischen Luftpumpe und Kondensator ist so groß, daß |685| genügend Zeit für den Wärmeaustausch zwischen Einspritzwasser und Dampfrest vorhanden ist. Infolgedessen wird die Einspritzmenge und der Kondensatordruck gering. Das in der Abbildung gezeigte Indikatordiagramm läßt den raschen Spannungsausgleich nach dem Kondensator, bei guter Luftleere und kleinem schädlichen Raum, sowie die nahezu theoretisch richtige Verdichtung erkennen. Bei einer anderen Anlage wurden Vorkehrungen getroffen, um die Maschine vor Inbetriebsetzung anwärmen zu können. Der Kondensator wirkte bei Auspuffbetrieb als Schalldämpfer infolge geeigneter Verbindung mit Luftpumpe und Auspuffleitung. Durch die Schraubenverbindung zwischen Kreuzkopf und Kolbenstange wurde das Spiel des zweiteiligen Kolbens tunlichst eingeschränkt, so daß in Verbindung mit geeigneter Einrichtung der Ventile ein schädlicher Raum von 1,25 v. H. und eine zusätzliche schädliche Fläche von 25 v. H. der kleinsten möglichen schädlichen Fläche erreicht wurde. Ein Rotgußbelag verhinderte, daß der Kolben die geheizten Zylinderenden berührte. Zur Kondensation ist frisches, nicht rückgekühltes Wasser erforderlich. Bei einem schädlichen Raum von 2 v. H., einer Füllung von 8 v. H., einer Kondensatorspannung von 0,044 at abs. und einem Anfangsdruck von 13 at abs. beträgt die günstigste Verdichtungslänge 90 v. H. Somit ist die große Verdichtung, welche der Schlitzauslaß bedingt, als Vorzug der Maschine zu betrachten. Ferner ist man bei schädlichen Räumen von 1 bis 2 v. H. und Füllungen von 8 bis 10 v. H. imstande, die beste Luftleere auszunutzen, da bei der Gleichstrommaschine auch in diesem Fall die Regel: Expansionsgefälle-Verdichtungsgefälle, erfüllt wird, obgleich im allgemeinen der kritische Kondensatordruck, unterhalb dessen der Dampfverbrauch steigt, geringer wird, wenn der schädliche Raum und der Anfangsdruck sich vermindert und die Füllung wächst. Der stets gleichgerichtete Dampfstrom in Verbindung mit der Ausnutzbarkeit hoher Luftleere zeigen die Aehnlichkeit zwischen Dampfturbine und Gleichstrommaschine. Durch Anwendung besonderer gesteuerter Auslaßteile neben dem Schlitz wird eine falsche Vorrichtung hervorgerufen, der Raumschaden vergrößert und der Bau der Maschine verwickelter. Auch die vorteilhafte Hintereinanderschaltung der Dichtungen fällt fort. [Stumpf in Zeitschr. des Vereins deutscher Ingenieure Nr. 29, 1914.]

Textabbildung Bd. 329, S. 685

Schmolke.

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Kohlensäureausbrüche beim Steinkohlenbergbau in Niederschlesien, Südfrankreich und Mährisch-Ostrau. In einer sehr ausführlichen Abhandlung erörtern Bergrat Werne und Dr.-Ing. Thiel die in den genannten Bergbaugebieten zu Tage getretenen Kohlensäureausbrüche, ihre Entstehung und die zu ihrer Verhütung getroffenen Maßnahmen. Sie besprechen zunächst kurz die Lagerungsverhältnisse der niederschlesisch-böhmischen Steinkohlenmulde und der durch Kohlensäureausbrüche heimgesuchten Bergwerke. Namentlich vier Gruben des Waldenburg-Neuroder Bezirks hatten bisher unter dieser Erscheinung zu leiden; sie liegen fast in einer Linie in der nächsten Nähe und parallel der nordöstlichen Begrenzung der niederschlesisch-böhmischen Karbonmulde. Diese Gebiete haben anscheinend gewisse örtliche Beziehungen zu Sprüngen und anderen Störungen im Schichtenverband sowie zu porphyrischen Eruptivgesteinen; auch die Deckschichten scheinen mit dem Auftreten der Kohlensäure in einem gewissen Zusammenhange zu stehen. Die starke Verdichtung, in der die Kohlensäure in Flözen und im Nebengestein angetroffen wird, hat öfters erhebliche Zertrümmerungen von Flöz, Nebengestein und Ausbau herbeigeführt. Die Ausbrüche erfolgen, sobald bei der Schieß- oder Schrämarbeit ein Kohlensäureherd erreicht wird. Beim Austritt der Kohlensäure aus der Kohle tritt eine empfindliche Abkühlung der Umgebung ein (um 1 bis 8° C). Wie stark die Kohlensäure verdichtet ist, konnte bis jetzt noch nicht einwandfrei festgestellt werden. In der Segen-Gottes-Grube z.B. ist das dauernde Austreten von Kohlensäure so bedeutend, daß der ausziehende Wetterstrom etwa 1,2 v. H. Kohlensäure enthält (bei den westfälischen Zechen im Durchschnitt nur 0,30 v. H.). Durch die Wetterführung werden täglich rd. 37700 m3 Kohlensäure aus dieser Grube entfernt. Die bei den Kohlensäureausbrüchen entwickelte Kraft ist oft recht bedeutend, es werden dabei 40 bis 50 t Kohle losgelöst; auf der Segen-Gottes-Grube betrug die Menge der zertrümmerten Kohle in einem Falle sogar mehr als 100 t. Die Kohlenstücke werden hierbei je nach ihrer Größe bis zu 30 m weit in die Strecke geschleudert. Der größte aller bisher im Waldenburger Gebiet beobachteten Kohlensäureausbrüche fand im Antonflöz der Cons. Rubengrube statt; hierbei wurden gegen 500 t Kohle gelöst. Der Zusammenhang der Kohlensäureherde mit Störungen war in diesem Falle unverkennbar.

Alle an niederschlesischen Kohlen angestellten Versuche weisen darauf hin, daß die in den Kohlen einiger Bergwerke örtlich aufgespeicherte verdichtete Kohlensäure juvenilen Ursprungs ist, also aus dem Erdinnern stammt. Daneben enthalten die Kohlen allerdings auch Kohlensäure organischen Ursprungs, und zwar bis zu 22 v. H. in frischer Kohle. Bei den Kohlen, die aus den genannten vier Gruben stammten, wurden dagegen stets mehr als 40 v. H. CO2 in den beim Auskochen der Kohlenproben erhaltenen Gasgemischen gefunden. Absorptionsversuche mit Kohlensäure, die von Prof. J. Meyer, Breslau, ausgeführt wurden, ergaben, daß die Kohlen der vier niederschlesischen Gruben große Mengen von Kohlensäure zu absorbieren vermögen, so absorbierte z.B. Kohle aus dem Idaschacht bei 1 at Druck das 2,7 fache, bei 2 at Druck dagegen das 5,4 fache ihres Volumens an Kohlensäure. Hieraus geht klar hervor, daß die Kohlensäure von außen in die Kohlen eingewandert ist. Weiter sprechen hierfür |686| die geologischen Grundlagen, der vulkanische Charakter der niederschlesisch-böhmischen Steinkohlenmulde u.a.

Weiter berichten die Verfasser über den Hergang bei den einzelnen Kohlensäureausbrüchen, die mehrfach Verluste an Menschenleben forderten, sowie über die Sicherungsmaßnahmen, die im Verbot der Schrämarbeit und in besonderen Bestimmungen für die Schießarbeit be stehen. Hieran schließen sich ausführliche Mitteilungen über Kohlensäureausbrüche in südfranzösischen und österreichischen Steinkohlengruben an. Auch in diesen Bezirken spricht vieles dafür, daß die Kohlensäure durch vulkanische Einwirkung entstanden ist und aus der Tiefe durch mächtige Sprünge den Flözen zugeführt wurde. [Zeitschr. für Berg-, Hütten- und Salinenwesen im preuß. Staate 1914, S. 1 bis 89.]

Dr. Sander.

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Windräder. Die Ausnutzung der Kraft des Windes zum Segeln reicht bis in die frühesten Zeiten menschlicher Kultur zurück. Weniger alt ist die Verwendung der Windkraft zum Antrieb von Windmühlen und Windrädern. Die ersten Windmühlen in Deutschland stammen aus dem Ende des 14. Jahrhunderts. Die Windmühlen dienten hauptsächlich zum Betrieb von Mahlgängen und nur vereinzelt zur Wasserförderung, zu welchen Zwecken sie noch heute in Anwendung sind.

Die Windräder, auch Windmotoren genannt, kamen erst in den fünfziger Jahren des vergangenen Jahrhunderts in Amerika auf. Ihre Wirkungsweise entspricht der einer achsial beaufschlagten Wasserturbine ohne Leitapparat, weshalb man sie auch als Windturbinen bezeichnet. Während die ersten amerikanischen Windräder aus Holz hergestellt wurden, bestehen die heutigen Windturbinen ganz aus Eisen und Stahl. Sie unterscheiden sich hauptsächlich durch die Art der Einstellung und der Regulierung voneinander. Diese soll selbsttätig wirken und hat die Aufgabe, zu verhindern, daß mit zunehmender Windstärke die Umdrehungszahl und damit auch die Leistung des Windrades ein gewisses Maß überschreiten, da dies die Haltbarkeit der Turbine bzw. ihre Betriebssicherheit bei Sturm gefährden könnte. Ausführungsformen von Windrädern sind allgemein bekannt, doch dürften einige Angaben über ihre Benutzungsweise und Wirtschaftlichkeit willkommen sein.

Von Wichtigkeit ist, daß die Hauptwindseite und die Gegenseite frei sind, damit der Wind ungehindert zu dem Rad zutreten und auf der andern Seite frei abziehen kann. Zu diesem Zweck ist bei ebenem Gelände das Windrad so hoch anzuordnen, daß seine Unterkante alle in einem Umkreise von etwa 300 bis 400 m Entfernung befindlichen Häuser, Bäume, Sträucher usw. um etwa 2 bis 3 m überragt, da andernfalls die Leistung des Rades beeinträchtigt wird. Eine genügende Turmhöhe ist daher Vorbedingung für das richtige Arbeiten einer Windkraftanlage. Geschlossene Talkessel eignen sich nicht für Aufstellung von Windanlagen.

In den Tabellen 1 bis 3 sind die Anschaffungs- und Betriebskosten von Windmotoren für verschiedene Leistungen zusammengestellt, wobei angenommen wurde, daß Rad und Gerüst ganz aus Eisen und Stahl bestehen.

Tabelle 1.

Windmotoren-
anlage von
1,5
4
PSe
bei
4–5
6–7
m/Sek.
Windgeschwindigkeit

Raddurchmesser 6 m

Anlagekosten: Preis eines Windmotors mit allem Zubehör einschl. 15 m hohem Eisenturm, betriebsfertig aufgestellt, 3000 M.

Betriebskosten bei einer jährl.
Betriebsdauer von Std.

200

500

1000

2000

3000
4½ v. H. Verzinsung, 6 v. H.
Abschreibung u. Instand-
haltung = 10½ v. H. von
3000 M M



315



315



315



315



315
Bedienung u. Schmierung M 80 90 100 110 120
Gesamtjahreskosten M 395 405 415 425 435
Kosten der PSe/Std. bei 4 bis
5 m/Sek. Windgeschwin-
digkeit Pf.


131,7


54,0


27,7


14,2


9,7
Kosten der PSe/Std. bei 6 bis
7 m/Sek. Windgeschwin-
digkeit Pf.


49,4


20,2


10,4


5,3


3,6

Tabelle 2

Windmotoren-
anlage von
2,5
6
PSe
bei
4–5
6–7
m/Sek.
Windgeschwindigkeit

Raddurchmesser 8 m

Anlagekosten: Preis eines Windmotors mit allem Zubehör einschl. 15 m hohem Eisenturm, betriebsfertig aufgestellt, 4800 M.

Betriebskosten bei einer jährl.
Betriebsdauer von Std.

200

500

1000

2000

3000
4½ v. H. Verzinsung, 6 v. H
Abschreibung u Instand-
haltung = 10½ v. H. von
4800 M M



504



504



504



504



504
Bedienung u. Schmierung M 100 110 120 130 140
Gesamtjahreskosten M 604 614 624 634 644
Kosten der PSe/Std. bei 4 bis
5 m/Sek. Windgeschwin-
digkeit Pf.


120,8


49,1


25,0


12,7


8,6
Kosten der PSe/Std. bei 6 bis
7 m/Sek. Windgeschwin-
digkeit Pf.


50,3


20,5


10,4


5,3


3,6

Tabelle 3.

Windmotoren-
anlage von
4
8
PSe
bei
4–5
6–7
m/Sek.
Windgeschwindigkeit

Raddurchmesser 10 m

Anlagekosten: Preis eines Windmotors mit allem Zubehör einschl. 15 m hohem Eisenturm, betriebsfertig aufgestellt 6800 M.

Betriebskosten bei einer jährl.
Betriebsdauer von Std.

200

500

1000

2000

3000
4½ v. H. Verzinsung, 6 v. H.
Abschreibung u. Instand-
haltung = 10½ v. H. von
6800 M M



714



714



714



714



714
Bedienung u. Schmierung M 120 130 140 150 160
Gesamtjahreskosten M 834 844 854 864 874
Kosten der PSe/Std. bei 4 bis
5 m/Sek. Windgeschwin-
digkeit Pf.


104,2


42,2


21,3


10,8


7,3
Kosten der PSe/Std. bei 6 bis
7 m Sek. Windgeschwin-
digkeit Pf.


52,1


21,1


10,7


5,4


3,6
|687|

Hierbei wurden zwei verschiedene Windgeschwindigkeiten zugrundegelegt, nämlich 4 bis 5 m und 6 bis 7 m/Sek. Für deutsche Verhältnisse kommt vor allem die kleinere Geschwindigkeit in Betracht. Die größere Windgeschwindigkeit ist höchstens für hochgelegene Orte oder für Küstenländer von Bedeutung. Da nur die leichten Winde genügend häufig sind und einen einigermaßen regelmäßigen Betrieb erwarten lassen, so sollte man stets die Radgröße für die kleinere Windstärke von 4 bis 5 m/Sek. wählen.

Die größte Leistung erreicht das Windrad bei etwa 8 m Windgeschwindigkeit. Größere Windstärken bleiben in der Regel unausgenutzt, da alsdann die Regulierung in Wirksamkeit tritt.

Bezüglich der Windstärke sei noch bemerkt, daß nach der Windstatistik des Kgl. Meteorologischen Instituts in Berlin für das Binnenland ein Wind von

3 bis 4 m/Sek. während etwa 1350 Std. im Jahr
4 5 1660
5 6 1700
6 7 1200

angenommen werden kann, je nach der Lage des betreffenden Ortes.

F. Barth (Nürnberg).

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Entwerfen von Schmiedegesenken. In der Zeitschrift f. prakt. Maschinenbau vom 29. Sept. 1914 beschäftigt sich G. Groocock mit den Bedingungen, die bei der Herstellung von einwandfrei- arbeitenden Preßgesenken maßgebend sind. Natürlich können bei der unbegrenzten Verschiedenheit in der Gestalt der Preßteile nur allgemeine Anhaltspunkte gegeben werden, zur weiteren Verdeutlichung dient eine größere Anzahl von Beispielen.

Textabbildung Bd. 329, S. 687

Zunächst muß in jedem Falle sorgfältigst überlegt werden, nicht nur, ob eine Vorpreßform notwendig und lohnend ist, sondern besonders auch, wie die Fertigpresse bezüglich der Anordnung der Teilfuge zu gestalten ist, um sowohl ein tadelloses Erzeugnis zu erhalten, als auch die erforderliche Abgratpresse möglichst einfach zu bekommen. Die möglichen Lagen der Teilfuge sind im allgemeinen dieselben, wie beim Einformen, nur ist dabei die Frage besonders wichtig, was zweckmäßig in das Obergesenk, und was in das Untergesenk gelegt werden soll. Die Praxis zeigt, daß tiefer ausgearbeitete Stellen besser herauskommen, wenn sie sich im Obergesenk befinden. Als wahrscheinlichste Erklärung dafür kann gelten, daß infolge des Trägheitsvermögens des Materials die Fließgrenze zuerst an der Stelle erreicht wird, an der die lebendige Energie des herabfallenden Hammers auf das anfangs noch ruhende Material zuerst zur Wirkung kommt, nämlich an der Schlagseite.

Das in Abb. 1 dargestellte Muster kann in einer Preßform hergestellt werden, die nach Belieben in einer der Ebenen A A, B B oder C C geteilt ist. Vorzuziehen ist letztere, da hier die Form am billigsten hergestellt werden kann, und eine Vorpresse nicht erforderlich ist, indem ohne weiteres ein Stück Rundmaterial zu verarbeiten ist. Von Vorteil ist es auch, daß die Stelle für das zukünftige große achsiale Loch mit vorgedrückt werden kann (Abb. 2).

Textabbildung Bd. 329, S. 687
Textabbildung Bd. 329, S. 687
Textabbildung Bd. 329, S. 687

Mehr Schwierigkeiten macht es, wenn die Form nach einer gebrochenen Linie geteilt werden muß. Man wird naturgemäß kleinere Aenderungen der verlangten Form in Kauf nehmen, wenn diese die Anfertigung der Presse wesentlich vereinfachen würden und für den Gegenstand ohne größere Bedeutung wären. Abb. 3 zeigt einen Teil, dessen Querschnitt X-X zunächst elliptisch gedacht war. Dadurch, daß man die Stelle bei R scharfkantig ausbildete, ermöglichte man die verhältnismäßig einfache Preßform (Abb. 4 und 5), erstere in diesem Falle das Unter-, letztere das Obergesenk darstellend. Aus den Abbildungen ist auch zu ersehen, wie der hier auftretende Seitendruck, der senkrecht zur Bewegungsrichtung des Bären wirkt, in der Preßform selbst aufgenommen wird, indem einfach der Druckstelle gegenüber eine besondere Anlagefläche angeordnet wird.

Textabbildung Bd. 329, S. 687
Textabbildung Bd. 329, S. 687
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In Abb. 6 stellt A einen Beschlagteil zu einem Geschützrade vor. Man wird den weiter ausspringenden Zapfen in das Obergesenk legen. Trotzdem bei einer Preßform nach B der Druckausgleich vollständig ist, wird man doch die in der Herstellung bedeutend einfachere |688| Form nach C wählen und dem Preßteil in der gleichen Hitze auf einer besonderen Biegevorrichtung seine endgültige Gestalt geben.

Ein ähnliches Beispiel gibt Abb. 7. Der Lappen wird nach dem Pressen bei G rechtwinklig nach oben gebogen, die angedeutete Verstärkung dient als Materialzugabe, um eine Schwächung des Winkels durch die beim Biegen eintretende Dehnung zu vermeiden.

Rich. Müller.

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Antriebskraft neuerer Drahtstraßen für Hochleistungsbetrieb. Die in den letzten zwei bis drei Jahren gebauten Drahtwalzwerksanlagen zeigen außer der walztechnischen Sonderanordnung der einzelnen Gerüste nahezu durchweg die Verwendung von außerordentlich starken Antriebsmaschinen. Es liegt dies, abgesehen natürlich von der hohen Erzeugungsmenge von 120 bis 180 t in der Schicht und dem dadurch bedingten gleichzeitigen Walzen mehrerer Stäbe in den Kalibern, besonders an den gesteigerten Materialanforderungen. Die Notwendigkeit, aus wirtschaftlichen Rücksichten auch bei Herstellung von Hartstahl von 80 kg Festigkeit und mehr eine genügende Erzeugungsmenge zu erhalten, ohne namentlich bei elektrischem Antrieb die Motoren zu gefährden, führte aus Gründen der Betriebsicherheit zu derartig großen Maschinen. Bei ihrem Bau mußte auf ausreichende Ueberlastungsfähigkeit weitgehende Rücksicht genommen werden, um so mehr, als sich gerade beim Drahtwalzbetrieb unvorhergesehene Betriebsbeanspruchungen von kürzerer Dauer nicht vermeiden lassen.

Nachstehende Zusammenstellung gibt eine Uebersicht der wichtigsten Neuanlagen dieser Art auf größeren Gemischbetrieben.

Zahlentafel für Leistung und Antriebskraft neuerer Drahtstraßen.

Textabbildung Bd. 329, S. 688
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Zum Vergleich ist unter 7 auch eine kleinere Anlage aufgeführt, sowie unter 8 die eines amerikanischen Werkes. Die Anlage unter 5, welche in der ursprünglichen älteren Ausführung nur von der Gasmaschine aus betrieben war (in gleicher Weise wie die Drahtstraßen der Burbacher Hütte und des Hüttenwerks in Differdingen), ist ähnlich wie diese durch Hinzufügung der beiden Elektromotoren verstärkt worden. Ein ähnlicher Fall liegt vor bei den durch Dampfmaschinen betriebenen Anlagen des Hüttenwerks von Gebr. Stumm und des Gußstahlwerks Witten. Eine kombinierte Anlage von 100 bis 120 t Schichtleistung, bestehend aus einer Trio-Vorstraße, einer kontinuierlichen Mittelstraße von 7 Gerüsten und 2 Fertigstaffeln von zusammen 10 Gerüsten, besitzt die Eisenindustrie Menden-Schwerte. Der Antrieb erfolgt hier von zwei Tandemdampfmaschinen von 900 und 2200 PS Normalleistung durch Riemen bzw. Räder. Es werden Rohblöcke von etwa 250 mm2 im Gewicht bis 500 kg verwalzt.

Die Anordnungen und die zugrunde gelegte Antriebskraft sind also je nach den Verhältnissen sehr verschieden. Auch spielt die Kalibrierung und die Anwendung selbsttätiger Umführungen in den Vorgerüsten eine gewisse Rolle. Messungen an elektrisch betriebenen Straßen haben beim Auswalzen aus Halbzeug von 110 bis 130 mm2 rund 170 bis 180 KW/Std. für 1 t Draht bei normalem Betrieb und Material von 35 bis 42 kg ergeben, bei Dampfantrieben im gleichen Falle etwa 250 PS/Std. Für Hartstahl, der ja kälter gewalzt werden muß, steigen diese Zahlen unter Umständen bis aufs doppelte.

Wir behalten uns vor, auf interessante Einzelheiten dieser Frage ev. in besonderer Arbeit noch zurückzukommen.

Schömburg.

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Experimentelle Untersuchungen über die Verwendung von Braunkohle im Martinbetrieb. (Nach Dr.-Ing. H. Markgraf in „Mitteilungen aus dem Eisenhüttenmännischen Institut der Kgl. Techn. Hochschule Breslau, Bd. I.) Das Bestreben, die Produktionskosten herabzudrücken, hat einige rheinische Eisenwerke dazu veranlaßt, Braunkohle für Wärme- und Schmelzzwecke zu verwenden, und zwar hauptsächlich niederrheinische Braunkohle, die sich wegen ihres geringen Schwefelgehaltes besonders für metallurgische Zwecke eignet. Der Verfasser berichtet über seine auf dem Stahlwerk Angerort mit Braunkohlenbriketts angestellten Versuche. Die Anlage besteht aus drei basischen Martinöfen von je 35 t Fassung und acht Generatoren von 2500 mm ⌀. Es empfiehlt sich zunächst, die Industriebriketts nicht im Freien zu lagern, da ihr Wassergehalt bei Regenwetter um 42 v. H. zunahm. Ein großer Vorteil beim Generatorbetrieb besteht darin, daß im allgemeinen nicht gestocht zu werden braucht. Arbeitete man ohne Dampfzufuhr, was an und für sich erstrebenswert ist, so ging anfangs der Generator bisweilen derart heiß, daß die Schnecke große Klumpen bildete, die unter Umständen den Betrieb stören konnten. Ferner ergab sich ein verhältnismäßig großer Rückstand an unverbrannten Teilen in der Asche; dieser Brennstoff müßte noch anderweitig verwertet werden können, etwa in Mischung mit anderer Kohle zur Kesselfeuerung, die jedoch auf modernen Werken vielfach fehlt. Verfasser betont bei dieser Gelegenheit, daß die weit verbreitete Ansicht, Braunkohlen zeigten bei der Vergasung keinerlei Neigung zur Schlackenbildung, eine durchaus irrige ist. Die Höhe der Vergasungszone schwankre zwischen 350 und 1000 mm, die der ganzen Brennstoffsäule zwischen 600 und 1270 mm. Bei der Analyse der aus dem Generator entnommenen Gase zeigte sich, daß zwei kurz nacheinander genommene Proben verschiedene Zusammensetzung hatten, was aus dem Wesen der Braunkohlenvergasung zu erklären ist. Die Verbrennung zu Kohlensäure und die Zersetzung zu Kohlenoxyd gehen in ziemlicher Nähe des Wiederaustritts vor sich. Die Vergasungszone liegt im Generator nicht wagerecht in einer Ebene, sondern ihre Lage paßt sich der kegelförmigen Lufthaube an. Die Uebergänge zwischen der Aschenschicht und der Vergasungszone und zwischen dieser und der Entgasungszone sind ziemlich scharf begrenzt. Hiermit stimmt die Tatsache überein, daß die Generatoren in der Mitte sehr leicht durchbrennen. Bei den Versuchen, die Temperaturen der einzelnen Zonen zu messen, machten sich ebenso Schwierigkeiten bemerkbar wie bei der Entnahme von Gasproben. Jedenfalls dürfte die Temperatur der Entgasungszone nicht sehr viel mehr betragen als die der abziehenden Gase. In der Zusammensetzung, in der das Gas die Generatoren verläßt, erreicht es nicht seinen Bestimmungsort, den Brenner des Martinofens. Die Hauptveränderung erfährt es beim Durchströmen der erhitzten Gaskammern. Verfasser untersuchte das Gas an dem Stutzen auf dem Gassammelrohr bei dem Generator (I), am Ueberleitungsrohr vom Kanal zur Gasreversierglocke (II) und an der obersten Stelle der Gaskammer unmittelbar vor den Schlitzen zu den Zügen (III). Es ergaben sich folgende Durchschnittsanalysen:

I II III
CO2 3,8 4,5 5,5
CnHm 0,4 0,2 0,3
O 1,0 0,6 0,8
CO 27,7 28,7 26,3
H 10,3 11,0 11,5
CH 4 1,2 1,2 1,4

Besonders auffällg ist bei den Analysen I und II die Zunahme an Kohlensäure um 19 v. H. und die Abnahme an Sauerstoff um 40 v. H., die das Gas auf seinem Wege zum Martinofen erfährt. Einen besonderen Einfluß dürften auch die Teerdämpfe ausüben, die sich in der hohen Temperatur zersetzen. Die Abgase der Luft- und Gaskammer hatten durchschnittlich folgende Zusammmensetzung: CO2 15,9 v. H., CO 1,9 v. H., O 0,4 v. H., H 0,6 v. H., N 81,2 v. H. Der Luftüberschuß-Koeffizient betrug demnach 1,1. Es ergab sich also, daß besonders Wasserstoff und Kohlenoxyd auf dem Martinherde nicht vollständig zur Verbrennung gelangen. Hinsichtlich des Wassergehaltes der Gase ist zu bemerken, daß beim Brikettbetrieb die Verhältnisse ungünstiger liegen als beim |690| Betrieb mit Steinkohlen. Man sieht aus diesem Grunde mit Erfolg davon ab, mit Dampfzusatz zu arbeiten. Der Wassergehalt betrug durchschnittlich bei den Generatoren 84,2 g/m3, vor der Gasglocke 128,0 g/m3. Wenn die Gesamtanlage es zuläßt, soll man zweckmäßig ausgemauerte Blechrohre für Gasleitungen verwenden, die eventuell auch im Erdboden verlegt werden können, damit das Gas auf dem Wege zur Glocke keine Wasserzunahme erfährt. Bei der Vergasung besonders bitumenhaltiger Kohle macht sich eine starke Entwicklung von Teerdämpfen bemerkbar, die heiztechnisch verloren gehen. Die Vorschläge, diese Verluste zu vermeiden, gründen sich hauptsächlich auf das Prinzip, die Teerdämpfe in beständigere Verbindungen überzuführen. Für den Martinbetrieb haben jedoch derartige Versuche bisher keinerlei Bedeutung erlangt. Auf einigen Werken wird der abgeschiedene Teer mit Kohlen gemischt und unter Dampfkesseln verfeuert. Bezüglich der Temperaturen ist noch zu sagen, daß beim Braunkohlenbetrieb Gas und Luft nicht so hoch erhitzt werden wie es nach Professor Dr. Mayer beim Steinkohlenbetrieb der Fall ist. Die geringere Erhitzung hat aber keine besondere Störungen wie langsamen Betrieb oder dergleichen gezeitigt. Es blieb noch übrig, die Temperaturen zu untersuchen, die auf dem Herde auftraten. Die Flammentemperatur schwankte zwischen 1770 und 1848°, die Temperatur der Abgase zwischen 1446 und 1719°, als Mittelwert kann 1610° bezeichnet werden. Die Temperatur der Schlackendecke betrug vor dem Abstich 1640°. Die Temperaturen wurden natürlich auch beeinflußt, wenn dem Bade größere Mengen an Kalk, Roheisen, Erz oder Ferromangan zugesetzt wurden.

Aus den Ergebnissen der umfangreichen Untersuchungen des Verfassers läßt sich der Schluß ziehen, daß sich das aus Braunkohlenbriketts erzielte Gas für Schmelzzwecke im Martinofen eignet, daß aber zurzeit in den Generatoren noch ein verhältnismäßig hoher Prozentsatz an unverbrannten Rückständen beim Abschlacken verloren geht, der durch zweckmäßigere Konstruktionen verringert werden muß.

Schorrig.

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Der Provisionsanspruch des Maschinenreisenden und Agenten bei Zahlungsunfähigkeit des Bestellers. Der Provisionsanspruch des Maschinenreisenden und Agenten ist davon abhängig, daß ein Maschinenverkauf durch die Tätigkeit des Reisenden oder Agenten zustande kommt.

Um den Maschinenreisenden oder Agenten aber gegen eine ungerechtfertigte Benachteiligung zu schützen, gewährt der § 88 und 55 des Handelsgesetzbuches ihm auch dann einen Provisionsanspruch, wenn die Ausführung eines Geschäftes, die Lieferung einer verkauften Maschine usw. infolge des Verhaltens des Maschinenlieferanten ganz oder teilweise unterbleibt, ohne daß hierfür wichtige Gründe in der Person desjenigen vorliegen, mit welchem das Geschäft abgeschlossen ist. Das Gesetz erkennt demnach eine Pflicht des Maschinenlieferanten an, im Interesse des Reisenden oder Agenten, der für ihn tätig geworden ist, und demgegenüber eine Vergütung für seine Tätigkeit gerechtfertigt erscheint, ein Geschäft auszuführen, oder aber ihn schadlos zu halten.

In einer neueren Rechtsprechung ist mehrfach die Frage zur Entscheidung gekommen, ob die Zahlungsunfähigkeit oder berechtigte Zweifel an der Zahlungsfähigkeit eines Bestellers dem Lieferanten hinreichenden Grund gibt, von der Ausführung eines Geschäftes abzusehen, oder ob der Reisende oder Agent auch in diesem Falle die volle Provision zu beanspruchen berechtigt sein soll.

Man wird diese Frage nur entscheiden können, wenn man das Rechtsverhältnis zwischen dem Maschinenlieferanten und dem Reisenden oder Agenten in Hinsicht auf die Provision prüft. Der Maschinenreisende oder Agent tritt zu der von ihm vertretenen Maschinenfirma in ein Verhältnis, das sich von dem Rechtsverhältnis zwischen dem Chef und den übrigen Handlungsgehilfen wesentlich unterscheidet. Der Reisende oder Agent hat von vornherein eine viel freiere Stellung als ein sonstiger Geschäftsangestellter und er nimmt gewissermaßen eine selbständige mittlere Stellung zwischen einem Geschäftsherrn und einem Geschäftsangestellten ein.

Seine Tätigkeit wird vergütet, nicht bloß als Dienstleistung, wobei es auf den Erfolg der Tätigkeit nicht ankommen würde, sondern für eine Tätigkeit, die das Interesse der Firma wahrnimmt. Das Rechtsverhältnis ist natürlich weit entfernt von dem eines Gesellschaft-Verhältnisses, hat aber doch das eine damit gemeinsam, daß das Interesse des Reisenden oder Agenten mit dem Interesse der Maschinenfirma verschmilzt.

Da der Provisionsanspruch des Maschinenreisenden und Agenten nicht nach seiner Tätigkeit bemessen wird, da seine Mühewaltung oder die Leichtigkeit seiner Tätigkeit ganz außer Betracht bleibt, da er vielmehr ganz von dem Erfolge seiner Tätigkeit im Interesse seiner Firma abhängig ist, so muß man auch umgekehrt der Maschinenfirma ein Recht geben, von ihrem Interesse an einem Geschäft die Ausführung des Geschäftes abhängig zu machen. Wo ihr Interesse durch ein Geschäft nicht tatsächlich gefördert wird, da hat auch der Agent oder Reisende nicht diejenige Tätigkeit ausgeübt, welche für die Erlangung des Provisionsanspruches nötig ist.

Ist ein Besteller nun zahlungsunfähig, oder entsteht bei dem Maschinenlieferanten etwa durch eine ungünstige Auskunft die begründete Vermutung einer Zahlungsunfähigkeit, so würde die Ausführung des Geschäftes nicht in seinem Interesse liegen, und dazu ist der Maschinenlieferant jedenfalls nicht verpflichtet, ausschließlich das Interesse des Reisenden oder Agenten zu seinen eigenen Ungunsten wahrzunehmen.

Man wird daher in einem solchen Falle einen wichtigen Grund in der Person des Geschäftsgegners erblicken müssen, der den Maschinenlieferanten zur Nichtausführung des Maschinenauftrages berechtigt, ohne dem Reisenden oder Agenten die Provision für das nichtausgeführte Geschäft zuzusprechen.

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In diesem Sinne hat sich auch die neuere Rechtsprechung entschieden, z.B. das Oberlandesgericht Dresden in der „Rechtsprechung der Oberlandesgerichte“ Bd. 22, S. 1. Auch von der Wissenschaft (vgl. Staub, Kommentar zum § 88 HGB Anm. 10) wird der gleiche Standpunkt vertreten. Dr. jur. Eckstein.

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