Titel: Polytechnische Schau.
Autor: Anonymus
Fundstelle: 1915, Band 330 (S. 424–436)
URL: http://dingler.culture.hu-berlin.de/article/pj330/ar330079

Polytechnische Schau.

Ueber die experimentelle Bestimmung des Ungleichförmigkeitsgrades und der Winkelabweichung von Kolbenmaschinen liegt eine Arbeit von H. Runge vor, die zunächst auszugsweise in Heft 33 und 34 der Zeitschrift des Vereins deutscher Ingenieure wiedergegeben ist, aber demnächst vollständig in den Mitteilungen über Forschungsarbeiten erscheinen soll. Demselben Zwecke dienende Untersuchungen sind schon mehrfach ausgeführt. Die vorliegende Arbeit unterscheidet sich von diesen durch das angewandte Meßverfahren. H. Runge beabsichtigte, ein Verfahren festzulegen, das unter Vermeidung der den bisher vorgeschlagenen anhaftenden Mängel leicht in der Praxis während des Betriebes ohne große Umstände und doch mit möglichster Genauigkeit anwendbar ist. Hierzu hat er unter Benutzung einer Siemensschen Chronographentrommel ein elektromagnetisches Markenschreibzeug konstruiert unter Beachtung folgender Gesichtspunkte:

  • 1. Von der Versuchseinrichtung ist eine stete Betriebsbereitschaft zu fordern;
  • 2. die Winkelgeschwindigkeit der Trommel muß außerordentlich gleichmäßig sein;
  • 3. die Umfangsgeschwindigkeit der Trommel soll hoch sein, damit einem zu messenden kleinen Zeitunterschiede ein großer Bogen des Trommelumfanges entspricht; dazu muß
  • 4. das Schreibzeug möglichst viele Marken in der Zeiteinheit schreiben können;
  • 5. die Marken müssen mit genügender Genauigkeit abgelesen werden können.

Die Anordnung des Apparates an der zu untersuchenden Maschine ist aus nachstehendem Schema ersichtlich.

Auf dem Umfange des Schwungrades s sind in bestimmten, am einfachsten gleichen Abständen Stromunterbrechungstellen angeordnet, die bei der Bewegung desRades das Markenschreibzeug m betätigen. Bei unveränderlicher Winkelgeschwindigkeit dieser Bewegung besitzen die Marken auf der gleichmäßig umlaufenden Trommel t alle gleichen Abstand voneinander, anderenfalls ist ihr Abstand verschieden. Aus dem Unterschiede dieser Abstände ergibt sich unmittelbar die Abweichung der Winkelstellung des Schwungrades von der Winkelstellung bei gleichförmiger Bewegung. Der Schreibstift wird elektromagnetisch betätigt, die Schreibtrommel wird mittels einer elastischen Kupplung durch einen Elektromotor unmittelbar angetrieben. Bei k ist im Nebenschlusse zur Unterbrechungsstelle ein Kondensator eingeschaltet, um das Entstehen eines starken Funkens an der Unterbrechungsstelle zu vermeiden. Um die Versuchsergebnisse bequem verwerten zu können, werden die Marken auf Diagrammpapier, das auf die Trommel gespannt wird, verzeichnet. Die Kontaktvorrichtung wird am einfachsten auf dem Schwungrade der zu untersuchenden Maschine angebracht. H. Runge hat dazu ein 8 mm breites Stahlband der Eloesser-Kraftband-Gesellschaft um das Schwungrad gespannt und auf dessen Umfang in passender Entfernung voneinander Fenster ausgestanzt, die mit einem Isolierstoff ausgefüllt werden und so eine Unterbrechung des Stromüberganges vom Schwungrad zum Schleifkontakt herbeiführen.

Textabbildung Bd. 330, S. 424
|425|

Die von Runge ausgeführten Versuche wurden an einem Körtingschen Viertaktmotor von 20 PS und 190 Uml./Min. mit Quantitätsregulierung vorgenommen. Sie erstreckten sich auf die Ermittlung der Winkelabweichung und des Geschwindigkeitsverlaufes sowie der Beziehung der größten Winkelabweichung τ und des Ungleichförmigkeitsgrades δ zu einigen anderen Betriebsgrößen, nämlich zu der indizierten Leistung, der Umlaufzahl, dem Kompressionsverhältnis und dem Zündungszeitpunkt. Sämtliche experimentell bestimmten Werte zeigten eine gute Uebereinstimmung mit den auf theoretischem Wege für die gleichen Betriebsverhältnisse ermittelten. Die vorstehenden Schaubilder zeigen diese Uebereinstimmung in anschaulicher Weise. Die Winkelabweichung ist hierin in Graden, die Abweichung der Winkelgeschwindigkeit von der mittleren normalen in sek–1 angegeben.

Textabbildung Bd. 330, S. 425

Bezüglich der im einzelnen ermittelten Werte sei auf die in der Arbeit von Runge selbst enthaltenen Zahlentafeln und Schaubilder verwiesen.

Ritter.

Farbiger Anstrich für Behälter mit verdichteten und verflüssigten Gasen. Der Vorstand der Berufsgenossenschaft der chemischen Industrie wurde von dem preußischen Handelsminister um eine gutachtliche Aeußerung gemäß § 120 e der Gewerbeordnung über eine beabsichtigte Ergänzung der Polizeiverordnung über den Verkehr mit verdichteten und verflüssigten Gasen ersucht. Danach sollen Behälter für verdichtete und verflüssigte Gase mit einem Farbenanstrich zwecks äußerer Kennzeichnung ihres Inhaltes versehen werden, und zwar sollen gewählt werden die Farben: blau für Sauerstoff,rot für Wasserstoff, grün für Stickstoff, schwarz für Kohlensäure und weiß für Azetylen. Außerdem soll durch eine farbige Aufschrift in der Längsrichtung des Behälters sein Inhalt in einer Buchstabengröße von 10 cm in lateinischer Schrift bezeichnet werden.

Der Vorstand der Berufsgenossenschaft hat sich in seiner letzten Sitzung mit dieser Frage beschäftigt und hat der „Chem. Industrie“ zufolge gegen die beabsichtigten Maßnahmen im allgemeinen keine Bedenken erhoben, doch wurde es für unzweckmäßig erachtet, für Kohlensäureflaschen einen schwarzen Anstrich zu wählen, da durch einen derartigen Anstrich die Temperatur des Gases, wenn es dem Sonnenlicht ausgesetzt ist, leicht erhöht werden kann. Bezüglich der Forderung einer Aufschrift auf die Behälter besteht das Bedenken, daß die Buchstaben sich sehr leicht verwischen werden und ihre Erneuerung bei der großen Zahl von Flaschen, die im Verkehr ist, eine außerordentliche Mehrarbeit bedingen würde. Es wird als ausreichend erachtet, daß die chemische Formel in die Flaschen eingeschlagen und der Einschlag mit einer weißen Farbe angerieben wird. Als wünschenswert wird es allgemein bezeichnet, daß auch für die Flaschen für Chlor und schweflige Säure ein farbiger Anstrich eingeführt wird.

Sander.

Naphthalinwascher für Koksofengas. W. Strommenger hat einen Naphthalinwascher konstruiert, der außer auf der Waschwirkung des in ihm enthaltenen Oeles auch auf dessen Oberflächenwirkung beruht. Nachdem die Versuche mit diesem Wascher günstig ausgefallen waren, wurde von der Bamag auf der Hüttenanlage der A.-G. Phoenix in Ruhrort ein Wascher zur Reinigung von täglich 50000 m3 Koksofengas aufgestellt, das von der Kokerei nach der etwa 1000 m entfernten Martinofenanlage gedrückt wurde. Wegen der großen Länge dieser Freileitung war die möglichst vollständige Entfernung des Naphthalins aus dem Gase besonders wichtig, damit keine Betriebsstörungen im Winter zu befürchten waren. Das von der Sulfatfabrik kommende Gas wird zunächst in zwei Ringluftkühlern gekühlt und wird dann mittels eines Gebläses durch zwei Naphthalinwäscher gesaugt. Das Gas tritt in die hintereinander-geschalteten Wäscher von unten durch zahlreiche als Verteiler ausgebildete Rohre ein, strömt durch Beruhigungsbleche |426| hindurch und steigt durch das Oel zur Oberfläche auf. Durch eine Reihe von Ueberläufen, die in verschiedener Höhe angebracht sind, kann der Spiegel des Waschöles nach Bedarf gehoben oder gesenkt werden, ferner können auf diese Weise aus den verschiedenen Schichten des Waschöles Proben entnommen werden; der zweite Wäscher ist außerdem noch mit einem Spritzfänger versehen. Das Oel fließt den Wäschern aus erhöht aufgestellten Vorratsgefäßen zu; es wird durch eine kleine elektrisch angetriebene Pumpe in Bewegung gehalten und aus dem zweiten Waschgefäß in das erste übergepumpt.

Die Wirkung der Anlage wurde an sechs aufeinanderfolgenden Tagen geprüft, die Waschgefäße wurden mit Röpertöl gefüllt. Der Naphthalingehalt des Gases vor dem Wascher betrug im Durchschnitt 85 g in 100 m3, die Auswaschung des Naphthalins betrug im Durchschnitt während der sechs Tage 78,5 v. H. bei einem stündlichen Gasdurchgang von 1750 m3 und einer Gaseintrittstemperatur von 34,2° C. Das Oel erreichte je nach der Zeit, die zwischen dem Umpumpen und der Vornahme der Analyse verflossen war, einen Naphthalingehalt bis zu 24 v. H. Als später größere Gasmengen, mehr als 60000 m3 in 24 Stunden, durch die auf nur 50000 m3 berechneten Gaswäscher hindurchgingen, genügte eine Vergrößerung der Luftkühlanlage um ein Drittel, um ebenfalls eine zufriedenstellende Auswaschung des Naphthalins zu erreichen. Der Wascher hat in mehr als einjährigem Betriebe, auch bei Lufttemperaturen von 0 bis 6°, keinerlei Veranlassung zu Beanstandungen gegeben. Zur Wartung der ganzen Wascheranlage genügt ein Mann; der Kraftverbrauch beschränkt sich auf den Betrieb der 0,5 PS-Pumpe und auf die Ueberwindung des Tauchwiderstandes in den beiden Waschern, der bei einer Tauchung von 120 bis 150 mm einem Druck von etwa 260 bis 330 mm WS entspricht. Der Wascher kann überall Verwendung finden, wo Gas so weit von Naphthalin befreit werden soll, daß sich auf dem Wege zur Verwendungsstelle kein Naphthalin mehr ausscheidet. (Glückauf 1915 S. 138 bis 141.)

Sander.

Binäre Aluminiumlegierungen. Wie bereits in D. p. J. S. 355 d. Bd. ausgeführt wurde, werden in neuerer Zeit Aluminiumlegierungen für Maschinen, welche geringes Gewicht besitzen sollen, immer mehr verwendet. Deshalb ist man bestrebt, dem wegen seines geringen spezifischen Gewichtes wertvollen Aluminium durch Hinzulegieren anderer Metalle größere Festigkeit zu verleihen, damit es auch für höher beanspruchte Konstruktionsteile Verwendung finden kann. In der Zeitschrift Stahl und Eisen 1915 S. 649 u. f. sind ausführliche Versuche über solche Aluminiumlegierungen veröffentlicht. Es handelt sich hier um planmäßige Reihenversuche mit allen technisch überhaupt in Frage kommenden Metallen als Legierungszuschlägen zum Aluminium im Zweikomponentensystem. Die untersuchten Legierungen hatten dabei ein spezifisches Gewicht, das im allgemeinen die Zahl 3 nicht überschritt.

Die aus den verschiedenen Legierungen hergestellten Zerreißstäbe hatten einen Querschnitt von 20 mm2 bei 14 mm Breite, so daß sich nach der Formel eine Meßlänge von 50 mm ergab. Die Bruchdehnung ist bei den Versuchen in v. H. der gesamten Meßlänge angegeben. Die Härte der Legierungen wurde nach dem Brinellschen Verfahren bestimmt mit einer Stahlkugel von D = 2,5 mm ∅ und mit einer Belastung von P = 62,5 kg. Aus dem Durchmesser des Eindruckes = d berechnet sich der Härtegrad bekanntlich nach der Formel .

Reinaluminium.

Dieses Reinaluminium wurde von der Neuhauser Aluminium-A.-G. mit 98 bis 99 v. H. Reingehalt und mit 0,9 bis 1,0 v. H. Eisen und etwa 0,5 v. H. Silizium geliefert. Wenn Aluminium nicht möglichst kalt gegossen wird, so lunkert es sehr stark. Es ist aber bei allen Temperaturen sehr gut walzbar. Die Festigkeitswerte des Reinaluminiums sind in Tab. 1 enthalten.

Tabelle 1.

Zugfestigkeit
kg/mm2
Dehnung
v. H.

Härte
Glühtemperatur
Grad
10,5 34 29 350
11,5 32 31 350
25,8 6 68 ungeglüht
9,5 41 26 350
10,9 37 31 350
23,5 5,5 65 ungeglüht

Zinkaluminium.

Die beiden Metalle sind in jedem Verhältnisse ineinander löslich. Die Wetterbeständigkeit ist gering, besonders die reicheren Legierungen werden von Wasser sehr stark angegriffen. Die Festigkeitswerte dieser Legierung sind in Tab. 2 enthalten. Technischen Wert haben wohl nur Legierungen mit 12 bis 14 v. H. Zink, da sie bei etwa 20 kg/mm2 Festigkeit noch fast die gleiche Dehnung wie Reinaluminium aufweisen.

Tabelle 2.

Gehalt
v. H.
Zugfestigkeit
kg/mm2
Dehnung
v. H.

Härte
7,8 14,2 28
10,3 17,0 32 42
12,7 20,4 33
16,0 25,0 26 60
18,5 28,8 20
23,0 35,2 17

Magnesiumaluminium.

Auch das Magnesium läßt sich in allen Verhältnissen mit Aluminium legieren. Größere Zusätze an Magnesium bewirken ein sehr rasches Ansteigen der Festigkeit und Härte und ein langsames Sinken der Dehnung, wie aus Tab. 3 entnommen werden kann. Ein geringer Gehalt an Magnesium bringt keine nennenswerte Verbesserung |427| der Festigkeit der Legierung, ein höherer Gehalt erschwert dagegen die Bearbeitung und verringert die Luftbeständigkeit.

Tabelle 3.

Gehalt
v. H.
Zugfestigkeit
kg/mm2
Dehnung
v. H.

Härte
0,3 10,9 34 33
0,6 11,4 33 33
1,2 11,2 33 33
1,6 11,4 33 34
2,6 15,3 25 42
4,0 21,1 22 54
6,0 29,4 21 69

Kupferaluminium.

Diese beiden Metalle lassen sich sehr leicht miteinander legieren. Schwindung und Lunkerung sind aber beträchtlich. Die Luft- und Wetterbeständigkeit scheint sehr gut zu sein. In der Wärme lassen sich die Legierungen bis zu 12 v. H. noch walzen. Die Zerreißfestigkeit steigt schnell mit dem Kupfergehalt, wie aus Tab. 4 entnommen werden kann, bis etwa 4 v. H. Kupfer, Umgekehrt verläuft die Dehnung, die schon durch einen Zusatz von 2 v. H. Kupfer von 34 auf 23 v. H. verkleinert wird. Für Walzgut kommen dementsprechend Legierungen mit 3 bis 4 v. H. Kupfer in Betracht, für Gußzwecke solche mit 10 bis 15 v. H.

Tabelle 4.

Gehalt
v. H.
Zugfestigkeit
kg/mm2
Dehnung
v. H.

Härte
0,5 13,5 30 29
1,0 15,4 26
2,1 17,1 23 41
3,5 18,0 22 46
5,1 17,8 21 48
7,1 18,0 21 49
8,9 18,7 19 49
11,0 19,5 16 52

Nickelaluminium.

Die Legierungsfähigkeit des Nickels mit dem Aluminium reicht nur bis etwa zu 16 bis 18 v. H. Nickel. Bei höherem Nickelgehalt muß bei recht hoher Temperatur geschmolzen und gegossen werden, um ein Ausseigern nickelreicherer Verbindungen zu verhüten. Schwindung und Lunkerbildung gehen mit zunehmendem Gehalt zurück. Die chemische Widerstandsfähigkeit der Nickelaluminiumlegierungen scheint gut zu sein, doch sind eingehendere Versuche nach dieser Richtung noch nicht ausgeführt. Die Legierungen sind in der Wärme bis zu 11 bis 12 v. H. Nickel walzbar. Bruchfestigkeit und Härte nehmen mit dem Nickelgehalt zu, die Dehnung nimmt dabei erheblich ab. Die Tab. 5 und die Abbildung zeigen den Zusammenhang von Zugfestigkeit, Dehnung und Härte verschiedener Nickelaluminiumlegierungen an.

Tabelle 5.

Gehalt
v. H.
Zugfestigkeit
kg/mm2
Dehnung
v. H.

Härte
0,0 10,5 34 29
0,6 11,2 33
1,0 11,5 32 34
1,9 12,7 29
3,1 14,7 27 44
4,5 15,2 25
6,2 15,0 22 45
8,1 14,9 16 47
10,3 16,5 8 53
Textabbildung Bd. 330, S. 427

Kobaltaluminium.

Diese Legierung zeigt ähnliche Eigenschaften wie das Nickelaluminium. Die Walzbarkeit hört mit einem Gehalt von 11 bis 12 v. H. Kobalt auf. Kobaltaluminiumlegierungen bieten gegenüber Nickelaluminiumlegierungen keine besonderen Vorteile. Die Tab. 6 enthält die Festigkeitswerte von Kobaltaluminiumlegierungen.

Tabelle 6.

Gehalt
v. H.
Zugfestigkeit
kg/mm2
Dehnung
v. H.

Härte
0,0 10,5 34 29
0,6 10,9 35 32
1,6 12,0 28
2,3 12,3 25
3,5 12,9 21 47
5,5 15,5 18
7,5 16,6 14 50
9,4 16,5 11 51
10,5 17,0 11
12,0 18,5 6 61

Eisenaluminium.

Wegen des hohen Schmelzpunktes der eisenreicheren Legierungen liegt die praktische Grenze der Legierbarkeit bei 16 v. H. Auf die Wetterbeständigkeit scheint der Eisenzusatz durchaus günstig zu wirken. In der Wärme sind die Legierungen nur bis etwa 12 v. H. walzbar. Die Eisenaluminiumlegierungen werden kaum technische |428| Bedeutung erlangen. Die Versuche zeigen aber, daß ein geringer Eisengehalt des Aluminiums (etwa 2 bis 3 v. H.) keineswegs schadet.

Siliziumaluminium.

In der Wärme lassen sich die Legierungen gut walzen bis zu einem Gehalt von 20 v. H. Die Zerreißfestigkeit steigt regelmäßig mit dem Siliziumgehalt an und erreicht bei etwa 12 v. H. einen Höchstwert. Die Wetterbeständigkeit der Legierungen ist noch nicht einwandfrei festgestellt. Das Aluminium wird durch Zusatz von Silizium günstig beeinflußt. Das spezifische Gewicht wird dadurch nicht verändert. Für Gußzwecke erscheinen Legierungen mit 10 bis 12 v. H. Silizium die geeignetsten zu sein. Aus der Tab, 7 können die Festigkeitswerte der Siliziumaluminiumlegierungen entnommen werden.

Tabelle 7.

Gehalt
v. H.
Zugfestigkeit
kg/mm2
Dehnung
v. H.

Härte
0,5 10,5 34 29
1,9 11,6 33
3,2 12,4 31 36
5,0 13,4 30
6,7 14,2 27 40
8,3 14,9 24
11,5 15,8 17 46
15,0 15,3 14

Antimonaluminiumlegierungen, Kadmiumaluminiumlegierungen, Zinnaluminium- und Bleialuminiumlegierungen werden technische Bedeutung kaum erlangen. (Fortsetzung folgt.)

W.

Ueberhitzer für Lokomotiven. Der Schmidtsche Rauchröhrenüberhitzer hat seit seiner Einführung bei den belgischen Staatseisenbahnen im Jahre 1904 und bei den preußischen Staatsbahnen im Jahre 1905 grundlegende Aenderungen nicht mehr erfahren. In neuerer Zeit sind auch viele Klein- und Straßenbahnen zum Betriebe mit Heißdampflokomotiven übergegangen, ebenso werden bereits Verschiebelokomotiven mit Schmidtschen Rauchröhrenüberhitzern ausgerüstet. Der Betrieb mit solchen Lokomotiven zeigt aber, daß wegen der häufigen Arbeitspausen und der kurzen Arbeitsdauer von oft nur einigen Minuten die angestrebte Heißdampftemperatur meist nicht erreicht wird. Deshalb hat die Firma Schmidt für solche Lokomotiven den Kleinrauchröhren-Ueberhitzer eingeführt. Die Ueberhitzerheizfläche steigt dabei bis etwa zur Hälfte der gesamten Kesselheizfläche, während sie bei dem gewöhnlichen Rauchröhrenüberhitzer nur etwa ein Viertel bis ein Drittel davon beträgt.

Die Rauchröhren des neuen Ueberhitzers haben dementsprechend nur den halben Durchmesser der bisherigen Ueberhitzerröhren, d.h. etwa 50 bis 70 mm. Während man mit dem Rauchröhrenüberhitzer der Vollbahnlokomotiven nicht mehr als 600 mm an die Feuerbüchse heranrückt, ist dieses Maß bei Kleinröhrenüberhitzern bis auf 300 mm verkleinert. Die Röhren des neuen Ueberhitzersnehmen während des Leerlaufs und des Stillstands Temperaturen von 300 bis 400° C an. Der beim Anfahren in den Ueberhitzer eintretende Dampf findet hier stark vorgewärmte Rohrwände vor und er wird sofort im überhitzten Zustande in den Schieberkasten strömen. Im Dauerbetriebe können Ueberhitzertemperaturen von 390 bis 400° C erreicht werden. Da bereits das Anfahren mit Heißdampf beginnt, so ist auch die Gefahr von Wasserschlägen vermindert. Bei dem für den Kleinröhrenüberhitzer üblichen Rohrdurchmesser von 54 bis 64 mm ergibt sich ein Verlust an Verdampfungsfläche von nur 10 bis 15 v. H.

Textabbildung Bd. 330, S. 428

Bei den bisherigen Rauchröhrenüberhitzern wird die normale Heißdampftemperatur nach etwa 3 bis 5 Min. erreicht, bei dem Kleinröhrenüberhitzer beginnt nach kurzem Anhalten die Ueberhitzung meist schon mit 250 bis 260° und steigt innerhalb der ersten Minute Fahrzeit bis zu 300°, wie ausführliche Versuche bewiesen haben. Bei Rauchröhren mit mäßigem Durchmesser werden die Rohrwände nicht so hoch beansprucht wie bei den großen Rauchröhren. Röhren von 50 bis 70 mm ∅ biegen sich in längeren Kesseln durch ihr Eigengewicht nach unten durch und beanspruchen bei ihrer Verlängerung durch die Wärme weniger die Rohrwandungen.

Der Kleinröhrenüberhitzer besteht aus einer Anzahl Ueberhitzerelementen, die aus nahtlos gezogenen flußeisernen Röhren hergestellt werden. Es sind bereits Ueberhitzerröhren von 11/16 mm ∅ in Verwendung, ohne daß in bereits dreijährigem Betriebe Störungen aufgetreten sind. Je enger aber die Ueberhitzerröhren ausgeführt sind, desto besseres Speisewasser ist zu verwenden. |429| Eine möglichst gute Wasserabscheidung im Dom ist ebenfalls notwendig. Wird das übergerissene Wasser erst im Ueberhitzer verdampft, so kann eine allmähliche Verengung der Ueberhitzerröhren durch Kesselsteinbildner entstehen.

Abb. 1 bis 3 zeigen die günstige Anordnung eines solchen Ueberhitzers. Bei dieser Anordnung ist jeder der rechts und links liegenden Dampfsammelkasten geteilt, so daß jeder einen Naßdampf- und einen Heißdampfraum enthält. Diese Anordnung ergibt eine gute Ausbildung der Ueberhitzerelemente.

Textabbildung Bd. 330, S. 429

Abb. 4 gibt eine ausführliche zeichnerische Darstellung der im Betriebe erreichten Heißdampftemperaturen mit einer Lokomotive der belgischen Vizinalbahn. Es sind hierbei während längerer Zeit Temperaturen von 340 bis 380° erreicht worden.

Aus der folgenden Tabelle ist zu erkennen, in welchem Maße die Heizfläche des Ueberhitzers bei Verwendung eines Kleinröhrenüberhitzers vergrößert werden kann. Die belgische Staatsbahn hat die gleiche Lokomotivbauart mit beiden Ueberhitzern ausgeführt. Es handelt sich um eine Lokomotive mit Zylindern von 500/600 mm ∅, 1520 mm Triebraddurchmesser, 2,39 m2 Rostfläche und 13,5 at Dampfdruck.

Rauchröhren-
überhitzer
m2
Kleinröhren-
überhitzer
m2
Heizfläche der Feuerkiste
Heizfläche der Röhren:
18 zu 118/127 mm Durchmesser
154 zu 40/45 mm Durchmesser
158 zu 51,5/63,5 mm Durchmesser
11,30
21,80
63,30
11,30


93,30
Heizfläche des Kessels
Heizfläche des Ueberhitzers
96,40
21,51
104,60
55,90
Insgesamt 117,91 160,50

Bei der Lokomotive mit Kleinröhrenüberhitzer ist also die Ueberhitzerheizfläche auf das 2,6-fache gestiegen,während sich die gesamte Heizfläche um 36 v. H. vermehrt hat. (Zeitschr. d. Ver. deutsch. Ing. 1915 S. 645 bis 650.)

W.

Die Vorteile der Anzapf-Dampfkraftmaschine in wärmetechnischer Beziehung;. Die Ausnutzung der Wärme, bezogen auf den Wärmeinhalt des verfeuerten Brennstoffs, beträgt bei Dampfkraftmaschinen (Kolbenmaschinen sowie Dampfturbinen) erfahrungsgemäß selbst bei den besten Ausführungen nur etwa 16 bis 20 v. H., wobei je nach der mehr oder weniger wirtschaftlichen Bedienung die Dampfkesselanlagen selbt mit einem Wirkungsgrad von etwa 70 bis 75 v. H. betrieben werden. Weitere Wärmeverluste entstehen in den Dampfleitungen, die größten jedoch in der meistens unausgenutzten Wärmeabfuhr der Kondensationsabwässer, mit welchen allein gegen 50 bis 55 v. H. verloren gehen. Es ist ohne weiteres einleuchtend, daß eine Verminderung dieser letzten Verluste von ganz ausschlaggebender Bedeutung sein kann.

Wenn nur ein Teil des Arbeitsabdampfes einer Dampfmaschine oder Dampfturbine zu Heizzwecken weiter ausgenutzt werden kann, so erfolgt die Energieabgabe in Maschinen mit sogenannter „Zwischendampfentnahme“. In diesem Falle wird beispielsweise bei Dampfturbinen die gewünschte Heizdampfmenge aus einer Zwischenstufe derselben entnommen, in welcher der Dampfdruck gerade dem gewünschten Heizdampfdruck entspricht. Derartige Dampfentnahmemaschinen, auch Anzapfmaschinen genannt, erhalten eine selbsttätig wirkende Reguliervorrichtung, welche den Heizdampfdruck auf der gewünschten Höhe halten. Die für Heizzwecke nicht erforderliche Menge an Arbeitsdampf verrichtet im Niederdruckteil der betreffenden Maschine weiter Arbeit und wird in bekannter Weise nachher im Kondensator niedergeschlagen.

Die durch eine vereinigte Kraft-Heizungsanlage zu erzielenden Vorteile sind durch folgende Grundlagen der Wärmetheorie begründet: Zur Erwärmung von 1 kg Wasser von 0° C auf 100° C sind unter atmosphärischem Druck 100 WE erforderlich, dagegen für die Ueberführung von 1 kg Wasser von 100° C in Dampf von 100° C 537 WE. Um Wasser von 0° C in Dampf von 100° C zu verwandeln, sind mithin zusammen 637 WE erforderlich, von welchen der größte Teil somit für die Aenderung des Agregatzustandes aufgewendet werden, während andererseits für die Steigerung der Dampfspannung verhältnismäßig nur geringe Wärmemengen notwendig sind. Beispielsweise ist zur Erzeugung von 1 kg Sattdampf von 9 at Spannung Ueberdruck eine Gesamtwärme von 663 WE erforderlich, für Dampf von 13 at Spannung 668 WE. Der Unterschied beträgt mithin |430| nur 5 WE und das Verhältnis ist noch günstiger, wenn es sich um die Erzeugung von hoch überhitztem Dampf handelt. So sind beispielsweise für die Erzeugung von 1 kg Heißdampf von 13 at Spannung bei einer Temperatur von 320° C rund 735 WE erforderlich, mithin nur 67 WE mehr als bei Sattdampf von 13 at, welcher nur eine Temperatur von 194° C besitzt.

Durch Anwendung des Anzapfverfahrens ist es bei vereinigtem Kraft- und Heizdampfbetrieb möglich, den thermischen Wirkungsgrad von Dampfmaschinen, der, wie oben bereits angegeben, im allgemeinen nur 16, höchstens 20 v. H. beträgt, ganz bedeutend zu erhöhen, so daß dadurch sehr große Brennstoffmengen gespart werden können, wie dies aus nachstehendem Beispiel deutlich hervorgeht.

Angenommen es handelt sich um eine Papier- und Pappenfabrik, die zur Erzeugung von elektrischer Energie für die verschiedenen Arbeitsmaschinen stündlich rund 1300 PS oder 850 KW benötigt, und außerdem zum Heizen der Trockenzylinder, Kochen, Trocknen usw., stündlich 5000 kg Dampf von 3 at Spannung, an der Entnahmestelle gemessen, gebraucht, so ergibt sich für die Gegenüberstellung des Gesamtwärmeverbrauchs bzw. Gesamtdampfverbrauchs folgende Rechnung:

Eine Dampfturbine von 850 KW Leistung benötigt bei Dreiviertel Belastung, wie solche wohl im allgemeinen in Betracht kommt, stündlich etwa 4040 kg Dampf von 13 at Spannung und 320° C Temperatur, bei reinem Kondensationsbetrieb, d.h. also ohne Entnahme von Heizdampf. Bei gleichzeitiger Abzapfung von 5000 kg Heizdampf stündlich von etwa 3 at Spannung beträgt der Gesamtdampfverbrauch bei gleicher Kraftentnahme stündlich dagegen nur ungefähr 7600 kg. Diese Dampfverbrauchsziffern sind nun keineswegs unmittelbar vergleichbar, da die scheinbare Ersparnis von 4040 plus 5000 = 9040 zu 7600 kg ein etwa zu günstiges Ergebnis ergibt. Zur einwandfreien Gegenüberstellung müssen vielmehr die erzeugte und aufgewendete Wärmemenge gegenübergestellt werden.

Im ersten Fall beträgt der Wärmeinhalt der 4040 kg Dampf von 13 at Spannung und 320° C Temperatur 4040 × 735 =2969400 WE, da 735 dem Wärmeinhalt von 1 kg Dampf dieser Spannung und Temperatur entspricht, und zwar nach den neuesten wärmetechnischen Versuchen von W. Schüle. Der Wärmeinhalt der erforderlichen Heizdampfmenge (Sattdampf von 3 at Spannung) beträgt nach den gleichen Unterlagen 5000 × 652,5 = 3262500 WE. Der Gesamtwärmeinhalt des Kraft- und Heizdampfes beträgt mithin 2969400 + 3262500 = 6231900 WE. Demgegenüber beträgt der Gesamtwärmeinhalt des Dampfes beim Betriebe einer Anzapfturbine zu 7600 × 735 = 5568000 WE. Für die objektive Berechnung der Ersparnis genügt aber auch diese Gegenüberstellung noch nicht, sondern man muß den Gesamtwärmeinhaltsziffern auch diejenigen Wärmewerte und Brennstoffkosten gegenüberzustellen, welche in dem einen und anderen Falle zur Erzeugung der betreffenden Dampfmenge erforderlich sind.

Angenommen es kommt als Brennstoff eine kleinstückige gesiebte Feinkohle (Erbskohle) von etwa 7000 Kalorien Heizwert und einem Preise von 18 M für die Tonne frei Verwendungsstelle in Frage, und es beträgt der Nutzeffekt einschließlich sämtlicher Anheiz- und Abschlackverluste der Kesselanlage für die Erzeugung des hochgespannten Dampfes im Mittel 72 v. H. und derjenigen zur Erzeugung des Heizdampfes im Mittel 70 v. H., so kommen von 1 kg Kohle praktisch nur 7000 × 0,72 = 5040 Kal. W oder WE bzw. 7000 × 0,70 = 4900 WE zur Geltung. Man benötigt daher in dem ersten Falle 2969400 zur Erzeugung des Dampfes stündlich: , zusammen mithin rund 1255 kg Kohlen stündlich im Werte von 1,255 × 18,0 = 22,59 M.

Im zweiten Falle, wo nur die eine, die Hochdruckkesselanlage in Betracht kommt mit einem Nutzeffekt von 72 v. H., errechnet sich der Kohlenverbrauch zu: Kohlen entsprechend einem Wert von 19,95 M.

Die Ersparnis durch Anwendung des Anzapfverfahrens beträgt mithin 2,64 M für die Stunde = 12 v. H. oder im Jahre bei 300 × 24 = 7200 Stunden Betriebszeit, wie sie für das angezogene Beispiel in Betracht kommt, 7200 × 2,64 = 19008 M.

Die obige Rechnung stellt nun keineswegs ein Paradebeispiel dar, da wohl in vielen Fällen der Bedarf an Heizdampf im Verhältnis zum Kraftdampf noch größer ausfällt, wodurch die Wirtschaftlichkeit noch mehr zu Gunsten des Anzapfbetriebes ausfällt. Beträgt der Heizdampfbedarf beispielsweise 8000 kg, so ergibt sich unter sonst gleichen Voraussetzungen wie bei der obigen Gegenüberstellung folgende Rechnung:

Im ersten Falle beträgt der Gesamtwärmeinhalt für Kraftdampf wie oben 2969400 WE und der Gesamtwärmeinhalt für Heizdampf 8000 × 652,5 = 5220000 WE. Im zweiten Falle sind erforderlich bei Verwendung einer Anzapfturbine insgesamt stündlich 9650 kg Dampf von 13 at Spannung und 320° C Temperatur, entsprechend einem Gesamtwärmeinhalt von 9650 × 735 = 7092750 Wärmeeinheiten. Die zur Erzeugung einer Wärmemenge aufzuwendende Kohlenmenge bzw. Kohlenkosten berechnen sich im ersten Falle zu: bzw. 29,78 M für 1 Stunde und im zweiten Falle zu: bzw. 25,33 Mark für 1 Stunde.

Die Ersparnis beträgt mithin 4,45 M für 1 Stunde gleich 15 v. H. bzw. bei 7200 Betriebsstunden im Jahre 32040 M.

Am günstigsten verhält sich der Wärme- bzw. Kohlenverbrauch, wenn die Möglichkeit vorliegt, die betreffenden Maschinen dauernd und gleichmäßig mit ihrer Volleistung arbeiten zu lassen und hierbei die der Konstruktion der Dampfleitungsquerschnitte entsprechende höchste Anzapfmenge |431| ebenfalls dauernd und gleichmäßig zu nehmen. So würde die oben angenommene Dampfturbine beispielsweise dauernd mit 850 KW Leistung belastet werden können, entsprechend einem stündlichen Dampfverbrauch bei reinem Kondensationsbetrieb von 5140 kg. Als Anzapfturbine gebaut, würde man bei gleicher Leistung der Maschine stündlich Dampf von 3 at Spannung bis zu einer Höchstmenge von ungefähr 13400 kg entnehmen können, wobei sich der Gesamtdampfverbrauch für Kraft- und Heizdampf zusammen nicht höher wie etwa 14000 kg stellt. Unter diesen Verhältnissen ergibt sich dann folgende Gegenüberstellung:

Im ersten Falle beträgt der Gesamtwärmeinhalt für Kraftdampf 5140 × 735 = 3777900 WE und der Gesamtwärmeinhalt für Heizdampf 13400 × 652,5 = 8743500 Wärmeeinheiten. Im zweiten Falle sind erforderlich bei Verwendung einer Anzapfturbine stündlich insgesamt 14000 kg Dampf von 13 at Spannung und 320° C Temperatur entsprechend einem Gesamtwärmeinhalt von 14000 × 735 = 10290000 WE. Die zur Erzeugung dieser Wärmemenge bzw. Kohlenkosten berechnen sich im ersten Falle zu: , zusammen mithin 2534 kg bzw. 45,61 M für 1 Stunde und im zweiten Falle zu: Kilogramm bzw. 36,75 M in 1 Stunde.

Die Ersparnis beträgt mithin 8,86 M für 1 Stunde gleich 24 v. H. bzw. bei 7200 Betriebsstunden im Jahre 63792 M.

Aus der vorstehenden Gegenüberstellung sind die Vorteile des vereinigten Kraft- und Heizdampfbetriebes ohne weiteres ersichtlich, offen bleibt vielleicht nur die Frage, welche von den zwei miteinander im Wettbewerb stehenden Dampfmaschinenarten „Kolbenmaschinen und Dampfturbinen“ größere Vorteile bieten. Im allgemeinen gibt man der Dampfturbine überall dort den Vorzug, wo es sich um eine Kraftabgabe von über 400 KW handelt und wo in dem betreffenden Betriebe im übrigen die Durchführung des elektrischen Einzel- und Gruppenantriebes gegeben ist. Weitere Vorteile, die für den Dampfturbinenbetrieb sprechen, liegen in der Möglichkeit, hier besonders hoch überhitzten Dampf verwenden zu können und dadurch auch eine verhältnismäßig höhere Temperatur des Heizdampfes zu erreichen, wie dies im gleichen Sinne bei Kolbenmaschinen nicht möglich ist, da hier der Wärmeinhalt des abgezapften Heizdampfes unter Berücksichtigung der geringer zulässigen Eintrittstemperatur im allgemeinen 20–30 WE weniger beträgt. Ferner braucht der abgezapfte Dampf von Dampfturbinen nicht entölt werden, da der Dampf dieselben ebenso rein verläßt, wie er eingetreten ist, während der oft stark ölhaltige Dampf von Kolbenmaschinen die Wirkungsfähigkeit der Heizleitungen, Kochapparate, Trockenvorrichtungen usw. oft stark beeinträchtigt. Ferner kann man bei Dampfturbinen nahezu die dreifache Menge des Kraftdampfverbrauchs (bei Normalleistung bzw. Volleistung der Turbine berechnet) als Anzapfdampf entnehmen, im Gegensatz zu Kolbenmaschinen,bei welchen leicht Störungen eintreten, wenn mehr wie das 1½- bis 2-fache der Kraftdampfmenge als Anzapfdampf entnommen wird.

Von den weiteren Vorzügen der Dampfturbinen seien noch kurz erwähnt der verhältnismäßig geringe Raumbedarf, der geringe Schmierölverbrauch, die größere Uebersichtlichkeit der Maschine im Gegensatz zu gleich großen Kolbenmaschinen. Als Nachteil der Dampfturbine sei angeführt, daß diese Maschinen bei Leistungen unter 400 Kilowatt zurzeit von gleich großen Kolbenmaschinen in bezug auf den reinen Dampfverbrauch (als Kondensationsmaschine betrachtet) übertroffen sind, während die übrigen oben angeführten Vorteile des Turbinenprinzips selbstverständlich auch bei den kleineren Ausführungen Gültigkeit behalten. Andererseits kommen bei den vereinigten Kraft- und Heizdampfanlagen auch mehr die Wirtschaftlichkeit der Gesamtanlage in Betracht, da der etwas höhere Dampfverbrauch einer kleinen Dampfturbine bei Anzapfbetrieb dem Heizdampfbetrieb wieder zu gute kommt und nicht verloren geht.

Textabbildung Bd. 330, S. 431

Die Wasserdampf-Kältemaschine. Im Hinblick auf die bedeutende zum Verdampfen von Wasser notwendige Wärmemenge liegt der Gedanke nahe, Wasserdampf als Kältemittel zu verwenden. Er ist neuerdings durch den Bau von Kältemaschinen nach dem System Westinghouse-Leblanc-Riedinger in die Tat umgesetzt worden. Das Schema einer derartigen Kühlanlage zeigt die Abbildung. Aus dem Sammelgefäß A wird die nach Durchfließen der Kühlschlangen erwärmte Sole infolge des vom Ejektor E im Kühlraum C hervorgerufenen Vakuums angesaugt, durch ein Sieb in feine Strahlen zerlegt und wegen der Luftleere zum Teil zur Verdunstung gebracht. Hierdurch wird dem Rest der Sole die in den Kühlschlangen aufgenommene Wärme entzogen, so daß er wieder verwendungsfähig ist. Die Anwendung eines Ejektors ist zum Durchführen des Arbeitvorganges wesentlich, da sich nur mit ihm große Mengen von Dampf und Luft von so geringer Dichte praktisch fördern lassen. Eine Zentrifugalpumpe drückt den verbleibenden Teil der Sole wieder in das Kühlsystem. Das verdampfte Solewasser wird vom Ejektor in den Kondensator befördert. Zur Aufrechterhaltung des dort herrschenden Vakuums dient die rotierende |432| Luftpumpe von Professor Leblanc, Paris, die in Deutschland von der A. E. G., Balcke in Bochum und einschließlich der gesamten beschriebenen Kältemaschine von Riedinger in Augsburg gebaut wird, während die ursprüngliche Ausführung der Westinghouse-Gesellschaft zu danken ist. Das Arbeitswasser entnimmt die Westinghouse-Leblanc-Pumpe dem mit einer Kühlschlange versehenen Behälter J. Ein Teil des Kondensats wird der Sole als Ersatz für das durch Verdunstung verlorene Wasser wieder zugesetzt. Die Luft-, Kondensat- und Solepumpen können durch eine Dampfturbine betrieben werden, deren Abdampf dem Ejektor zugeführt wird. Auch die Verwendung eines Elektromotors ist angängig. In diesem Falle wird für den Ejektor Frischdampf oder Abdampf aus der allgemeinen Abdampfleitung benutzt. Die W.-L.-Kältemaschinen sind bereits für 65000 WE/Std. ausgeführt worden. Man findet sie zur Proviant- und Munitionskühlung in der französischen, englischen, russischen und argentinischen Marine. Indessen wurden auf dem Probierstande der Firma Riedinger auch von Seiten der deutschen Marine Versuche vorgenommen, deren Ergebnisse etwa folgende sind. Bei einer aus zwei Verdampfern bestehenden Anlage stellte man durch Versuch an einer Hälfte fest, daß Soleaustrittstemperaturen von – 7,28° C erzielt werden können bei einer gesamten Kälteleistung von 11600 WE/Std. und einer Leistung von 44,8 WE/Std. für 1 kg Nettodampfverbrauch. An der zweiten Hälfte der Kühlanlage wurde bei einer Austrittstemperatur der Sole von – 2,23° C eine stündliche Kälteleistung von 20200 WE erreicht. Dies bedeutete 139 WE auf 1 kg Nettodampfverbrauch. Die Gesamtleistung der Anlage betrug 40300 WE bei einer Kühlwassertemperatur von 26,42 bzw. 31,36 °C und einer Soletemperatur von ungefähr + 2 bis – 2° C. Auch wurden bei Inbetriebsetzung beider Hälften Endtemperaturen von – 8,9 im Verdampfer I und – 8,3 im Verdampfer II erzielt. Das Vakuum sinkt mit fallender Temperatur. Das höchste bei einer Kühlwasserwärme von 18,5°C beobachtete Vakuum war = 0,988 und blieb bestehen, auch als die Spannung des zum Betriebe dienenden Elektromotors um 25 v. H. sank. Ausbesserungen sind nur infolge des natürlichen, sehr geringen Verschleißes zu erwarten.

Vergleichende Rechnungen ergaben, daß die Kältemaschinen mit Wasserstoff oder Kohlensäure als verdampfender Flüssigkeit mit höheren Betriebskosten arbeiten als die W.-L.-Kältemaschine, wenigstens wenn nicht tiefere Temperaturen als etwa – 12° erlangt werden. Da ferner die Anschaffungskosten der W.-L.-Maschine nicht viel höher als die einer Kohlensäuremaschine, die Wartung einfacher, das Gewicht geringer und die Betriebssicherheit größer sind, so dürfte der Maschine ein weites Verwendungsgebiet gesichert sein. (Dipl.-Ing. Forst in Schiffbau Nr. 211915.)

Schmolke.

Ueber die Versorgung der deutschen Gasanstalten mit Steinkohlen berichtet Prof. A. Frank in der Zeitschr. f. angewandte Chemie 1915 S. 213 bis 214.Bei dem hohen Werte, den die bei der Herstellung des Leuchtgases gewonnenen Nebenerzeugnisse Ammoniak und Teer für unsere Landwirtschaft und unsere Industrie besitzen, dürfen die Gaswerke keine Einschränkung ihres Betriebes erfahren; die Sicherung einer ausreichenden Versorgung der Gaswerke mit Kohlen zu erschwinglichen Preisen ist daher in dieser Zeit eine wichtige Aufgabe. Im Jahre 1913 erzeugten die deutschen Gaswerke über 3 Milliarden m3 Gas, wozu rund 10,5 Mill. t Steinkohlen verbraucht wurden. (Diese Zahlen dürften etwas zu hoch angesetzt sein. D. Ref.) Bei einer Gesamtförderung des deutschen Steinkohlenbergbaues von 191,5 Mill. t beläuft sich der Bedarf der Gasanstalten auf nur etwa 5½ v. H. dieser Förderung. Erheblich größer, nämlich 45,8 Mill. t, war im Jahre 1913 die Ausfuhr von deutschen Kohlen, wogegen die Einfuhr, hauptsächlich aus England, nur 10,5 Mill. t betrug.

Diese englische Kohleneinfuhr diente zum großen Teil der Versorgung norddeutscher Gebiete, wo sich infolge der niedrigen Seefrachten die Verwendung englicher Kohle wesentlich billigerstellte, als der Bezug von westfälischer oder oberschlesischer Kohle. Folgende zwei Beispiele mögen dies zeigen: Das Gaswerk Charlottenburg verarbeitete im Jahre 1913 im ganzen 193800 t Steinkohlen, wovon 164250 t aus England und nur 29550 t aus deutschen Gruben stammten, und zwar 23850 t aus Oberschlesien und 5210 t aus Westfalen. Der Preis der englischen Kohle war loco Gaswerk 16,46 Mark für die Tonne, während die oberschlesische Kohle 18,38 M und die westfälische Kohle gar 22,59 M die Tonne kosteten.

Die städtischen Gaswerke in Berlin verarbeiteten in dem gleichen Jahre 917000 t Steinkohle, und zwar 671000 t englische und 246000 t deutsche Kohle; die Preisverhältnisse dürften hier nahezu die gleichen sein wie in Charlottenburg. Unter diesen Umständen kann den Städten gewiß kein Vorwurf daraus gemacht werden, daß sie die wesentlich billigere englische Kohle verarbeiteten; denn die hierdurch erzielten bedeutenden Ersparnisse kommen lediglich den städtischen Steuerzahlern zu gute. Es geht auch nicht an, zu verlangen, daß die städtischen Verwaltungen sich verpflichten, die nun zu sehr hohen Preisen getätigten Abschlüsse über die Dauer des Krieges hinaus gleich auf mehrere Jahre beizubehalten; denn hierdurch würden den ohnedies durch den Krieg schwer belasteten städtischen Finanzen weitere große Opfer auferlegt werden.

In bezug auf Ammoniak- und Teergewinnung arbeiten Gaswerke und Kokereien mit dem gleichen Ergebnis, nur die Benzolgewinnung liefert bei diesen eine höhere prozentuale Ausbeute, weil die Gaswerke zwecks Erzielung eines heizkräftigen Gases nicht wie die Kokereien in der Lage sind, das Benzol aus dem Gas auszuwaschen. Die Gaswerke, namentlich die der Großstädte, sind heute in der Zwangslage, den von den Einwohnern an sie gestellten Anforderungen zu genügen, und sie können nicht eine den gesteigerten Kohlenpreisen entsprechende Erhöhung der Gaspreise vornehmen, zumal durch die hohen |433| Petroleumpreise der letzten Zeit die Zahl der Gaskonsumenten gerade in den minderbemittelten Bevölkerungskreisen sich wesentlich vergrößert hat.

Verfasser führt noch einige weitere Gesichtspunkte an, die den Wunsch berechtigt erscheinen lassen, daß es den Gaswerken durch gemeinsames Vorgehen gelingen möge, mit den Zechen zu einer allen Interessenten gerecht werdenden Verständigung zu gelangen.

Sander.

Die Ermittlung des Exponenten m der Expansionslinie von Verbrennungsmotoren. Die experimentelle Bestimmung des Exponenten m der Expansionslinie von Verbrennungsmotoren erfolgt am besten an einem Dieselmotor, da bei diesem, infolge der ruhiger als bei anderen Gasmaschinen erfolgenden Druckänderungen, Indikatorschwingungen nur im geringen Maße auftreten. Im Maschinenbaulaboratorium der Technischen Hochschule zu Berlin hat Dr.-Ing. Münzinger unter Anwendung eines vorzüglichen, durch Reibungs- und Massenkräfte wenig beeinflußten Maihak-Indikators an einem 15-pferdigen MAN-Dieselmotor Untersuchungen angestellt, um eine gesetzmäßige Abhängigkeit des genannten Exponenten von der Temperatur nachzuweisen.

Textabbildung Bd. 330, S. 433

Aus der bekannten Gleichung der Expansionslinie p1v1m = p2 v2m, wo p1 p2 die spezifischen Drücke, v1 und v2 die spezifischen Volumina sind, erhält man durch Logarithmieren . Wenn man daher an einen Punkt der im logarithmischen Maßstabe aufgezeichneten Expansionskurve eine Tangente legt, so kann m durch den Tangens des Winkels zwischen Volumenachse und der Tangente bestimmt werden. Die Größe von m wird zunächst von der chemischen Zusammensetzung und der Temperatur der Ladung beeinflußt. Wie bekannt, istnämlich der Exponent der Adiabate , wo cp die spezifische Wärme bei gleichem Druck und cv die spezifische Wärme bei gleichem Volumen sind. Für alle Gase ist und somit wenn m das Molekulargewicht ist. Für Kohlensäure gilt nach Langen die Gleichung (m cv)m = 6,7 + 0,0026 t, in der t die Gastemperatur darstellt. Ebenso findet Pier für Wasserdampf , während für die zweiatomigen Gase die Beziehung m cv = 4,88 + 0,00106 t Gültigkeit hat. Der Wert des Exponenten wird daher durch den Gehalt an Kohlensäure und Wasserdampf, sowie durch Zunahme der Temperatur herabgesetzt. Aus dem letztgenannten Grunde ist er bei Expansionsbeginn kleiner als am Ende des Hubes. Die kühlende Wirkung der Zylinderwandungen wird zur Folge haben, daß die Expansionslinie schneller als die Adiabate sinkt. Es kann als feststehend angesehen werden, daß die in der Zeiteinheit abgeleitete Wärmemenge proportional der wirksamen Oberfläche und abhängig von einer Funktion des Temperaturunterschiedes von Wand und Gas ist. Die Wärmedurchgangszahl wiederum hängt von der Dichte, dem Bewegungszustand, der Temperatur sowie der räumlichen Verteilung des Gases in bezug auf die Oberfläche ab. Eine gute Durchmischung der Ladung wird z.B. erwünscht im Interesse einer vollkommenen Verbrennung, wenig günstig in Anbetracht der Wärmeabfuhr sein. Auch die Kolbengeschwindigkeit beeinflußt die kühlende Wirkung der Zylinderwände, da von ihr die Zeit abhängt, die für den Wärmeaustausch verfügbar ist. Durch Nachbrennen endlich wird der Verlauf der Expansionskurve flacher werden. In Abb. 1 sind über dem p v-Diagramm die Werte von m in Abhängigkeit von der Kolbenstellung eingetragen. Dann wurde die Gastemperatur für verschiedene Punkte des Diagramms bestimmt und unter der Annahme, daß ein Wärmeaustausch nicht stattfindet, k für diese Punkte berechnet. Die gefundenen Werte wurden gleichfalls in die Darstellung aufgenommen, so daß nunmehr die Einflüsse der Wandung und des Nachbrennens aus dem Unterschied des errechneten und des aus dem Diagramm bestimmten Exponenten erkannt werden. Man konnte feststellen, daß sich die ermittelten Kurven bei schwacher Belastung schneiden, dann einen flacheren Winkel bilden, so daß sie nahezu parallel laufen, um sich endlich bei weiterhin wachsender Belastung wiederum zu schneiden. Bei mittleren Belastungen ist die m v-Kurve nahezu gerade. In den extremen Fällen ist sie beim Expansionsbeginn gekrümmt und nähert sich |434| der Parabelform. Mit dem Kolbenweg und der Zunahme der Kühlflächen wächst der Unterschied von m und k. In Abb. 2 sind die m-Werte für die Versuche, bei denen sich die m- und k-Kurven nicht schnitten, zusammengestellt. Bei hohen indizierten Drücken liegen die sich ergebenden Linienzüge tiefer als für niedrige Drücke. Die gleichfalls eingetragenen Kurven gleicher Temperatur verlaufen für mittlere Wärmegrade nahezu parallel der Abszisse. Bringt man endlich auch noch die k-Kurven für 900° und 1300° zur Darstellung, so sieht man, daß bei der niedrigeren Temperatur der Unterschied zwischen m und k mit wachsender Kühlfläche zunimmt und bei 45 v. H. Kolbenweg einen Höchstwert erreicht. Bei 1300° hingegen nähern sich infolge des Nachbrennens die m- und k-Kurven mit zunehmendem Kolbenweg. Bei Versuchen, deren Gütegrad dem Höchstwert nahe kam, verlief der Linienzug für m fast gerade. Nähert sich die Kurve für den Exponenten bei Beginn der Expansion der Parabelform, so verschlechtert sich der Gütegrad, besonders, wenn gleichzeitig eine Fortsetzung der Verbrennung in der Expansionsperiode festgestellt werden kann. (Forschungsarbeiten auf dem Gebiete des Ingenieurwesens Heft 174, herausgegeben vom Verein deut. Ingenieure.)

Textabbildung Bd. 330, S. 434

Schmolke.

Probefahrts- und Betriebsergebnisse des Flottenkohlendampfers Jupiter. Das Journal of the American Society of Naval Engineers Nr. 2 Vol. XXVI bringt einen eingehenden Bericht über die offiziellen Probefahrten des Flottenkohlendampfers Jupiter der amerikanischen Marine, der im Hinblick darauf, daß Jupiter das erste größere Schiff mit turbo-elektrischem Antrieb ist, besondere Beachtung verdient. Der neue Kohlentransportdampfer hat bei 174,3 m Länge über alles eine Länge zwischen den Loten von 158,5 m, eine größte Breite von 19,8 m und 8,4 m Tiefgang. Seine Wasserverdrängung beträgt 19750 t bei einer Ladefähigkeit von ∾ 13000 t Brennstoff. Außer Kohle kann Jupiter auch eine beschränkte Heizölmenge von etwa 3000 t unterbringen. Die Konstruktionsgeschwindigkeit ist mit 14 kn bemessen.

Die Maschinenanlage des Dampfers Jupiter1) setzt sich aus einem zweipoligen Wechselstrom-Turbogenerator von 5450 KVA, der bei 1990 Umdrehungen in der Minuteeine Spannung von 2300 Volt liefert, und aus zwei mit den Propellerwellen gekuppelten Asynchronmotoren mit je 36 Polen zusammen. Das Uebersetzungsverhältnis zwischen Turbine und Propeller ist also 18 : 1. Es bleibt trotz der veränderlichen Schlüpfung des Propellermotors bei wachsender Belastung annähernd konstant, da die Beeinflussung der Umlaufgeschwindigkeit praktisch belanglos ist. Die Propeller arbeiten dementsprechend normal mit 110 Umdrehungen in der Minute. Das Anlassen und Umsteuern der Motoren erfolgt unter Benutzung wassergekühlter Widerstände, die in den Ankerstromkreis eingeschaltet werden. Da bei eingeschaltetem Widerstände mit zunehmender Geschwindigkeit die Schlüpfung schnell wächst, der Wirkungsgrad dementsprechend abnimmt, werden die Widerstände im allgemeinen nur unmittelbar beim Anfahren benutzt, nach Fahrtaufnahme dagegen kurzgeschlossen. Die Höchstgeschwindigkeit, die mit eingeschalteten Widerständen erreichbar ist, beträgt etwa 9 kn. Im übrigen erfolgt die Regelung der Schiffsgeschwindigkeit durch Aenderung der Turbinendrehzahl mittels Düsenregulierung, wodurch die Frequenz des Generators beeinflußt wird. Als Antriebsturbine des Generators diente ursprünglich eine sechsstufige, aus zweikränzigen Rädern bestehende Curtis-Turbine. Eingehende Vorversuche machten eine Aenderung der Turbine wünschenswert. Sie wurde durch eine neunstufige Turbine ersetzt, die, abgesehen vom ersten zweikränzig ausgebildeten Rade, nur einkränzige Räder enthält.

Der Probefahrtsplan des Schiffes umfaßte folgende Fahrten:

  • 1. Meilenfahrten auf tiefem Wasser bei Geschwindigkeiten zwischen 8 kn und Höchstgeschwindigkeit.
  • 2. Eine 48-stündige Volldampffahrt mit der höchsten erreichbaren Geschwindigkeit bei einer Eintrittsspannung an der Turbine von nicht über 13,35 kg/cm2 Ueberdruck und einem Vakuum von 95 v. H.
  • 3. Eine 24-stündige Dampf- und Kohlenmeßfahrt bei ∾ 10 kn Geschwindigkeit.

Für die Fahrten unter 2 und 3 gewährleistete die General Electric Company als Erbauerin der Maschinenanlage einen Dampfverbrauch von nicht mehr als 5,82 kg/WPS-Std. bzw. 6,71 kg/WPS-Std. Wie die nachstehend zusammengestellten Probefahrtsergebnisse der beiden Dauerfahrten erweisen, wurden diese Werte um 10 v. H. bzw. um 18 v. H. überschritten.

Die Eigenart der turbo-elektrischen Anlage von Jupiter tritt besonders fühlbar zutage in ihrem Einfluß auf die Manövrierverhältnisse des Schiffes. Da beide Propellermotoren von dem gleichen Generator bedient werden, ändert sich ihre Drehzahl in Abhängigkeit von der Frequenz und Drehzahl des Turbogenerators stets in genau der gleichen Weise. Es ist daher beispielsweise nicht möglich, die eine Schraube mit voller Kraft vorwärts, die

|435|

Probefahrtsergebnisse des Flottenkohlendampfers Jupiter.

48-stdg. Voll-
dampffahrt
24-stdg.
Dauerfahrt
mit 10 kn
Geschwindigkeit kn 14,99 10,01
Probefahrtsdeplazement t 19763 19660
Mittlerer Tiefgang m 8,46 8,42
Dampfüberdruck am Kessel kg/cm2 13,6 13,6
Dampfüberdruck an der Turbine 11,8 12,7
Luftüberdruck am Kessel mm WS 18
Mittleres Vakuum mm QS 716 724
Umdrehungszahl der Motoren in der Minute 116,7 77,1
Umdrehungszahl des Turbogenerators i. d. Min. 2130 1410
Klemmenspannung des Generators Volt 2581 1524
Stromstärke des Generators Amp. 1480 808
Stromstärke des B. B.-Motors 755 413
Stromstärke des St. B.-Motors 725 395
Elektrische Leistung des B. B.-Motors KW 2833,1 751,3
Elektrische Leistung des St. B.-Motors 2692,7 712,5
Gesamte elektrische Leistung beider Motoren 5525,8 1463,8
Effektive Leistung an der B. B.-Welle WPS 3653,3 1068,6
Effektive Leistung an der St. B.-Welle 3598 974,4
Gesamte effektive Leistung 7251,3 2043
Gesamter Dampf verbrauch in der Stunde t 47,97 18,17
Dampfverbrauch der Hilfsmaschine in der Std. 10,07 6,91
Dampfverbrauch der Turbine in der Stunde 37,9 11,26
Spez. Dampfverbrauch (bez. auf Leistung an der
Welle)

kg/WPS-Std.

5,23

5,51
Spez. Dampfverbrauch nach Garantie 5,82 6,71
Gesamter Kohlenverbrauch in der Stunde kg 5398 2291
Spez. Kohlenverbrauch (bezogen auf Leistung an
der Welle)

kg/WPS-Std.

0,744

1,121
Dampfstrecke mit 1 t Kohle Sm 2,78 4,37

andere langsam rückwärts laufen zu lassen. Auch beim Wenden des Schiffes macht sich die Uebereinstimmung der Schraubendrehzahlen störend bemerkbar. Da nämlich die Innenschraube bei drehendem Schiff nicht, wie man bei Schiffen mit anderen Antriebsmaschinen gewohnt ist, ihre Geschwindigkeit gegenüber der Außenschraube verringert, muß der Drehkreis bei Jupiter notgedrungen etwas größer ausfallen. Allerdings wird dieser Fehler zum Teil durch die Erhöhung des Ruderdruckes wieder ausgeglichen. Fordern somit die durch die Anordnung nur eines Generators für beide Motoren bedingten Betriebsverhältnisse eine geeignete Berücksichtigung seitens der Schiffsleitung, so sind die damit in Kauf zu nehmenden Nachteile doch nicht so schwerwiegend, daß sie nicht, ganz abgesehen von den betriebswirtschaftlichen Verhältnissen, durch Vorteile anderer Art mehr als aufgewogen würden. Zunächst schließt der turbo-elektrische Propellerantrieb, da die Schraubendrehzahl auch bei austauchender Schraube stets die gleiche bleibt, ein Durchgehen der Maschine völlig aus. Damit kommt eine der wesentlichsten Gefahrenquellen für die Betriebssicherheit einer Schiffsmaschinenanlage in Wegfall. Sehr zugunsten der turbo-elektrischen Anlage spricht ferner die gute Regelung, die ohne Rücksicht auf eine etwaige Aenderung des Dampfdruckes und des Vakuums die einmal eingeregelte Umlaufzahl ziemlichgenau festzuhalten gestattet, und schließlich die Schnelligkeit, mit der jedes Maschinenmanöver auszuführen ist.

In vollem Umfange werden die Vorteile des turboelektrischen Antriebes naturgemäß erst bei Anlagen größerer Leistung zur Geltung kommen, in erster Linie bei Schlachtschiffsanlagen, weil hier bei dem zur Verfügung stehenden größeren Maschinengewicht ein Wettbewerb mit anderen Antriebsystemen aussichtsreicher erscheint als bei Anlagen für leichte und schnelle Schiffe. Voraussetzung hierbei ist allerdings, daß abweichend von der Jupiter-Anlage eine Gliederung der Maschinenanlage in mehrere, in sich selbständige Maschinensätze erfolgt, daß also für jede Welle je ein Generator zur Verfügung steht. Ferner werden mit Rücksicht auf die Verhältnisse der Marschfahrt die Motoren polumschaltbar gebaut werden müssen, um mit Hilfe des veränderlichen Uebersetzungsverhältnisses eine Geschwindigkeitsregelung innerhalb möglichst weiter Grenzen bewirken zu können, die normalen wirtschaftlichen Ansprüchen Genüge leistet. Die hieraus sich ergebenden Vorteile sind die folgenden:

Zunächst gewährleistet eine nach diesen Gesichtspunkten gebaute Anlage eine relativ hohe Betriebssicherheit. Da jeder Generator wahlweise auf jeden Propellermotor geschaltet werden kann, bleiben bei Ausfall eines Generators sämtliche Propeller, wenn auch mit etwas beschränkter Leistung, betriebsfähig. Die Anlage arbeitet ferner stets unter wirtschaftlich günstigen Verhältnissen. Einerseits gestattet die Unterteilung der Generatorsätze die nach Bedarf angestellten Generatoren annähernd mit voller Last und voller Drehzahl laufen zu lassen, andererseits sichert die Polumschaltbarkeit der Motoren diesen durch Einschaltung einer der Geschwindigkeit am besten entsprechenden Polzahl einen guten Wirkungsgrad. Hinzu kommt die gute Anpassungsfähigkeit der turbo-elektrischen Anlage an die Raumverhältnisse, da die Anordnung des Generators an die Propellerwelle nicht gebunden ist, ferner die Erleichterung notwendig werdender Reparaturen infolge Beschränkung der Einzelgewichte der vielfach unterteilten Anlage. Schließlich bliebe noch der Vorteil des verringerten Gewichts- und Platzbedarfs zu erwähnen, den der turbo-elektrische Antrieb allerdings mit anderen indirekt wirkenden Antriebssystemen mehr oder weniger teilt.

Kraft.

Eignen sich Wasservorlagen für Schweißzwecke auch für Schneidzwecke? Beim Schneiden von Schienen in einer Fabrik ereignete sich eine Explosion, die die Veranlassung zu dieser Frage gab. Der Hergang war folgender: Der Azetylenapparat war mit zwei gleichen Wasservorlagen versehen, die parallel zueinander geschaltet waren. Der Schneidbrenner war mit einem neuen Einsatz für vermehrten Sauerstoffzutritt ausgerüstet. Als die Arbeit einige Zeit im Gange war, erlosch die Brennerflamme, und als der Schweißer die Flamme an der rotwarmen Schiene wieder anzünden wollte, erfolgte ein Rückschlag und eine Explosion, wobei die Glocke des Azetylenbehälters 20 m weit weggeschleudert wurde. Während der Sperrwasserbehälter und der Entwicklerraum |436| nach der Explosion noch normal mit Wasser gefüllt waren, mußten die beiden Wasservorlagen, die vor Betriebsbeginn angeblich ordnungsmäßig gefüllt waren, nachgefüllt werden. Die den Brennereinsatz festhaltende Verschraubung war, wie nach der Explosion festgestellt wurde, nicht fest auf ihre Dichtfläche aufgezogen, und durch diese undichte Stelle zwischen Sauerstoff- und Azetylenkanal scheint nun der Sauerstoff durch die Azetylenleitung in die Wasservorlage, von da in den Reiniger und schließlich in den Gasbehälter gelangt zu sein. Bei dem Versuche, die verlöschte Schneidflamme an der rotwarmen Schiene wieder zu entzünden, mußte dann die Durchschlagzündung eintreten.

Auf diesen Bericht hat der Deutsche Azetylen-Verein erwidert, daß die von ihm geprüften Wasservorlagen bei vorschriftsmäßiger Bedienung etwa zurücktretenden Sauerstoff aufhalten und ins Freie ableiten; allerdings werden alle Wasservorlagen nur auf ihre Tauglichkeit für Schweißzwecke geprüft, wobei ein erheblich niedrigerer Sauerstoffdruck als beim Schneiden, etwa 2,2 gegen 5 bis 6 at, angewandt wird. Eine Prüfung der Vorlagen bei höheren Drucken als 2,2 at wurde bisher auch deswegen nicht für notwendig erachtet, weil das Schneiden mit Azetylen-Sauerstoff in Deutschland infolge der Patente der Chemischen Fabrik Griesheim-Elektron und der Deutschen Oxhydric-A.-G. im allgemeinen nicht gebräuchlich war.Da zu Beginn des Krieges Wasserstoff schwer zu beschaffen war, mögen indessen manche Firmen mit Genehmigung der Patentinhaber an Stelle von Wasserstoff Azetylen zum Schneiden verwendet haben. Im vorliegenden Falle würden die beiden Wasservorlagen wahrscheinlich auch den unter 5 bis 6 at Druck stehenden Sauerstoff abgeleitet haben, wenn sie nicht parallel, sondern hintereinander geschaltet worden wären. Schließlich ist auch die Bauart des Schneidbrenners von Einfluß auf die Tauglichkeit einer gewöhnlichen Wasservorlage für die Verwendung zum Schneiden. Bei solchen Brennern, wo der Sauerstoff für die Heizflamme und der Schneidsauerstoff schon von der Sauerstoffflasche aus in zwei völlig getrennten Leitungen dem Brenner zugeführt werden, wo also das Austrittsrohr für den Schneidsauerstoff nur äußerlich mit dem Schneidbrenner verbunden ist, kann ein Rücktritt des Sauerstoffs unter stark erhöhtem Druck nach dem Azetylenapparat überhaupt nicht stattfinden, wohl aber beim Arbeiten mit einem Brenner, bei dem die Leitung für den Schneidsauerstoff von derjenigen für den Heizsauerstoff abgezweigt oder in den Heizbrenner selbst eingebaut ist. Ferner ist es auch wichtig, daß man nach einem Rücktritt von Sauerstoff mit dem Wiederanzünden des Brenners einige Zeit wartet. (Karbid und Azetylen 1915 S. 41 bis 43.)

Sander.

|434|

Vgl. D. p. J. 1913 Bd. 328 S. 346, Elektrischer Antrieb von Schiffen.

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