Titel: Polytechnische Schau.
Autor: Anonymus
Fundstelle: 1915, Band 330 (S. 486–495)
URL: http://dingler.culture.hu-berlin.de/article/pj330/ar330093

Polytechnische Schau.

Verwertung des Grieskokses. (V. Schön auf der 34. Jahresversammlung des Vereins der Gas- und Wasserfachmänner in Oesterreich und Ungarn 1915.) Der Grieskoks oder Staubkoks, auch Feinbreeze genannt, macht ungefähr 10 v. H. der erzeugten Koksmenge in Gaswerken aus. Seine Korngröße beträgt 0 bis 10 mm, sein Heizwert 5000 bis 5500 WE. In großen Werken häuft er sich in so beträchtlichen Mengen an, daß man auf eine entsprechende Verwertung bedacht sein muß. Da nicht der seinem Heizwerte entsprechende Preis erzielt wird, hat man ihn vielfach zur Kesselfeuerung auf den Werken selbst benutzt. Dem wird aber dadurch eine Grenze gesetzt, daß der Dampfverbrauch nach Erreichen eines Maximums nicht mehr proportional der Gaserzeugung steigt. Bei der Verwendung zur Kesselbeheizung stellte sich der Wert des Grieskokses in Wilton-Feuerung, wenn er mit Totiser Braunkohle gemischt wurde, zu 1 K. 29 h. für 100 kg. Unter Berücksichtigung der häufiger notwendig werdenden Reinigung der Rauchkanäle und des zeitweilig großen Verlustes im Aschenfall, sowie des hohen Heizwertes dürfte der Wert 1,20 für 100 kg betragen, welchen Preis der Grieskoks beim Verkauf selten erzielt.

Neuerdings sucht man den Grieskoks auch für den Generatorbetrieb nutzbar zu machen. Im Braunkohlengenerator führt ein Zusatz von Grieskoks leicht zur Verstopfung. Dagegen hat sich ein aus einem Gemisch von Grieskoks und Haselnußkoks im Verhältnis 1 : 1 bestehender Kokszusatz von 15 v. H. im Betriebe dieser Generatoren zum Gleichmäßighalten der Feuerschicht bewährt. Die Wirtschaftlichkeit wird dabei noch gesteigert, wenn man statt des Haselnußkokses sogenannten Erbsenkoks (3 – 10 mm), also ein Körnungsprodukt des Grieskokses, verwendet. Der verbleibende Mehlkoks (0 – 3 mm) hat einen Heizwert von etwa 5100 WE und sein Wert stellt sich, unter dem Kessel verbrannt, auf 1 K. für 100 kg.

Der Wert des Grieskokses beträgt dann 1,60 und der des Erbsenkokses 1 K. 60 h. Der letztere ersetzt im Betriebe vollkommen die nächste Körnung (10 bis 20 mm) mit einem Preis von 3 K. 20 h.

Der Mehlkoks läßt sich gut zu Briketten für denHausbrand verarbeiten, wenn man ihm etwa 10 v. H. Kohle zusetzt. Es ist also lohnend, den Grieskoks in Erbsenkoks und Mahlkoks zu trennen. Im Falle der Brikettierung besitzt der Mahlkoks im Brikett einen Wert von 1 K. 46 h. bis 1 K. 61 h. für 100 kg.

Loebe.

Kupferausschmelzung im Ural im ersten Halbjahr 1915. Im ersten Halbjahr 1915 sind in den uralischen Werken folgende Mengen Kupfer ausgeschmolzen worden: In den Pyschmin-Kljutschew-Werken 56113 Pud, im Kalatln-Werk 59451 Pud, in dem Polno-Werk der Syssert-Gesellschaft 25482 Pud, im Wyisk-Werk der Demidow-Erbeen 21333 Pud, im Kyschtym-Werk 262164 Pud und im Bogoslowski-Werk 64467 Pud, im ganzen 489010 Pud, das heißt gegen die Ausschmelzung in derselben Zeit des Jahres 1914 um 41662 Pud weniger. Der Rückgang in der Ausschmelzung von Kupfer fällt hauptsächlich auf das Bogoslowski-Weth und das Wyisk-Werk. (Torg. Prom. Gaz. 18. September/1. Oktober 1915.)

Die Bergakademie Freiberg i. Sa. konnte jüngst auf ein 150-jähriges Bestehen zurückblicken. Der Gedenktag wurde in aller Stille gefeiert.

Feuerbuchsstehbolzen. Bei den Lokomotiven der preußisch-hessichen Eisenbahnen sind etwa 10 Millionen Stehbolzen vorhanden, von denen jährlich über 500000 erneuert werden müssen. Im Betriebe verursachen die Stehbolzen durch Brüche, Undichtigkeiten und Abbrand erhebliche Unterhaltungskosten. Man hat deshalb versucht, durch Einführung des Brotankessels, der Wellrohrfeuerbuchsen (Lentz, Stroomann), der Jakobs-Shupert-Feuerbuchsen und der Schiffskesselbauformen die Stehbolzen vollkommen zu beseitigen, bis jetzt aber ohne nennenswerten Erfolg. Je größer die Heiz- und Rostflächen und die Dampfspannung werden, desto größere Schwierigkeiten ergeben die Stehbolzenfeuerbuchsen.

Man hat deshalb versucht, widerstandsfähigere Baustoffe als Kupfer zu finden. Von den in Betracht kommenden |487| Baustoffen: Eisen, Nickelstahl, Hartkupfer, Manganbronze (0,5 v. H. Mangan, 5 v. H. Zinn), Mangankupfer (5 bis 6 v. H. Mangan), Duranametall usw. hat nur das Mangankupfer Bedeutung erlangt. Die Ausdehnung der Feuerbuchswände verursacht bei verschiedener Kesselbeanspruchung Zug- und Biegungsspannungen in den Stehbolzen, die durch Veränderung des Dampfdruckes in ihrer Größe schwanken. Die Ausdehnung einer kupfernen Seitenwand beträgt zum Beispiel bei etwa 2000 mm Länge und 250° Temperaturzunahme ungefähr 8 mm. Die äußere eiserne Seitenwand dehnt sich bei einer Temperaturzunahme von ungefähr 175° nur um 5 mm aus. Weiterhin hat die Teilung einen großen Einfluß auf die Beanspruchung der Stehbolzen. Bei gegebener Wandstärke ist auch die größte zulässige Teilung bestimmt, da durch den Kesseldruck keine Ausbauchung der Wand stattfinden darf. Eine zu kleine Teilung verhindert eine gute Kesselreinigung. Bei den preußischhessischen Eisenbahnen wurde bis zum Jahre 1908 eine Stehbolzenteilung bis zu 110 mm verwendet, der Schaftdurchmesser betrug dabei 26, versuchsweise 28 mm. Die Stehbolzen sind wesentlich stärker auf Biegung als auf Zug beansprucht. Bei kleinerer Teilung wird auch die Biegungsbeanspruchung kleiner, deshalb führt man jetzt eine Teilung von 90 mm bei einem Schaftdurchmesser von 21 mm aus. Bei diesen Abmessungen bleibt die reine Zugbeanspruchung bei 12 at Dampfspannung unter 300 kg/cm2. Die geringste Zugfestigkeit des Stehbolzenkupfers muß 2300 kg/cm2 betragen. Im Betriebe hat sich in der kupfernen Wand eine Teilung bis zu 95 mm, in der eisernen Wand bis zu 100 mm bewährt. In Amerika verwendet man bei sehr großen Lokomotiven Gelenkbolzen, solche sind bei den preußisch-hessischen Eisenbahnen noch nicht erprobt worden.

Früher hat man Stehbolzen mit konischem Gewinde verwendet, um sicher ein Dichthalten in den Gewindegängen zu erhalten. Die Stehbolzen sollen aber nunmehr zylindrisches Gewinde erhalten, das bei vollständiger Wasserfüllung des Kessels ohne Verstemmen und Anstauchen dicht halten muß. Nach dem Einziehen sollen die Stehbolzen an der Kupfer wand gleichmäßig vorstehen. Im Wasserraum soll das Gewinde nur 1 bis 2 Gang überstehen, um Kesselsteinbildung möglichst zu vermeiden. Die Köpfe sind von Hand oder mit leichten Luftdruckhämmern auszubilden (s. Abb.). Die Stehbolzen sind an beiden Enden mit einer genau zentrischen Bohrung von 5 mm Weite zu versehen, die mindestens 10 mm über das Gewinde hinaus in den Schaft hineinreichen soll.

Außer diesen Stehbolzen werden auch hohlgewalzte Kupferstehbolzen verwendet, weil sie sich besser als die vollgewalzten bewähren. Der Grund für die größere Haltbarkeit der hohlgewalzten Stehbolzen liegt in den Herstellungsverfahren, die einen minderwertigen Baustoff ausschließen. Die hohlgewalzten Bolzen werden durch Verhämmern der Oeffnung auf der äußeren Seite verschlossen. Brüche der Bolzen zeigen sich sofort in der Feuerbuchse. Man hat anfangs die hohlgewalzten Bolzen außen nicht verschlossen, da man annahm, daß durchdie Bohrungen Luft in die Feuerbuchse eintritt, die günstig auf die Rauchverringerung einwirken würde. Die Erfahrung hat gezeigt, daß dadurch keinerlei Vorteile erreicht werden.

Als Baustoff für Stehbolzen ist bereits Eisen in größerem Umfange erprobt worden. Es fand Flußeisen von 34 bis 41 kg Festigkeit und 25 v. H. Dehnung Verwendung. Härteres Eisen hat sich nicht bewährt. Bei schlechtem Speisewasser brannten die Köpfe flußeiserner Stehbolzen schneller als die kupfernen ab. Außerdem werden solche Stehbolzen leicht undicht und lassen sich nicht nachdichten. Die Ursache ist darin zu suchen, daß das Gewinde des Bolzens durch das unreine Speisewasser stark angegriffen wird. Bei salzhaltigem Kesselspeisewasser entstehen zwischen dem metallischen Kupfer und dem metallischen Eisen elektrische Ströme, die Sauerstoff am Eisen und Wasserstoff am Kupfer abscheiden. Im Entstehungszustande greift Sauerstoff das Eisen stark an und gibt zur Rostbildung Veranlassung. Es werden deshalb eiserne Stehbolzen nicht mehr in kupferne Feuerbuchsen eingebaut.

Textabbildung Bd. 330, S. 487

Seit vielen Jahren sind bei kupfernen Feuerbuchsen Stehbolzen aus Mangankupfer erprobt worden. Das Mangankupfer hat eine um etwa 25 v. H. größere Festigkeit als das gewalzte Kupfer und verhält sich bei Erwärmung günstiger als dieses. 15 v. H; Manganbronze zeigte bei Versuchen bis zu 300° noch dieselben Eigenschaften wie bei Zimmerwärme, während bei anderen Metallen stets erhebliche Aenderungen in den Festigkeitseigenschaften bei Temperaturänderungen eintraten. Bei Versuchen ergaben sich nach Tab. 1 die folgenden Verhältniszahlen für den Einfluß der Wärme auf die Festigkeitseigenschaften bezogen auf die Werte bei Zimmerwärme = 100.

Aus diesen Versuchen folgt, daß Bronzen mit einem Mangangehalt von 5 bis 6 v. H. am geeignetsten sind für solche Bauteile, welche auf Zug beansprucht sind. Das Mangankupfer unterliegt aber mehr dem Abbrand als Hüttenkupfer, so daß es nicht für Stehbolzen in der Nähe des Rostes verwendet werden darf. Auch hohlgewalztes Mangankupfer ist bereits für Stehbolzen verwendet worden und ihnen wird eine erhöhte Betriebssicherheit zugesprochen.

Der hauptsächlichste Baustoff für Stehbolzen kupferner Feuerkisten ist das Kupfer geblieben. Es kommt hier Hüttenkupfer oder Elektrolytkupfer in Betracht. In Tab. 2, 3 und 4 sind die Ergebnisse von Warmzerreißversuchen mit drei verschiedenen Kupfersorten zusammengestellt.

|488|

Tabelle 1.

Tem-
peratur
Kupfer Manganbronze von einem
Mangangehalt in v. H.
3,2 5,35 7,3 9,4
Spannung an der
Proportionalitäts-grenze
100
200
300
400
124
212

131
352
196
151
134
142
118
112
158
85
52
175
226
175
100

Spannung an der
Streckgrenze
100
200
300
400
95
81
56
30
88
85
88
71
95
108
88
66
92
91
77
62
93
97
84
60

Bruchspannung
100
200
300
400
92
81
70
48
92
89
89
71
99
99
93
72
95
95
90
73
95
93
89
71
Dehnung auf je
30 mm vom Bruch
100
200
300
400
66
61
75
47
94
93
91
39
83
89
90
57
88
87
88
78
86
78
89
78

Tabelle 2.

Warmzerreißversuch von langer Dauer mit Zerreißstäben von elektrolytisch hergestellten Kupferrohren. Bei 500° ½ Stunde lang ausgeglüht.

Versuchs-
temperat
in°C
Streck-
grenze
kg/cm2
Zugfestigkeit

kg/cm2
Dehnung
in v. H.
d. Meßlänge
Querschnitts-
verminderung
v. H.
20 330 2090 52,0 88,8
100 1750 51,3 78,4
200 1050 21,0 23,3
300 175 625 10,0 13,3
400 480 6,3 10,4

Tabelle 3.

Warmzerreißversuche von langer Dauer mit Stäben aus dem umgeschmolzenen Elektrolytkupfer.

Versuchs-
temperat.
in° C
Streck-
Grenze
kg/cm2
Zugfestigkeit

kg/cm2
Dehnung
in v. H.
d. Messlänge
Querschnitts-
verminderung
v. H.
61 540 2000 44,6 68,5
165 580 1670 46,0 70,3
263 380 1200 30,7 34,7
431 150 400 20,0 22,3
654 60 150 17,4 17,8

Tabelle 4.

Warmzerreißversuche von langer Dauer mit Zerreißstäben von Rohren aus Hüttenkupfer. Bei 500° ½ Stunde lang ausgeglüht.

Versuchs-
temperat
in° C
Streck-
grenze
kg/cm2
Zugfestigkeit

kg/cm2
Dehnung
in v. H.
d. Meßlänge
Querschnitts-
verminderung
v. H.
20 400 2250 52,4 68,5
150 1830 45,6 74,1
200 1000 46,7 76,4
300 400 1150 62,0 72,3
400 625 49,3 42,1

Das verunreinigte Hüttenkupfer nach Tab. 4 verhält sich bei Temperaturen über 100° noch am günstigsten. Eine Zugbeanspruchung von 300 kg/cm2 ist bei Stehbolzen nicht selten, sie ist aber bereits größer als ein Drittel der überhaupt vorhandenen Festigkeit bei 300° C. Dazu kommt noch eine beträchtliche zusätzliche Biegungsbeanspruchung.

Es ist noch festzustellen, welche Temperatur die Stehbolzen im Betriebe annehmen, und ob Temperaturen über 300° vorkommen können, bei denen die Festigkeit des Kupfers wesentlich geringer wird. Es soll angenommen werden, daß durch 1 m2 Feuerbuchsfläche 150000 WE/Std. an das Wasser übertragen werden. Bei 12 at Ueberdruck hat das Wasser eine Temperatur von 190,6° C. Der Uebergangswiderstand von Blech auf Wasser sei zu 9,4° angenommen. Die Feuerbuchsplatte oder der Stehbolzen hat demnach auf der Wasserseite eine Temperatur von 200°. Um durch 1 mm starkes Kupferblech 300000 WE zu leiten ist nach Versuchen ein Temperaturgefälle von 1° notwendig. In diesem Falle sind dementsprechend bei 16 mm Blechstärke ein Temperaturgefälle von 8° notwendig. Das Kupferblech wird demnach auf der Feuerseite auf 208° erwärmt. Wesentlich ungünstiger liegen die Verhältnisse, wenn zwischen Blech und Wasser eine Schicht von Kesselstein vorhanden ist. Untersuchungen haben ergeben, daß durch eine Kesselsteinschicht von 1 mm Dicke und 1 m2 Fläche bei 1° Temperaturgefälle in der Stunde etwa 2000 WE hindurchgehen. Um durch eine 1 mm starke und 1 m2 große Kesselsteinschicht 150000 WE/Std. zu leiten sind dann 75° Temperaturunterschied erforderlich. Es ergeben sich daher die folgenden Temperaturen:

Bei Kesselsteinbelag von 1 mm 2 mm 3 mm
Wasser (13 at abs.) 190,6 190,6 190,6°C
Wasserseite-Kesselstein 200 200 200 „
Blechseite-Kesselstein 275 350 425 „
Feuerseite-Blech 283 358 433 „

Aus diesen Erwägungen geht hervor, daß Temperaturen von 300° und darüber bei Stehbolzen keine Seltenheit sein werden, und daß Stehbolzenbrüche häufig auf die bei hohen Wärmegraden eintretende Festigkeitsverminderung zurückzuführen sind. (Glasers Annalen für Gewerbe und Bauwesen 1915 S. 186 bis 197.)

W.

Binäre Aluminiumlegierungen (vgl. S. 426 d. Bd.).

Wismutaluminium.

Die chemische Widerstandsfähigkeit ist eine recht geringe. Die Bearbeitung wird durch Wismut bedeutend verschlechtert. Als Legierungsbestandteil für Aluminium hat also Wismut eine durchaus schädliche Wirkung.

Chromaluminium.

Chrom gehört wie Mangan, Wolfram, Molybdän, Vanadin, Titan, Zirkon und Tantal zu den seltenen Metallen. Chrom legiert sich mit Aluminium bis zu 5 bis 6 v. H., darüber hinaus ist eine so hohe Schmelz- und Gießtemperatur notwendig, daß diese Legierungen praktisch kaum mehr in Frage kommen. Die Festigkeit |489| steigt anfangs steil an und erreicht zwischen 0,5 und 1 v. H. Chrom einen Höchstwert mit etwa 15 kg/mm2, wie dies aus Tab. 8 entnommen werden kann.

Tabelle 8

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

Härte
0,3 12,4 26 37
0,6 14,9 17 44
0,9 15,5 17 47
1,4 13,8 21
2,6 12,4 21
3,7 12,9 19 42
4,5 13,3 11

Für Walzgut dürfte ein Chromzusatz bis zu 1 v. H., für Gußzwecke bis zu 3 v. H. vorteilhaft sein.

Manganaluminium.

Es lassen sich ohne Schwierigkeiten solche Legierungen bis zu 5 v. H. Mangangehalt herstellen. Wie die Tab. 9 zeigt, nehmen Zugfestigkeit und Härte mit dem Mangangehalt dauernd zu, die Dehnung nimmt dagegen ab. Die mechanischen Eigenschaften des Aluminiums werden durch einen Zusatz von Mangan nicht wesentlich verbessert. Für Walzgut dürfte ein Manganzusatz von 1 bis 2 v. H., für Gußzwecke ein solcher von 3 bis 5 v. H. am zweckmäßigsten sein.

Tabelle 9.

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

Härte
0,4 10,5 36
0,8 11,4 34
2,4 13,2 22 39
3,2 13,4 19
4,8 13,7 18 46

Vanadinaluminium.

Vanadin scheint sich schwierig mit Aluminium zu legieren. Auf die Bearbeitung hat ein Vanadinzusatz bis etwa 4 v. H. noch keinen merklichen Einfluß. Zerreißfestigkeit und Härte steigen mit dem Vanadingehalt bis zu 2 v. H. Die Dehnungskurve zeigt umgekehrt bis etwa 2 v. H. einen mäßigen Abfall. Die größte Zugfestigkeit ergab sich bei 2 v. H. Vanadingehalt zu 12,5 kg/mm2 bei 27 v. H. Dehnung.

Titanaluminium.

Die Löslichkeit des Titans in Aluminium ist sehr gut. Der Schmelzpunkt wird aber erheblich erhöht, so daß für Legierungen mit mehr als 5 v. H. Titan bereits eine Gießtemperatur von weit über 1100° notwendig ist. In der Wärme sind Legierungen bis nahezu 6 v. H. gut walzbar. Schwindung und Lunkerung gehen sehr schnell zurück, bei 2 v. H. Titan beginnt bereits geringes Treiben. Wie aus der Tab. 10 entnommen werden kann, steigt die Festigkeit mit dem Titangehalt, ebenso die Härte. Die Dehnung geht dabei anfangs sehr schnell, dann langsamer zurück. Ein Zusatz von Titan wirkt somit keineswegsungünstig. Technische Bedeutung dürfte aber die Legierung nicht erhalten.

Tabelle 10.

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

Härte
0,4 11,0 31 34
1,2 11,3 31
2,1 11,8 27
4,5 13,0 19
6,2 14,1 16 42

Zirkonaluminium.

Zirkon verhält sich als Legierungsbestandteil für Aluminium fast genau wie Titan. Es legiert sich auch gut, die Schmelzpunkterhöhung ist noch größer. Die Werte für Zugfestigkeit und Härte liegen etwas niedriger als beim Titan, die Werte für die Dehnung entsprechend höher. Die größte Zugfestigkeit ergibt sich bei 6,0 v. H. Zirkon zu 12,5 kg/mm2 bei 25 v. H. Dehnung und einem Härtegrade von 37.

Wolfram-, Molybdän- und Tantalaluminium scheinen besondere technische Bedeutung kaum zu gewinnen.

Aus diesen Versuchen ergibt sich, daß beim Aluminium der Zusatz von Zink die größte Verbesserung der mechanischen Eigenschaften bewirkt. Die festesten Legierungen mit 25 bis 28 v. H. Zink sind nicht mehr leicht (spez. Gewicht etwa = 4). Durch einen hohen Zinkgehalt wird der Schmelzpunkt erheblich herabgedrückt und die Wetterbeständigkeit stark beeinträchtigt. Auch die Legierungen mit 5 bis 6 v. H. Magnesium, die die zweithöchste Festigkeit besitzen, sind chemisch nicht widerstandsfähig. Es folgen dann die Kupferlegierungen, die schon bei 3 v. H. Kupfer ihre größte Festigkeit erreichen. Sie sind sehr wetterbeständig und zeigen keine zu große Schmelzpunkterniedrigung. Diese Legierungen haben demnach die größte technische Bedeutung. Aluminiumlegierungen mit Silizium, Nickel, schließlich noch mit Kobalt und Eisen können noch für technische Zwecke in Betracht kommen. Für Formgußzwecke ist neben der Festigkeit noch das Maß der Schwindung von Bedeutung. Je weniger die Legierungen schwinden und nachsaugen, um so besser eignen sie sich für solche Zwecke. Für alle Aluminiumlegierungen gilt, daß ein Zusatz von weniger als 1 v. H. keine nennenswerte Aenderung weder der mechanischen noch der chemischen Eigenschaften des Aluminiums hervorruft.

Die Versuche wurden im Jahre 1912 und 1913 in der Zentralstelle für wissenschaftlich-technische Untersuchungen zu Neubabelsberg ausgeführt.

W.

Das Talbot-Verfahren im Vergleich mit anderen Herdfrischverfahren. Das Talbot-Verfahren zur Darstellung von Flußeisen ist ein Martinprozeß und beruht auf der Verwendung eines kippbaren Ofens. Die Beschickung dieses Ofens besteht neben dem an Fremdkörpern reichen Metall aus Eisenerz, Walzsinter und Kalkstein. Beim Nachlassen der Einwirkung dieser Bestandteile wird durch Neigen des Ofens Schlacke abgelassen |490| und neuer Zusatz gegeben, bis das Eisen die gewünschte Beschaffenheit besitzt. Ein Teil des fertigen Metalls wird dann abgegossen, zum anderen, im Ofen zurückbleibenden aber sofort frischer Einsatz gegeben. Durch solche Arbeitsweise sollen die Temperaturschwankungen vermieden werden, die durch das Einbringen frischer Körper im Ofen hervorgerufen werden (Ledebur III, 1039). Schon Wellmann benützte kippbare Martinöfen, die vor den feststehenden den Vorzug haben, daß die Stichöffnung für das Metall während des Schmelzens freiliegt und nicht durch erstarrtes Metall versetzt wird.

In einem Vortrage auf der Hauptversammlung des Vereins deutscher Eisenhüttenleute im Mai 1914 hatte nun F. Schuster dargelegt, daß das Talbot-Verfahren auf Grund der von ihm auf dem Witkowitzer Stahlwerk vorgenommenen Versuche dem feststehenden Martinofen und dem Wellmannofen überlegen sei (Stahl und Eisen 1914 S. 945, 994, 1034). In einer jüngst erschienenen Arbeit in Stahl und Eisen (1915 S. 971) werden jedoch seine Ausführungen von Frick angefochten. Frick zeigt zunächst, daß die Oefen, mit denen Schuster seine Versuche angestellt hat, nicht unter gleichen Bedingungen gearbeitet haben, und daß daher die Ergebnisse nicht verallgemeinert werden dürfen. Er weist zunächst nach, daß, wenn alle drei Oefen für den gleichen Kohlenverbrauch in der Stunde gebaut wären, der Talbotofen sogar einen höheren Kohlenverbrauch und somit eine geringere Erzeugung in 24 Stunden ergeben würde.

Bezüglich der Badtiefe, der Höhe der Schlackenschicht und der Zeit, während der die Gase oberhalb des Bades verweilen, ist der Talbotofen zwar erheblich günstiger gestellt als die anderen Oefen. Diese Vorzüge werden aber durch den Nachteil der höheren Badtemperatur und der niedrigeren Temperatur der Gase oberhalb des Bades wieder aufgehoben, so daß tatsächlich in bezug auf die Wärmeaufnahme aus den Gasen der Talbotofen keinen Vorteil bietet. Auch würde ein Wellmann- oder ein feststehender Martinofen, für den gleichen Kohlenverbrauch gebaut, keine größere Strahlungsfläche und keine größeren Strahlungsverluste zeigen.

Da im Talbotofen mehr Roheisen und weniger Schrott als in den anderen Oefen verarbeitet wird, erfordert das in ihm durchgeführte Verfahren theoretisch weniger Wärme. Die Folge davon ist ein geringerer Kohlenverbrauch, der aber bei den Versuchen Schusters vornehmlich durch die größere Badoberfläche, die in der Zeiteinheit eine größere Kohlenmenge zu verbrennen gestattet, ferner durch die geringere Strahlungsfläche für die Tonne verbrannter Kohle verursacht wird. Auch lassen die Schusterschen Mitteilungen nicht erkennen, daß der Talbotofen unter im übrigen gleichen Bedingungen eine geringere Menge Erz beansprucht, und daß die Entkohlung des Bades schneller stattfindet als in den anderen Oefen.

Den verhältnismäßig geringen Magnesit- und Dolomitverbrauch beim Talbotofen führt Frick darauf zurück, daß darin größere Kohknmengen verwertet werden künnen. Auch kann der Herd durch das heiße Bad einen besseren Schutz nicht finden.

Als Hauptgrund für den geringeren Verbrauch an Dinas- und Schamottesteinen im Talbotofen ist die um 33 v. H. kürzere Chargendauer zu bezeichnen, während die weniger starke Erhitzung in ihm eine geringere Abnutzung der Feuerbrücke verursacht. Bei sonst gleichen Bedingungen muß aber auch beim Wellmann- und beim feststehenden Ofen dieser Verbrauch erheblich sinken.

Auch der Wert der Schlacke dürfte dann in allen Oefen der gleiche sein. Denn deren Zusammensetzung hat mit dem Grundsätzlichen des Talbotofens unmittelbar nichts zu tun.

Endlich wird noch darauf verwiesen, daß nach den Schusterschen Versuchen zwar ein Preisunterschied im Werte des erzeugten Stahles zugunsten des Talbotofens besteht, daß dieser jedoch ebenfalls verschwinden dürfte, wenn alle drei Versuchsöfen für den gleichen Kohlen verbrauch in der Stunde gebaut würden.

Bezüglich der Entgegnung Schusters muß auf das Original verwiesen werden.

Loebe.

Neuerungen zur Einführung des Brennstoffes in Verbrennungskraftmaschinen. Bei Verbrennungskraftmaschinen, bei denen nach irgend einem Gleichdruckverfahren flüssiger Brennstoff in den Arbeitzylinder eingespritzt wird, ist die Art und Weise der Brennstoffeinführung von großem Einflüsse auf den Brennstoffverbrauch und auf die Betriebsicherheit der Maschine, Das Einspritzen des Brennstoffs geschieht gewöhnlich durch eine Vorrichtung, die sich im Deckel des Zylinders befindet, und bei der der Brennstoff aus einer Düse mit rundem Loch in einem zylinder- bzw. kegelförmigen Strahl auf den Kolben gespritzt wird. Wenn bei solchen Maschinen die Einführung des Brennstoffs nicht in der Richtung der Zylinderachse, sondern mehr oder weniger geneigt dazu erfolgt, haben die bekannten Einspritzvorrichtungen eine unvollkommene Verbrennung ergeben. Bei seitlicher Einführung des Brennstoffs dagegen ergibt sich das Bedürfnis, den Brennstoffstrahl dem scheibenförmigen Verbrennungsraum gut anzupassen.

Textabbildung Bd. 330, S. 490
Textabbildung Bd. 330, S. 490

Der Gegenstand der Erfindung nach DRP. Nr. 283615 entspricht dieser Forderung. Wie Abb. 1 und 2 zeigen, ist die Düsenplatte nicht mit einer runden Oeffnung versehen, sie erhält vielmehr die Form einer Kugelhaube, |491| in der die Austrittsöffnung als länglicher Schlitz angeordnet ist. Durch diesen länglichen Schlitz wird der Brennstoffstrahl gleichmäßig im scheibenförmigen Verbrennungsraum verteilt. Die einzelnen Brennstoffteilchen werden sich mit der Luft im Verbrennungsraum gut vermischen, so daß eine gute Verbrennung zustande kommen kann.

Textabbildung Bd. 330, S. 491
Textabbildung Bd. 330, S. 491

Abb. 1 zeigt den Längsschnitt, Abb. 2 den Querschnitt einer Maschine mit seitlicher Brennstoffeinführung. Beim Oeffnen der Brennstoffnadel b wird der Brennstoff aus dem Zerstäuberraum a durch die schlitzförmige Oeffnung c der Düsenplatte d in den Verbrennungsraum e zwischen dem Kolben und dem Zylinderdeckel eingeführt. Ehe der Brennstoff durch die Düsenöffnung c fließt, wird er sich in dem muldenförmigen Raum f beruhigen und den Hohlraum zwischen Brennstoffnadel und Düsenplatte ausfüllen. Aus diesem Hohlraum tritt dann das Treiböl in Fächerform aus, die durch die Ausgestaltung der Oeffnung c bestimmt wird. Mit dieser Vorrichtung ist es auch möglich, den Brennstoffstrahl abzulenken, so daß trotz exzentrischer Lage der Einspritzvorrichtung doch der scheibenförmige Verbrennungsraum vollkommen und gleichmäßig ausgefüllt wird. Der den beiden Enden des Schlitzes gegenüberliegende Verbrennungsraum ist jedoch verhältnismäßig bedeutend kleiner als der dem mittleren Teile des Schlitzes gegenüberliegende Verbrennungsraum. Dem mittleren Teile des Zylinders wird deshalb zu wenig Brennstoff zugeführt. Nach dem DRP. Nr. 285330 soll dieser Nachteil vermieden werden. Wie Abb. 3 und 4 zeigt, wird bei dieser Neuerung die in der Düse vorgesehene Oeffnung allmählich vom runden Querschnitt in den schlitzförmigen Querschnitt übergeführt, wobei der Düsenquerschnitt an jeder Stelle gleich oder nahezu gleich groß bleibt.

Abb. 3 stellt einen Querschnitt, Abb. 4 einen Längsschnitt der neuen Düse dar. Beim Oeffnen der Brennstoffnadel e tritt der Brennstoff aus dem Zerstäubungsraum f der Düse g bei a in die Düsenplatte b ein und an dem äußeren Umfange c der Düsenplatte b in den Verbrennungsraum. Die in der Düsenplatte b angeordnete Oeffnung ist so ausgebildet, daß der Querschnitt bei a (Eintritt) und bei c (Austritt) gleich großist. Um ein Festbrennen von Brennstoff an der Düsenplatte zu verhindern, sind die Kanten bei d gebrochen.

Bei Verbrennungskraftmaschinen für flüssigen Brennstoff ist bereits bekannt, die Brennstoffdüse zu kühlen. Die Kühlung erfolgt dabei dadurch, daß die Düse entweder von dem im Kühlmantel befindlichen Kühlwasser des Zylinders umspült wird, oder daß getrennt davon Kühlwasser in den Düsenkörper eingeführt wird. Stark kohlenstoffhaltige oder zur Zersetzung neigende Brennstoffe verstopfen oft nach kurzer Betriebszeit durch Verrußung oder Verkohlung die Düsenmündung. Nach dem DRP. Nr. 287051 von Prof. Junkers, Aachen, wird der Düsenkörper in der Nähe der Verteilungsstellen des Brennstoffs vor dessen Austritt aus der Düse gekühlt. Die Kühlkanäle können dabei so angeordnet werden, daß sie dicht an die Konusbohrung für die Nadelspitze und die Ausspritzmündung heranführen. Abb. 5 zeigt einen Längsschnitt, Abb. 6 einen Querschnitt einer derartig gekühlten Doppelspaltdüse. Dabei ist a ein Teil der Maschine, in der die Düse eingebaut ist, k ist der eigentliche Düsenkörper, b die Brennstoffnadel. Der Brennstoff wird vom Raum c an der konischen Spitze d der Brennstoffnadel vorbei durch die Zweigleitungen e zu zwei parallelen langgestreckten Schlitzen f und g geführt, durch die er in das Zylinderinnere gespritzt wird.

Textabbildung Bd. 330, S. 491
Textabbildung Bd. 330, S. 491

Um nun bei den infolge Erwärmung besonders zur Ausscheidung fester Bestandteile neigenden Treibölen diese Ausscheidungen zu verhindern, wird eine starke Kühlung angestrebt, namentlich zwischen den Stellen, wo das Treiböl fein verteilt wird. Dies ist hauptsächlich bei den schmalen Einspritzstellen f und g der Fall. An diesen Stellen sind die Bohrungen h und i angeordnet, die an ihren Enden durch eingeschraubte Stopfen verschlossen werden. Es können statt langer Einspritzschlitze Reihen von Einspritzlöchern nebeneinander oder nur ein Einspritzloch verwendet werden. Die in Rechteckform verlaufenden Kühlkanäle h, i und h1, i1 sind durch Bohrungen l und m miteinander verbunden, die zur Zu- und Abführung des Kühlwassers dienen. Es entsteht somit in diesen Kühlkanälen ein zwangläufig geführter Wasserstrom, der eine sichere Kühlung des Düsenkörpers bewirkt.

Bei Verbrennungskraftmaschinen für flüssige Brennstoffe, bei denen die Entzündung des Brennstoffs durch die Verdichtung der Verbrennungsluft bis auf die Entzündungstemperatur |492| des Brennstoffs erfolgt, hat man bereits auch vorgeschlagen, die Verbrennung des Brennstoffs in zwei Stufen auszuführen, und zwar mittels einer Vorexplosionskammer, in der der Brennstoff nur teilweise verbrannt wird. Bei diesen Maschinen wird gewöhnlich der Brennstoff durch eine Zerstäuberdüse nach Beendigung des Verdichtungshubes in die gekühlte Vorexplosionskammer eingespritzt und durch den hohen Verdichtungsdruck unmittelbar entzündet, wobei eine explosionsartige teilweise Verbrennung stattfindet und die dadurch entstehende Druckerhöhung die Brennstoffladung unter vollständiger Durchmischung in den Arbeitsraum des Zylinders austreibt, wobei die vollständige Verbrennung stattfindet. Es hat sich aber gezeigt, daß sich in diesem Falle geringe Brennstoffmengen in der Vorexplosionskammer ablagern, dort mit der Zeit verkoken und so zu festen Ablagerungen Veranlassung geben.

Textabbildung Bd. 330, S. 492
Textabbildung Bd. 330, S. 492

Nach dem DRP. Nr. 287912 wird ein vollständiges Austreiben des Brennstoffes aus der Vorexplosionskammer angestrebt. Zu diesem Zwecke wird bei der in der Vorkammer stattfindenden Vorexplosion ein Teil des Brennstoffes in eine mit der Vorkammer verbundene Hilfskammer hineingetrieben und dort vollständig verbrannt. Die so erhaltenen heißen Gase strömen dann in den Arbeitsraum des Zylinders und reißen die letzten Rückstände des Brennstoffs aus der Vorexplosionskammer mit sich. Nach Abb. 7 ist der mit einem Kühlmantel versehene Arbeitzylinder 1 mit einer gekühlten Vorexplosionskammer 3 dauernd verbunden, in die die Einspritzdüse 2 mündet. Die Vorexplosionskammer besteht aus einem hülsenartigen Körper, der im Zylinderdeckel eingeschraubt und mit den Kanälen 4 versehen ist. Oben steht die Kammer 3 mit einer Hilfskammer 5 in Verbindung. Der Querschnitt der Verbindungskanäle zwischen den Kammern 3 und 5 ist verhältnismäßig gering gegenüber dem Querschnitt der Verbindungskanäle zwischen Kammer 3 und Verbrennungsraum 1. Ehe nun der Arbeitskolben die obere Totlage erreicht, wird der Brennstoff in die Kammer 3 eingespritzt. Diese fein verteilte Brennstoffmenge wird sogleich von der heißen Luft entzündet. In der Kammer 3 entsteht durch die Explosion eine Drucksteigerung, die sich gegen den Arbeitsraum 1 und gegen die Hilfskammer 5 fortpflanzt. Die in die Hilfskammer hineingeschleuderte, verhältnismäßig geringeBrennstoffmenge verbrennt dort vollständig und ruft eine Drucksteigerung hervor. Der Druck in der Vorexplosionskammer 3 und im Arbeitsraum 1 sinkt in dem Maße, wie der Kolben sich abwärts bewegt. Die heißen Gase der Hilfskammer 5 strömen nun auch nach dem Arbeitsraum 1 und bewirken dabei eine vollständige Reinigung der Vorexplosionskammer 3.

Die Ausführungsform nach Abb. 8 unterscheidet sich von der in Abb. 7 dargestellten Ausführungsform nur dadurch, daß in die Hülse 3 ein Zerstäuber 6 eingeschraubt ist, der mit den längslaufenden Kanälen 8 versehen ist, die durch in der Innenwand der Hülse 3 vorgesehene schraubenförmige Kanäle 9 gekreuzt werden. Der Zerstäuber 6 soll eine bessere Durchmischung der aus der Vorexplosionskammer 3 in den Verbrennungsraum 1 strömenden Ladung bezwecken.

Textabbildung Bd. 330, S. 492
Textabbildung Bd. 330, S. 492

Ebenso sind Verbrennungskraftmaschinen bekannt geworden, bei denen die Einspritzgase für den Brennstoff in einer erhitzten Retorte, die mit dem Arbeitzylinder durch einen Kanal ständig verbunden ist, erzeugt werden. Bei solchen Maschinen wird der in den Hals der Retorte eingespritzte Brennstoff durch die nach der Retorte überströmende Luft teilweise mitgerissen, entzündet sich in der Retorte und schleudert den Brennstoff in den Arbeitzylinder, wo er zur Verbrennung gelangt. Die Kompressibilität des Brennstoffs und die Elastizität der Rohrleitungen verhindern aber eine genaue Beherrschung des Zeitpunktes und der Zeitdauer der Brennstoffeinspritzung. Bei Maschinen, bei denen die Zerstäubungsenergie im Arbeitzylinder selbst entwickelt wird, ist die genaueste |493| Beherrschung dieser Zeiten Voraussetzung für ein betriebsicheres Arbeiten. Die Zerstäubungsenergie wird hier stoßartig erzeugt und verschwindet sofort wieder. Um diese stoßartig auftretende Zerstäubungsenergie richtig ausnutzen zu können und sie zur gewünschten Zeit zu erzeugen, muß der Brennstoff in der genau beabsichtigten Zeit an seinen Platz gelangen. Bei der Erfindung von Dipl.-Ing. Steinbecker DRP. Nr. 287039 wird angestrebt, dies in vollkommener Weise bei allen derartigen Verfahren für Verbrennungskraftmaschinen zu erreichen. In Abb. 9 und 10 ist eine solche Maschine gemäß der Erfindung dargestellt. Die Brennstoffpumpe a ist dabei unmittelbar an die Retorte b angeschlossen, so daß zwischen dem Rückschlagventil c und der Rohrmündung nur ein sehr kleiner schädlicher Raum vorhanden ist. Während des Verdichtungshubes wird durch den Arbeitskolben ein Teil der Luft durch die enge Mündung in die Retorte b geschoben. Kurz vor dem Ende des Verdichtungshubes wird der Brennstoff in einem scharfen, feinen Strahl durch die- Pumpe a in den engen Retortenhals gespritzt. Die ersten Brennstoffteilchen werden infolge der nach der Retorte zu herrschenden Strömung in die Retorte geschleudert, wo sie in der hocherhitzten reinen Luft sofort vollkommen verbrennen. Die dadurch entstehende Explosion schleudert nun den übrigen Brennstoff fein zerstäubt in den Zylinder. Die Vorgänge beim Zerstäuben und Einspritzen des Brennstoffes in den Arbeitzylinder spielen sich in derselben Form ab wie im gewöhnlichen Dieselmotor. Nach der vorliegenden Erfindung wird aber die Einblaseluft durch die Explosionsgase der Retorte ersetzt. Die mittleren Explosionsdrücke brauchen nicht höher zu sein als die Einblasedrücke beim Dieselverfahren. Die Retorte kann hier klein gehalten werden, dadurch ergibt sich hier kleiner Strahlungsverlust. Infolge der guten Verbrennung in der reinen Luft der Retorte werden die Zerstäubungsgase auf eine hohe Temperatur gebracht, so daß es nach diesem Verfahren möglich ist, auch schwer entzündliche Oele, wie Teeröle, ohne Zusatz von leicht entzündlichen Oelen zu benutzen. Bei Verwendung schwer entzündlicher Oele ist es bekannt, zur Einleitung der Verbrennung einen Tropfen von leicht entzündlichem Oel dem Treiböl vorzulagern. Es ist nun von entscheidender Bedeutung, den Zündtropfen zu Beginn der Einspritzung des Treiböles in den Retortenhals zu bringen, damit die Vorexplosion sicher eingeleitet wird. Abb. 10 zeigt eine dementsprechende Anordnung.

W.

Einziehen von Lokomotivheizröhren. Beim Einziehen in die hintere Rohrwand hat man solche Rohre stets im Durchmesser etwas verkleinert. Dieses Einstauchen beträgt bei vielen Bahnverwaltungen nur einige Millimeter, die preußischen Staatsbahnen haben aber seit langer Zeit ein Einziehen der Rohrenden um 10 mm mit gutem Erfolge durchgeführt. Bei G 8 Lokomotiven mit Speisewasservorwärmern hat man die Erfahrung gemacht, daß bei diesen Lokomotiven infolge der Speisung mit vorgewärmtem Wasser zu viel Dampf erzeugt wurde. Die durch die Ueberhitzer ziehenden Gase reichten nicht mehrzur genügend hohen Ueberhitzung der großen Dampfmengen aus. Es mußten deshalb die Heizgase auf die Heizrohre und auf den Ueberhitzer anders verteilt werden. Man hat zu diesem Zwecke die Enden der Heizrohre an der Feuerkistenseite um 15 mm eingezogen, wie die Abbildung zeigt. Beim Einziehen mit Dorn haben sich bei dem großen Durchmesserunterschied an den Uebergangsstellen scharfe Einschnürungen ergeben, die in manchen Fällen ein Brechen der Rohre an der geschwächten Stelle veranlaßt haben.

Textabbildung Bd. 330, S. 493

Die Hannoversche Maschinenbau-A.-G. verwendet bei den von ihr gebauten Lokomotiven zum Einziehen der Heizrohre eine für diese Zwecke besonders gebaute Heizrohreinstauchmaschine, durch die das Einziehen der Rohrenden ohne Dorn nur mit von außen aufgepreßten Matrizen erreicht wird. Die Uebergangsformen werden hierbei sehr günstig, wie die Abbildung zeigt. Die Wandstärke des Rohres 46/51 mm wird an keiner Stelle geschwächt und nimmt nach den Teilen mit geringerem Durchmesser allmählich zu, Brüche sind bei dieser Ausführungsform nicht zu befürchten, da scharfe Uebergangsstellen vermieden sind. (Hanomag-Nachrichten 1915 Nr. 6.)

W.

Elektrische Gleichrichter. (D. phys. Gesellsch. 22. Oktober.) Wehnelt hatte bereits vor elf Jahren Gleichrichter mit Oxydkathoden vorgeschlagen, für die aber damals kein Interesse vorhanden war, so daß sie nicht zur praktischen Ausnutzung kamen. Vor drei Jahren hat sich Prof. Donath diesem Gegenstande zugewandt, und von der Akkumulatorenfabrik Akt.-Ges. sind derartige Gleichrichter hergestellt worden, die jetzt in der Praxis neben anderen Gleichrichtern bestehen können.

Wird ein gewöhnliches Entladungsrohr in den elektrischen Strom eingeschaltet, dann fällt der hauptsächlichste Teil des Potentialabfalls auf die Kathodenseite. Diesen Kathodenabfall kann man vollständig aufheben, indem man eine Elektrode aus Kalziumoxyd einschaltet. Glühendes Kalziumoxyd sendet Elektronen aus, deren Zahl mit wachsender Temperatur sehr rasch zunimmt. Setzt man an der Anode einen Stahlstift entgegen, dann wird der hohe Kathodenabfall beim Glühen immer kleiner und schließlich Null, so daß nur mehr der Anodenabfall vorhanden ist, der je nach dem vorhandenen Gase und verwendeten Metall verschieden wird. Die glühende Oxydkathode verhält sich wie ein Ventil. Nun hat man immer mit Kalziumoxyd überzogenes Platinblech als Kathode verwendet, nach einigen Stunden ist aber das Oxyd verbrannt und das Blech wieder blank. Hier setzen die Arbeiten von Donath und seinen Mitarbeitern Partzsch und Gehrts ein. Es wurde ein besonderes Verfahren ersonnen, um während des Stromdurchganges die Kathode immer neu mit Oxyd zu überziehen. Es wird nicht ein Platinblech, das mit Kalziumoxyd überzogen wird, genommen, sondern ein zu einer Spirale gewickeltes Iridiumband, |494| und in die Spirale wird ein Stift aus Kalziumoxyd hineingebracht, der immer verdampft und sich an den kälteren Teilen des Iridiumbades niederschlägt. Dies Kalziumoxyd wird so lange hinübersublimieren, als noch etwas davon im Stift vorhanden ist, man kann den Stift immer nachschieben. Auf diese Weise hat man eine glühende Oxydelektrode von langer Betriebsdauer, man hat es jetzt bis auf 1000 Stunden Betriebsdauer und mehr gebracht. Es gibt verschiedene Typen der Ventilröhren, zunächst eine kleine Type, bei der man den pulsierenden Gleichstrom mit Vorteil zum Laden von Akkumulatorenbatterien, zur Aufladung von Signalbatterien verwenden kann, dann eine größere Type von 10 Amp. und 120 Volt Gleichstromspannung, deren Wirkungsgrad im Vergleich zu anderen Gleichrichtern als günstig bezeichnet werden kann. Der Wirkungsgrad steigt mit zunehmender Belastung und erreicht bei 10 Ampere 60 v. H. Schaltet man den Gleichrichter in den Kreisstrom einer Akkumulatorenbatterie, dann wird der Wirkungsgrad annähernd 70 v. H., bei höheren Betriebsspannungen bis 90 v. H. und mehr. Eine dritte Type, die bei etwa 10 Amp. 24 Volt Gleichstrom liefert, zeigt ein interessantes Zündungsphänomen. Die Birne zündet nämlich nicht sofort infolge der niedrigen Spannung, doch kann man durch eine einfache Schaltung die Zündung erreichen. Endlich gibt es noch eine große Type für 40 Amp., die aus Drehstrom Gleichstrom herstellt und für Automobilbatterien Verwendung findet, die gewöhnlich 35/40 Amp. brauchen.

Als Füllung eignet sich in weiten Druckgrenzen jedes Gas oder jeder Dampf, der chemisch indifferent ist. Von der Technik wird diesen Gleichrichtern viel Beachtung entgegengebracht, weil sie für die elektrotechnische Praxis Vorteile bieten. Einer der größten Vorteile besteht darin, daß wir einen ruhenden Apparat haben, der keine beweglichen Teile erfordert zur Herstellung des Gleichstromes aus Wechselstrom. Ein weiterer Vorteil liegt in der großen Leistung in kleinem Raum. Man ist heute zwar noch nicht in der Lage, die Leistung wesentlich größer zu machen als in den vorgeführten Typen, doch zeigt eine Gegenüberstellung einiger Zahlen schon die Vorteile dieser Gleichrichter.

Nach Orlich besteht der Hauptvorteil darin, daß man keine besondere Zündung braucht, und daß die Apparate gut transportabel sind, was ja bei den Quecksilber-Gleichrichtern ein wunder Punkt ist. Wichtig wäre die Frage, ob der beschriebene Gleichrichter auch sonst noch besondere Vorteile gegenüber den Quecksilber-Gleichrichtern besitzt, namentlich hinsichtlich des Wirkungsgrades. Die angegebenen Zahlen sind verhältnismäßig niedrig, weil alle Verluste im Transformator mitgezählt sind, so daß sich die Zahlen mit den Zahlen des Quecksilber-Gleichrichters nicht vergleichen lassen. Auch sollte die Anwendung für größere Energien möglich sein. Die Quecksilber-Gleichrichter verwenden wir ja auch ohne Glasgefäße, man nimmt dann große Eisentöpfe, und dies müßte ebenfalls bei den neuen Gleichrichtern möglich sein. Allerdings ist es immer besser, wenn man ohneEisengefäße auskommt, man wird also versuchen müssen, die Glastype nach Möglichkeit bis zu einer hohen Stromstärke auszubilden.

An einer Stelle besteht übrigens bereits eine Glastype bis zu 50 KW (50 Amp. × 1000 Volt) Leistung. Wenn wir Quecksilber-Gleichrichter aus Glas bauen wollen, dann brauchen wir große Kondensationsgefäße, die hier nicht nötig sind. Der besondere Vorzug liegt gerade darin, daß man in der Praxis nicht zu Metallgefäßen übergehen muß, sondern bei den Glasgefäßen auch für größere Typen bleiben kann.

Plohn.

Fortführung des Mittellandkanals bis zur Elbe. (Professor Franzius, Hannover, Vortrag im Verein deutscher Ingenieure Berlin.) Der Kanal wird nach Eintritt des vollen Verkehrs im Jahre 1932 (Fertigstellung 1922 vorausgesetzt) etwa 16 Mill. t Verkehr zu bewältigen haben. Es sind dann zwei Sätze Schleusen oder Hebewerke im Betriebe, der dritte Satz ist fertiggestellt worden. Bei der Nordlinie, die von Hannover über Oebisfelde nach Heinrichsberg an der Elbe geht, sind Schleusen und Pumpwerke zur Speisung des Kanals nötig, bei der über Braunschweig Oschersleben im großen Bogen westlich an Magdeburg vorbei gleichfalls nach Heinrichsberg geführten Südlinie sind Hebewerke erforderlich, weil die Anlage von Schleusen hier der hohen Pumpkosten wegen unwirtschaftlich wäre. Ein Salz Schleusen der Nordlinie einschließlich Pumpwerke wird 6½ Mill. M erfordern, ein Satz Hebewerke der Südlinie 22 Mill. M. Die so ausgebaute Nordlinie wird etwa 120 Mill. M, die entsprechend bedachte Südlinie 180 Millionen Mark an Baukosten erfordern. Die Kosten für Unterhaltung und Betrieb werden bei beiden Linien fast gleich sein, an Zinsen und Tilgung wird die Südlinie jedoch über 3 Mill. M mehr verlangen als die Nordlinie.

Die Südlinie ist rund 30 Streckenkilometer länger als die Nordlinie. Wegen der höheren und zahlreicheren Schleusen, die durch die um 26 m höhere Scheitelhaltung nötig werden, erhöht sich die Mehrlänge auf etwa 50 Tarifkilometer. Die Schleppzüge brauchen zur Durchfahrung der Südlinie somit 10 Std., also fast einen Tag mehr als bei der Nordlinie. Die dadurch nutzlos verausgabten Frachtselbstkosten, d.h. Schiffsmieten und Schleppkosten belaufen sich für den Durchgangsverkehr auf über 3 Mill. M jährlich, mit Abgaben auf mehr als 5 Mill. M jährlich, ohne Vergütung für den Zeitverlust. Für die Wirtschaftlichkeit der Linien ist zu berücksichtigen, daß nach Ausweis der Eisenbahnstatistik der Durchgangsverkehr sich voraussichtlich um etwa 6 v. H. jährlich, der Verkehr von und nach dem Kanalgebiet nur um 3 v. H. heben wird. Gerechnet wurde aus Vorsicht nur mit etwa der halben Vermehrung. Dann ergibt sich, daß der Kanalverkehr in tkm ausgedrückt 1932 nur noch 1/10 des Gesamtverkehrs beträgt, während der Kanalverkehr in t ausgedrückt 1912 noch 1/4 des Gesamtverkehrs war. Da die Abgaben, auf denen die Verzinsung des Unternehmens beruht, aber auf der Zahl der tkm, also der Größe und Zahl der Ladungen und der durchfahrenen |495| Kilometerstrecke beruht, so zeigt sich, daß der Durchgangsverkehr für den Kanal das Entscheidende ist. Die höhere Steigerung des Durchgangsverkehrs bringt es dann sogar mit sich, daß die Nordlinie, die 1912 noch einen geringeren Gesamtverkehr, bei größerem Durchgangsverkehr aber merkbar kleineren Kanalverkehr als die Nordlinie aufwies, im Jahre 1941 einen größeren nutzbaren Gesamtverkehr erhält als die Südlinie. Im Jahre 1932 wird die Nordlinie voraussichtlich die große Verzinsung von 26 v. H., die Südlinie von 18 v. H. abwerfen ohne Berücksichtigung der 5 Mill. M Transportverluste der Südlinie. Bei Anrechnung der nutzlosen Transportkosten, Zeitverluste usw. darf man handelstechnischdie Verzinsung der Südlinie nur noch auf 15 v. H. schätzen. Die Untersuchung zeigte, daß das Unternehmen in jedem Falle hochwirtschaftlich ist. Aus allem ergab sich eine bedeutende Ueberlegenheit der Nordlinie.

Diese neu einsetzende Bewegung für die Erbauung des Kanals Hannover–Elbe ist eines der Beispiele dafür, wie bei uns im Lande die Kriegsaussichten aufgefaßt werden, und wie Deutschland selbst in dem jetzigen Kriege genügend Kraft besitzt, um die vorbereitenden Arbeiten zu den großen Kulturwerken der hoffentlich bald wiederkehrenden Friedenzeit frühzeitig genug durchzuführen.

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