Polytechnische Rundschau. Polytechnische Rundschau. Das Wiesmoor. (Vergl. D. p. J. Heft 12 d. Bd.) In der E. T. Z. Heft 50, 51 und 52 beschreibt J. Teichmüller weiter die Moorkulturanlage in Ostfriesland „Wiesmoor“. Im Sommer 1907 entschloß sich der preußische Do-mänenfiskus, eine kleine Moorkulturzentrale im Wiesmoor zu errichten. Dabei sollte die sogen. deutsche Hochmoorkultur in Anwendung kommen, d.h. das Moor wird mit Hilfe von Kanälen trocken gelegt, oberflächlich für die Landwirtschaft brauchbar gemacht, zerteilt und Bauern überlassen. Diese Arbeiten der Trockenlegung werden, mit dem beim Ziehen der Kanäle gewonnenen Torf, auf dampfelektrischem Wege betrieben. Im Jahre 1908 konnte schon ein 200 PS-Dampfgenerator für eine Spannung von 5000 Volt Drehstrom in Betrieb gesetzt werden. Die Anlage wurde von den Siemens-Schuckertwerken gebaut. Nach ihrer Ausführung wurde der weitere Betrieb auch der S. S. W.-Gesellschaft überlassen, der Fiskus verpflichtete sich dagegen, Torf sowie elektrische Energie abzunehmen. Bald fand eine Vergrößerung der Anlage statt, die 1910 für eine Leistung von 5400 PS fertiggestellt war. Der noch zu bauende Hauptkanal geht quer durch das Moor, etwa von Norden nach Süden und verbindet den Ems-Jade-Kanal mit dem Nord-Georgs-Fehnkanal, so daß Emden, Wilhelmshaven und Leer mit der am Kanal liegenden Moorzentrale unmittelbar durch einen Wasserweg verbunden sein werden. Die Zentrale selbst besteht aus einem Kesselhaus mit vier Wasserrohrkesseln, dem Maschinenhaus, in dem drei Turbodynamos von zusammen 4000 KVA Drehstrom für 5000 Volt und 50 Perioden aufgestellt sind, und dem Schalthaus, in dem sich außer dem Schaltapparat drei Transformatoren für je 1250 KVA und 5000/20000 Volt befinden. Der Torf wird mit Hilfe von Baggern aufgenommen, gemahlen und dann auf geebneter Mooroberfläche zum Trocknen ausgebreitet. Durch das Trocknen geht sein Wassergehalt von 90 v. H. auf etwa 25 v. H. herunter. Je trockener der Sommer, desto mehr kann natürlich bis zur Brennreife im Jahre getrocknet werden. Ist der Torf einmal lufttrocken, dann nimmt er nicht wieder Wasser auf, während noch nicht ganz trockener Torf sich rasch bei jedem Regen wieder vollsaugt. Die Förderperiode muß daher schon früh im Herbst aufhören, damit der Torf noch vor dem Winter trocken werden kann, denn gefrorener, nicht ganz trocken gewordener Torf ist zum Verbrennen unter Kesseln ungeeignet. Eine weitere Schwierigkeit liegt in dem geringen Heizwert des Torfes, der nur bis zu 3000 Kal. beträgt. Zieht man noch das geringe Gewicht des Torfes in Betracht, dann versteht man, warum die Rost- und Heizflächen ganz andere Abmessungen als bei Heizung mit Steinkohlen bekommen müssen. Versuche an dieser Anlage ergaben eine Verdampfungsziffer von 3,01, d.h. mit einem kg Torf wurden 3,01 kg Wasser in Dampf von 12 at Druck bei 247,5 ° C erzeugt. Um 1 kg solchen Dampfes zu erzeugen sind 653,6 Kai. erforderlich; 3,01 kg Dampf verlangen demnach 653,6 × 3,01 = 1967 Kai. Der Heizwert des Torfes wurde mit 2680 Kai. ermittelt, dies ergibt einen Wirkungsgrad des Kessels von 1967/2680 = 73,5 v. H., garantiert waren 65 v. H. Im täglichen Betriebe wurde ein Torfverbrauch von 2,4 bis 3 kg für die KW/Std., je nach Feuchtigkeitsgehalt, festgestellt. Nehmen wir den Dampfverbrauch der Turbogeneratoren mit 8 kg für die KW/Std. an und die Verdampfungsziffer mit 3,01 kg Dampf für 1 kg Torf, dann beträgt der Torfverbrauch 8/3,01 = 2,66 kg für die KW/Std., was einen Wirkungsgrad des Kessels von \frac{654\,.\,2,66}{2680}=65 v. H. ergibt. Der Preis des Torfes 2680 beträgt etwa M 5 für die Tonne oder für die KW/Std. etwa 1,3 Pfg. Was die Ergiebigkeit des Wiesmoores betrifft, so kann man, bei durchschnittlich dem 2½-fachen jetzigen Verbrauch, also bei jährlich etwa 20 Millionen KW/Std., auf eine Dauer von 450 Jahren rechnen, in dieser Beziehung ist das Unternehmen also gesichert. Die Fläche des Wiesmoores beträgt 6500 ha, die in Kolonate von 7 bis 10 ha aufgeteilt werden soll. Ein solches Kolonat kann von einer Familie bearbeitet werden und kann diese auch ernähren. Demnach hätten auf dem ganzen Gebiet ungefähr 3000 Menschen Platz. Teichmüller schlägt vor, im Gegensatz zum Besiedelungsplan der Unternehmer, die Ansiedler nicht gleichmäßig über die Fläche zu verteilen, sondern sie in Gruppen dorfähnlich anzuordnen. Ein Teil der Dorfbewohner müßte dann täglich bis zu 2 km zur Arbeitstätte gehen, was bei gleichmäßiger Verteilung der Besiedelung natürlich wegfällt. Für eine gedeihliche bäuerliche Landwirtschaft ist es meiner Ansicht nach von größter Bedeutung, daß das Feld, das Vieh, der Gemüse- und Obstgarten stets unter den Augen des Besitzers oder wenigstens seiner Familie bleibt, daher ist es dringend wünschenswert, daß der Bauer auf seinem Kolonat wohnt. Das dorf- oder stadtähnliche Zusammenwohnen einer landwirtschaftlichen Bevölkerung war nur in mittelalterlichen Verhältnissen der natürliche Zustand, als um jedes Dorf noch eine Mauer gezogen werden mußte. Das Uebel ist geringer, wenn Kirche, Schule, Krämer und Stammtisch von der Wohnung des Bauern einige Kilometer entfernt sind, statt der Wirtschaft, die doch der Zweck des Bauerndaseins ist. Weiter streift Teichmüller das Frank-Carosche Verfahren der Torfvergasung, das eine Verbrauchsziffer lufttrockenen Torfes von etwa 2 kg für die KW/Std. aufweist, gegen 2,5 beim Verbrennungsverfahren. Die Notwendigkeit, bei Vergasung mit der wenig überlastbaren Gasmaschine zu arbeiten, vermindert die Bedeutung der günstigeren Verbrauchsziffer beträchtlich. Die dem Bedarf sich leichter anpassende Dampfturbine wird nicht so leicht verdrängt werden können. In vielen Fällen werden sich beide Systeme ergänzen, indem die Gasmaschine im Belastungsdiagramm den konstanten Teil, die Dampfturbine die Spitzen zu übernehmen hätte. Die sehr interessante Arbeit Teichmüllers enthält zahlreiche Karten, Pläne, Abbildungen von Maschinen und deren Einzelheiten. v. Kleist. –––––––––– Elektrischer Antrieb von Schiffen. Der geringere Raumbedarf der Turbine gegenüber einer Kolbenmaschine, sowie ihr guter Wirkungsgrad sind Eigenschaften, die gerade für den Schiffsbetrieb äußerst wertvoll sind. Aber gerade diese beiden Eigenschaften verlangen, wenn sie voll zur Geltung kommen sollen, eine Turbine mit sehr großer Drehzahl, die unmittelbaren Antrieb der Propellerwelle ausschließt und ein Zwischengetriebe mit starker Uebersetzung erforderlich macht. Weiter wird es nötig, da es bisher noch keine umsteuerbare Dampfturbine gibt, eine besondere Rückwärtsturbine einzubauen, die dann meist nur etwa 40 v. H. der Vorwärtsturbine leistet. Um dieser Uebelstände Herr zu werden, hat man vorgeschlagen, eine schnellaufende Turbine mit einem Drehstromgenerator zu kuppeln und die Propellerwellen durch langsamlaufende Drehstrommotoren anzutreiben. Ein solcher Maschinensatz, Turbine mit elektrischem Zwischengetriebe, wird nicht umfangreicher und auch nicht teurer als eine Kolbenmaschine gleicher Leistung und an Gewicht sogar geringer als selbst eine langsamlaufende Dampfturbine für unmittelbaren Propellerantrieb. In der Zeitschrift „Elektrische Kraftbetriebe und Bahnen“ 1911, Heft 28, beschreibt Niethammer nach einer Besichtigung in den Shenectady werken der General Electric Company eine nach diesem System gebaute Maschinenanlage für das Kohlenschiff „Jupiter“. Auf den ersten Blick fielen die für ein Schiff mit 20000 t Wasserverdrängung und 12000 t Ladefähigkeit bei 14 Knoten Fahrgeschwindigkeit sehr geringen Abmessungen der Maschinen auf. Es war ohne weiteres möglich gewesen, die Bedingung zu erfüllen, das Maschinenaggregat in demselben Raume unterzubringen, den eine normale Kolbenmaschine beanspruchen würde, und auch das Aggregat zu demselben Preise zu liefern wie eine entsprechende Kolbenmaschine, nämlich zu 13,75 Dollar f. d. PS. Die Turbine, eine sechsstufige Curtis-Turbine mit acht Düsenabschaltventilen, ist mit einem zweipoligen Drehstromgenerator von 5000 KW 2200 Volt bei 2000 Umdrehungen i. d. Min. gekuppelt. Dieses Aggregat hat zwei Hauptlager, zwischen denen der Generator angeordnet ist, und ein Nebenlager am Ende der Turbine. Gleich an die Turbine angebaut ist ein Oberflächenkondensator von 1000 qm Kühlfläche. Die beiden Antriebsmotoren mit Schleifringanker sind 36 polig, ergeben also ein Uebersetzungsverhältnis 1 : 18. Die Anlaßwiderstände werden mit Wasser gekühlt, sie bestehen aus „Kalorit“, einem seewasserbeständigen Metall. Zum Kurzschließen der Widerstände sowie zum Umschalten der Motoren werden Oelschalter verwendet, die gegeneinander verriegelt sind, derart, daß nur umgeschaltet werden kann, wenn die Rotorwiderstände eingeschaltet sind, und alle Schalter nur betätigt werden können bei unerregtem Generator. Die Aenderung der Schiffsgeschwindigkeit von maximal 15 Knoten auf etwa 8 Knoten geschieht durch Regelung der Umlaufzahl der Dampfturbine, durch Ab- und Zuschalten von 8 Düsengruppen, wobei z.B. bei 10 Knoten Fahrgeschwindigkeit der spez. Dampfverbrauch nur etwa 15 v. H. größer ist als bei 15 Knoten. Zum Vergleich noch einige Daten über drei fast gleichzeitig gebaute Schiffe gleicher Größe und Fahrgeschwindigkeit aber mit verschiedenartigen Antriebmaschinen. Wasserverdrängung 20000 t, Ladefähigkeit 12000 t, Fahrgeschwindigkeit normal 14 Knoten. Schiff Cyclops Jupiter Neptune1) Antriebs-maschinen Zwei Dreifach-Expansions-Dampf-maschinen Ein Turbogene-rator und zweiAsynchronmo-toren der GECo Zwei Turbinenmit Räder-vorgelege(Westinghouse) Umdr./Min.der Maschinen 88 2000 1250 Umdr./Min.der Propeller 88 110 135 Gewichtder Antriebs-maschinen in t 280 156 – Dampfverbrauchf. d. Propeller-PS/Std. in kg(gesättigt, 13 at,95 v. H. Vakuumbei der Turbine) 6,3 5,4 (später 5,1) Versuchs-ergebnis nichtbekanntgegeben.BesondereRückwärts- undMarschturbine 1) Beschreibung der Probefahrt im Februar 1912, siehe Electric Journal Juni 1912. Kff. Ueber die einheitliche Versorgung Deutschlands mit elektrischer Energie. Bei der Behandlung dieses, für die deutsche Nationalökonomie bedeutungsvollsten Problemes (vergl. Vortrag von Regierungsbaumeister a. D. Bartel auf der Jahresversammlung 1912 des Verbandes deutscher Elektrotechniker [E. T. Z. 1912] und im Verein deutscher Maschineningenieure [D. p. J. vom 7. 12. 1912]) wird immer wieder und wieder ausschließlich von der Anwendung hochgespannten Drehstromes gesprochen. Dieser ist aber keineswegs das gegebene alleinige System. Selbstverständlich wird es auch in Zukunft viele Fälle geben, wo die Anwendung von hochgespanntem Drehstrom unbedingt jedem anderen System vorzuziehen ist. Andererseits sollte man die Vorzüge dieses Systems, sofern sehr hohe Spannungen in Frage kommen, nicht (wie vielfach geschehen) überschätzen. Die Anwendung sehr hoher Spannungen bedingt bei Wechselstrom FreileitungenBei Gleichstrom wird man, wenn irgend angängig, z.B. bei freiem Gelände, gleichfalls Freileitung bevorzugen, da die Anlagekosten derselben geringere als bei Verlegung von Kabeln sind.. Diese sind aber naturgemäß leichter äußeren Einflüssen und Unterbrechungen ausgesetzt als unterirdisch verlegte Kabel, die weniger leicht zugänglich sind. Freileitungen von 100 oder gar 150 KV Betriebsspannung haben ferner nach Möglichkeit dicht besiedelte Ortschaften zu meiden. Bei der dichten Bevölkerung des Landes dürften sich hieraus bei uns wohl Schwierigkeiten ergeben. Bei Anwendung von Gleichstrom hoher Spannung würden diese Schwierigkeiten in Fortfall kommen, da die Fortleitung von Strom, z.B. von 90 KV Spannung in Einleiter-Kabeln, bei dem heutigen Stande der Kabeltechnik möglich ist (bei Wechselstrom ist dies praktisch ausgeschlossen, da hier die dielektrische Festigkeit nicht für den Effektivwert, sondern für den Scheitelwert der Spannungswelle zu bemessen ist). Verluste durch dielektrische und magnetische Hysterese (letztere in der Kabelarmatur) und durch Wirbelströme (besonders im Bleimantel) kommen beim Gleichstrom in Fortfall; desgleichen die Störung benachbarter Schwachstromleitungen. Daß in dieser Beziehung hier gegenwärtig eine recht ernste Situation besteht, kann nicht bezweifelt werden (vergl. den Vortrag von 0. Brauns im Berliner Elektrotechnischen Verein nebst Diskussion; E. T. Z. 1913, S. 116). Die Regelung gestaltet sich beim Gleichstrom insofern einfacher, weil der induktive Spannungsabfall und ebenso die durch den Kondensatoreffekt der Fernleitungen verursachte SpannungserhöhungVergl. G. W. Meyer, E. T. Z. 1913, S. 74. hier in Fortfall kommen. Erhebliche Verluste werden bei hochgespanntem Wechselstrom durch die (unter Umständen mehrmalige) Transformation des Stromes sowie durch die Koronaausstrahlung (die mit dem Feuchtigkeitsgehalt der Luft zunimmt) verursacht. Alle diese Verluste werden bei Gleichstrom ganz oder zum größten Teil vermieden. Es ist daher bei größeren Projekten in Zukunft auch die Anwendung von hochgespanntem Gleichstrom für die Fernübertragung ernsthaft in Erwägung zu ziehen (für die Verteilung selbst wird hingegen nach wie vor Drehstrom wegen seiner bequemeren Teilbarkeit usw. fast ausschließlich in Frage kommen). Bemerkenswert ist in diesem Zusammenhang eine Entscheidung von autoritativer Seite. Die von der schwedischen Staatsregierung eingesetzte Kommission für die Prüfung des Projektes der Uebertragung von 20000 PS vom staatlichen Elektrizitätswerk an den Trolhättanfällen nach Kopenhagen (Entfernung 360 km) hat sich für die Anwendung von 90 KV-Gleichstrom ausgesprochen.Vergl. den Artikel „International Scandinavian Transmission System“ in Electr. World vom 8. II. 13. Außer erheblich kleineren Anlagekosten (wesentlich durch Fortfall der sonst an den Landungspunkten der Seekabel notwendigen Transformatorenstationen begründet) stellten sich auch die Betriebskosten f. d. KW.-Jahr beim Gleichstrom niederer. Zu beachten ist, daß die gegenwärtige Zentrale in Kopenhagen für Drehstrom von 50 Perioden und 10000 Volt Spannung ausgebaut ict. Da die Anlage an den Trollhättanfällen für 25 Perioden Drehstrom ausgebaut ist, so muß bei Drehstromübertragung der Strom von 25 Perioden in solchen von 50 Perioden in Kopenhagen umgeformt werden. Bei dieser Anordnung würden daselbst 10440 KW disponibel sein. Die Ausgaben betragen für das KW-Jahr dann M 66,–. Bei der Gleichstrom-Alternative des Projekts erhält man noch etwas günstigere Werte. Wird Gleichstrom von 90 KV-Spannung in Trollhättan erzeugt und werden bei der Landleitung Holzmaste verwendet, so erhält man an der Drehstromseite der in Kopenhagen aufgestellten Umformern 10830 KW. Die Ausgaben für das KW-Jahr würden hier nur M 61,– betragen. Noch günstigere Werte erhält man, wenn von einer besonderen metallischen Rückleitung des Stromes Abstand genommen wird und dazu lediglich die Erde benutzt wird. Die Anwendung des letzteren Verfahrens dürfte aber wegen der ihm anhaftenden technischen Mängel wohl nur auf wenige Fälle beschränkt bleiben. G. W. Meyer. –––––––––– Abdampfentnahme bei Lokomotiven. Während bei ortfesten Dampfkraftanlagen die Speisewasservorwärmung allgemein üblich ist, wird sie im Lokomotivbetrieb nur ganz vereinzelt angewendet. Von den bisher eingeführten Systemen der Vorwärmung sind zu nennen: Die amerikanischen der Baldwin Lokomotivwerke und der Central Georgia Railway, das englische von G. J. Weir, das französische von Caille-Potonie und das der ägyptischen Staatsbahnen von Trevithik. Soweit diese Systeme den Abdampf der Maschine ausnutzen, entnehmen sie ihn dem Ausströmrohr. Durch die Entnahme des zur Vorwärmung benötigten Dampfes mittels Klappen im Abdampfrohr wird die Zugwirkung beeinträchtigt, da sie zu Wirbelbildung des Abdampfes Anlaß geben. Eine im Blasrohr auftretende Wirbelbildung hat sowohl eine geringere Zugwirkung als auch erhöhten Rückdruck auf den Kolben zur Folge. Außerdem haben die bisherigen Methoden den Uebelstand, daß die zur Zugwirkung ausnutzbare Dampfmenge verringert wird. Eine neue Art der Dampf entnähme, welche diese Nachteile vermeidet, ist durch das D. R. P. Nr. 251336 geschützt. Diese Anordnung ist dadurch gekennzeichnet, daß durch ein Dampfentnahmerohr der mittlere Kern des auspuffenden Dampfes abgefangen wird. Die zugeschärfte Mündung des Abfangrohres A (s. Abb.) wird am besten etwas über den engsten Kaminquerschnitt verlegt. Der lichte Rohrdurchmesser beträgt dabei 25 ∙ 75 mm. Eine Verminderung des Kaminzuges kann durch diese Anordnung nicht eintreten. Es läßt sich, wenn gewünscht, mit dem Einbau des Abfangrohres sehr einfach eine Erhöhung des Unterdruckes in der Rauchkammer erzielen, indem man um die Mündung des Rohres A einen Ring S von dreieckigem Querschnitt legt, dieser Stegring oberhalb des Blasrohres übt keine Reaktion auf den Kolben aus. Textabbildung Bd. 328, S. 348 Eine 3/3 gekuppelte Tenderlokomotive ist seit Monaten mit dieser Einrichtung versehen. Im Kondenswasser des Vorwärmerdampfes konnten Oelspuren nicht festgestellt werden. Die Lokomotive besitzt eine Heizfläche von 63 qm, eine Rostfläche von 1,4 qm. Die Kesselspeisung mittels Injektors wurde während der Versuche beibehalten, wodurch allerdings die Höhe der Vorwärmung im Wasserkasten begrenzt war. Es ergaben sich im Betriebe folgende Speisewassertemperaturen: Temperaturim Wasserkasten Temperatur hinterdem Injektor Temperatur hinterdem Vorwärmer 15 54 63 20 57 66 25 61 70 30 66 74 35 71 79 40 75 83 Es ist wohl möglich, größere Vorwärmer unterzubringen und Speisewassertemperaturen von 95 bis 100° zu erhalten. Bei neuen Lokomotiven ist es zweckmäßiger, den Injektor durch eine Pumpe zu ersetzen. [Glasers Annalen f. Gewerbe und Bauwesen 1913, S. 85 bis 87.] W. –––––––––– Die Bestimmung des Heizwertes verschiedener Kohlensorten. In einer der letzten Ausgaben des „Progressive Age“ beschrieb Horace H. Clark, Chicago, eine Methode, nach der man mit Hilfe einer Formel und zweier Tabellen den Heizwert einer bestimmten Kohlenart feststellen kann. Zunächst ist eine einfache Analyse auf folgende Weise vorzunehmen: Man wägt die Kohle, pulverisiert sie und trocknet sie bei niedriger Temperatur gut. Durch nochmaliges Wägen bestimmt man den Prozentsatz F der in ihr enthalten gewesenen Feuchtigkeit. Durch eine abermalige Erhitzung, nun auf höhere Temperatur, ohne die Kohle jedoch zu entzünden, und Wägen wird der Prozentsatz G des Kohlengases bestimmt. Der Rest wird verbrannt, und ein Wägen der Asche gibt nicht nur ihren Anteil A, sondern auch denjenigen des Kohlenstoffs C. In der von H. Clark aufgestellten Formel: \frac{(C\,.\,c+G\,.\,g)-(F\,.\,f+A\,.\,a+S\,.\,s)}{(100-F)\,:\,100} sind nun neben den Symbolen für die aus der Analyse gewonnenen Zahlen noch verschiedene Buchstaben vorhanden, deren Zahlenwerte auf folgende Weise gewonnen werden: Der Wert für c wird nachstehender Tab. 1 entnommen: Tabelle 1. Anthrazit 141 Bituminöse Kohle 140 Holzkohle 95 Koks 130 Handelt es sich beispielsweise um Koks, so wird C mit 130 multipliziert. Etwas umständlicher ist die Gewinnung von g aus der folgenden Tab. 2. Tabelle 2. G g G g G g G g   1 240,5 16 199,2 31 173,9 46 155,6   2 236,4 17 197,5 32 172,3 47 154,5   3 232,5 18 195,7 33 170,7 48 153,4   4 228,8 19 194,0 34 169,2 49 152,3   5 225,3 20 192,3 35 167,8 50 151,2   6 221,9 21 190,6 36 166,6 51 150,1   7 218,6 22 188,9 37 165,5 52 149,0   8 215,4 23 187,2 38 164,4 53 148,9   9 212,3 24 185,5 39 163,3 54 147,8 10 210,3 25 183,8 40 162,2 55 146,7 11 208,3 26 182,1 41 161,1 56 145,6 12 206,4 27 180,5 42 160,0 57 144,5 13 204,6 28 178,8 43 158,9 58 143,4 14 202,7 29 177,2 44 157,8 59 142,3 15 200,9 30 175,5 45 156,7 60 141,2 Wohl meist ist G nicht ein so einfacher Wert, wie die Tabelle ihn vorsieht, in welchem Falle g einfach aus ihr entnommen werden kann. Nehmen wir an, die Analyse habe für G 39,5 ergeben. Für G = 39 gibt die Tabelle die Zahl 163,3 für g. Da nun bei zunehmender Größe von G der Wert für g abnimmt, so muß von 163,3 etwas abgezogen werden, um das dem größeren G = 39,5 entsprechende g zu erhalten. Da nun 39,5 in der Mitte zwischen 39 und 40 liegt (für die die Tabelle Werte gibt), so muß von 163,3 die halbe Differenz zwischen 163,3 und 162,2 = 0.55 abgezogen werden, und wir erhalten als den einen G von 39,5 entsprechenden Wert von g die Zahl 162,75. Die Buchstaben f, a, s stellen unveränderliche Zahlen dar und zwar wird F stets mit 16, A mit 30 und S mit 39 multipliziert. S ist das Symbol für den Schwefelgehalt der Kohlenart in Prozenten, dessen Zahl der Kohlenhändler beschaffen oder ein Chemiker bestimmen kann. Hat man nun die Klammerausdrücke des Zählers zunächst jeden für sich ausgerechnet und dann die Ergebnisse voneinander abgezogen, dann dividiert man die so erhaltene Zahl durch (100 – F) : 100, dessen Ausrechnung ohne weiteres verständlich ist, und erhält die Menge der Heizwerteinheiten für eine der vier in Tab. 1 genannten Kohlensorten. Die Genauigkeit genügt für die meisten Bedürfnisse. In Fällen, wo große Genauigkeit erwünscht ist, kann diese Formel jedoch nicht angewandt werden. Liebetanz. –––––––––– Ueber Lagerweißmetalle macht Dr.-Ing. R. Schäfer in der „Zeitschrift für praktischen Maschinenbau“ Heft 3 1913, insbesondere unter Berücksichtigung einer Anzahl metallographischer Untersuchungen interessante Angaben. Die Hauptbedingungen für ein gutes Lagermetall sind genügende Druckfestigkeit, geringe Abnutzung und ein niedriger Reibungskoeffizient. Diesen Bedingungen genügen, schon die aus zwei Elementen bestehenden Kupfer-Zinn-Legierungen, die für Lagerbronzen in Frage kommen und deshalb hier nicht besprochen sind, und die Blei-Antimon-Legierungen. Als einzige für die Praxis in Betracht kommende Legierung dieser beiden Elemente ergibt sich nach eingehender Prüfung eine solche mit 15 bis 25 v. H. Antimon. Bleireiche Legierungen sind zu weich und neigen zum Fressen, antimonreiche sind zu brüchig. Besser sind zur Verwendung als Lagermetall die aus drei Elementen bestehenden Legierungen geeignet, zu denen besonders die Systeme Blei-Zinn-Wismut, Antimon-Blei-Zinn, Antimon-Kupfer-Zinn, Antimon-Kupfer-Blei und Antimon-Zinn-Zink gehören. Hier sind nur die gebräuchlichen Systeme Antimon-Blei-Zinn und Antimon-Kupfer-Zinn untersucht und besprochen. Von diesen kommen nur die Legierungen mit 50 v. H. und mehr Zinngehalt als reibungsvermindernd in Frage. Außerdem müssen sie noch eine reichliche Anzahl gleichmäßig verteilter harter würfelförmiger Einlagerungen (Sb oder Sb Sn) enthalten, die in der plastischen Grundmasse liegen und sich leicht in diese eindrücken können, wenn durch irgend eine Ursache der spezifische Lagerdruck an einem Punkt zu hoch wird. Dadurch wird die Gefahr des Fressens und Heißlaufens vermieden. Legie-rung Zinn Anti-mon Blei Kupfer Zink Nickel Spez.Gewicht I 19,00 15,34 63,55 1,57 0,37 – 9,31 II 81,92   8,43 1,11 8,44 – – 7,49 III 49,96 14,59 32,31 3,21 – – 8,15 VI 14,19 15,29 68,61 – – 1,52 9,52 Vorstehenden Bedingungen entsprachen von den metallographisch untersuchten Legierungen am besten die nachstehenden: Der Zusatz von Nickel in der Legierung VI macht diese gleichmäßiger und härter. Außer dem Gefügeaufbau ist noch der Schmelzpunkt bzw. Erstarrungspunkt der Lagermetalle von Bedeutung, da hiervon ihre Verwendungsmöglichkeit abhängig ist. Bei graphischer Darstellung des Erstarrungsvorganges durch Auftragen der Temperatur über der Zeit (Erstarrungskurve) zeigen sich während der Abkühlung Verzögerungen, sogen. Haltepunkte. Beim umgekehrten Vorgange, der Erwärmung des Metalles, tritt bei diesen Temperaturen nacheinander die Verflüssigung der einzelnen Gefügebestandteile ein. Für die oben angegebenen Legierungen zeigten sich folgende Haltepunkte: I II III VI Oberer Haltepunkt 246° 356° 261° 247° Mittlerer      „ – 247° – – Unterer        „ 233° 228° 180° – Bei Untersuchung der Druckfestigkeiten, die für Lagermetalle ebenfalls große Bedeutung haben, zeigte sich, daß die hochbleihaltigen Legierungen I, III und die nickelhaltige Legierung VI sich leichter zusammendrücken lassen und daß Legierung II sich gegen Druck am widerstandsfähigsten erweist. Bei der Härteprüfung mit dem Brinellschen Härteprüfer ergaben sich folgende Härtezahlen: I II III VI 25,0 34,7 25,2 31,5. Außer obengenannten Legierungen ist noch eine Aluminium-Kupferlegierung (Rurit genannt) besprochen, deren Kupfergehalt die Festigkeit und Härte erhöhen soll. Dipl.-Ing. C. Ritter. –––––––––– Elektro-Mangansilizium. Der elektrische Ofen ermöglicht, Mangansilizium mit 75 bis 80 v. H. Mangan, 12 v. H. Silizium und nur 1,6 v. H. Kohlenstoff billig herzustellen. Mangan und Silizium haben eine größere chemische Affinität zum Sauerstoff als Eisen. Daher können sie die nachteiligen Eisenoxyde, welche in gewisser Menge beim Schmelzen von Eisen und Stahl im Metallbad gelöst auftreten, reduzieren, indem sie Manganoxyde bzw. eisenhaltige Silikate bilden. Die Manganoxyde lassen sich durch Seigern leicht beseitigen, hingegen die durch Silizium entstehenden eisenhaltigen Silikate seigern nicht genügend und machen das Eisen brüchig. Das Mangan wäre also vorzuziehen, wenn es im als Zusatz dienenden Ferromangan nicht als Karbid in der Bindung Mn3C aufträte, und dieser Kohlenstoff C im Eisenbade Kohlenoxydgaswellen hervorriefe. Daher ist das Mangansilizium den Eisen- und Stahlhütten so willkommen. Sind ja doch auch überdies bei Abstechen der phosphorhaltigen Schlacke in der Birne nach dem Blasen und Zusatz von Mangansilizium mit nochmaligem Blasen in Gegenwart von Kalk, so daß das Silizium zu Kalziumsilikat wird, wobei nur wenig Mangan in die Schlacke geht, unmittelbar Manganstähle à la Hadfield herzustellen, die bei 12 v. H. Mangangehalt nur ein Viertel soviel Kohlenstoff wie bisher enthalten, nämlich 0,3 bis 0,4 v. H Die elektrothermische Herstellung des Mangansiliziums geschieht aus Mangankiesel-Rhodonit: 7,6 SiO2 + 0,2 Al2 O3 + 0,2 Fe O + 5,4 Mn O + Ca O + 1,3 CO2 + 0,6 H2O (was in Prozenten ausgedrückt gleich 45,60 v. H. SiO2 + 2,04 Al2 O3 + 1,44 v. H. Fe O + 28,34 v. H. Mn O oder 29,7 v. H. Mn + 5,60 v. H. Ca O + 5,72 v. H. CO2 + 1,08 v. H. H2O, insgesamt 99,82 v. H.), indem bei Zusatz von 11,2 C oder 500 kg Reduktionskoks und einem Energieverbrauch von 5400 KW/Std. pro 1000 kg Mangansilizium und bei 90 kg Elektrodenabbrand aus 3000 kg Rhodonit 1000 kg 77-prozentiges Mangansilizium von der Formel 2,7 Si Mn2 + 0,1 Si Fe2 entsteht, und etwa 1000 kg Schlacke von der Formel 4,8 Si O2 + Ca O + 0,2 Al2 O3, die ihrerseits nachher bei Zusatz von 0,9 Fe O3 Eisenerz und 9,9 C als Reduktionskoks bei einem Energieverbrauch von 5300 KW/Std. pro Tonne Ferrosilizium etwa 500 kg 50-prozentiges Ferrosilizium von der Formel 1,8 Si2 Fe liefern. [A. Hänig, Elektrochemische Zeitschrift 1912, S. 159 bis 161.] E. S. –––––––––– Spannungsverteilung in gekerbten Zugstäben. In Heft 3 haben wir das Ergebnis von Versuchen mitgeteilt, die E. Preuß in Darmstadt über die Spannungsverteilung in gelochten Zugstäben ausgeführt hatte. Im Anschluß daran sind von Genanntem gleichartige Versuche über die Spannungsverteilung in gekerbten Zugstäben angestellt, worüber in der Zeitschrift des Vereines deutscher Ingenieure 1912, Heft 17, berichtet ist. Wie bei gelochten Stäben sind auch bei eingekerbten Stäben die infolge einer auf den Stab einwirkenden Zugkraft im geschwächten Querschnitt auftretenden Spannungen in der Nähe der Kerbe erheblich größer als an den anderen Stellen. Die geringste Spannung herrscht hier in der Mitte des Stabes. Als Probestäbe wurden Flacheisen von 630 mm Länge, 75 mm Breite und 16 mm Dicke verwandt. Insgesamt wurden acht Probestäbe mit acht verschiedenen Kerben untersucht. Die Tiefe der Kerben war 5 und 15 mm, ihre Form war teils scharfeckig rechtwinklig, teils ausgerundet und teils rechteckig. Die Spannungen wurden durch Formänderungsmessungen bestimmt. Die Höchstlast wurde für jeden Stab so gewählt, daß bei Annahme gleichmäßiger Spannungsverteilung im geschwächten Querschnitt die mittlere Spannung σm = 750 kg/qcm betrug. Die in obengenanntem Bericht in acht Schaulinien graphisch dargestellten Ergebnisse der Versuche lehren folgendes: bei gleicher Kerbtiefe ist die Spannung am Kerbrande um so größer, je kleiner der Halbmesser des Kerbgrundes ist; bei gleichem Halbmesser des Kerbgrundes und gleicher Breite der Kerbe ist die Höchstspannung am Kerbrande um so größer, je tiefer die Kerbe ist; bei Kerben, die durch einen Halbkreis gebildet werden, ist die Randspannung um so größer, je kleiner der Halbmesser der Kerben ist; bei Kerben mit geradlinigem, zur Stablängsachse parallelem Grunde ist die Randspannung um so kleiner, je größer die Kerbbreite ist; abgesehen von den Stäben mit scharfeckigen Kerben war die Randspannung bei den untersuchten Stäben 1,43 bis 2,48 mal größer als die mittlere Spannung σm, mit der man zu rechnen pflegt; die Mindestspannung in der Stabmittelachse war bei den untersuchten Stäben 0,7 t bis 0,98 der mittleren Spannung σm. Als Beispiel für die Anwendung des Vorstehenden auf ähnliche Fälle von Spannungsermittlungen hat der Verfasser dem Bericht eine kurze Betrachtung der Berechnung von mit Hohlkehlen abgesetzten Wellen angeschlossen. Er kommt zu dem Schluß, daß man bei abgesetzten Stäben nicht die gleiche rechnungsmäßige Biegungsbeanspruchung wie bei nicht abgesetzten Stäben zulassen darf und die übliche Gleichung Mb = Wkb abändern muß in Mb = cWkb, worin c ein Beiwert ist, über dessen Größe die vorliegenden Untersuchungen einen angenäherten Anhalt geben. Dipl.-Ing. C. Ritter. –––––––––– Der Kgl. Baurat Dr.-Ing. h. c. L. Seifert, Direktor der A.-G. für Eisenindustrie und Brückenbau (vormals J. C. Harkort) in Duisburg, zugleich erster Vorsitzender des Vereins Deutscher Brücken- und Eisenbaufabriken ist am 25. April d. J. verstorben. Die Technische Mittelschule in Berlin N. 65, Am Zeppelinplatz, hat vom 1. April d. Js. an den Namen „Beuth-Schule“ erhalten.