Polytechnische Rundschau. – Polytechnisches Journal

Titel:	Polytechnische Rundschau.
Autor:	Eckstein
Fundstelle:	Band 330, Jahrgang 1915, S. 145
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Polytechnische Rundschau. Polytechnische Rundschau. Die deutsche Gasindustrie im Zeichen des Krieges. Hierüber macht die Deutsche Continental-Gas-Gesellschaft in Dessau interessante Mitteilungen, denen wir folgendes entnehmen. Die im Vertrauen auf die so oft erwiesene Unentbehrlichkeit des Gases von den Gaswerksleitern gehegte Erwartung, daß die durch den Krieg hervorgerufene gewaltige Erschütterung des deutschen Wirtschaftslebens den Geschäftsgang bei den Gaswerken nicht in bedeutendem Maße beeinträchtigen werde, hat sich in vollem Umfang bestätigt. Denn der Rückgang der Gasabgabe, der in den ersten Kriegsmonaten etwa 5 bis 10 v. H. betragen hatte, erreichte im September oder Oktober einen Höhepunkt und wurde dann stetig kleiner. Im Mittel war bei den deutschen Werken der D. C. G. G. die Gasabgabe im August September Oktober November Dezember 1914 um 0,5 6,0 8,4 5,7 5,2 v. H. geringer als in den gleichen Monaten des Vorjahres. Die Ausfälle sind in der Hauptsache zurückzuführen auf gewisse, vorwiegend für die Ausfuhr arbeitende Industriezweige, Glaswerke, Modewarengeschäfte, Bahnhöfe und namentlich Vergnügungs- und Tanzlokale. Dagegen hat die große Mehrzahl der mittleren und kleinen Abnehmer ihren Gasverbrauch nur wenig eingeschränkt und sogar die Erträge der Gasautomaten weisen keinen nennenswerten Rückgang auf. Aus dem Wiederansteigen des Gasverbrauchs seit dem Ablauf des dritten Kriegsmonats darf man einen Schluß auf die wachsende Belebung des gewerblichen Lebens in Deutschland ziehen. Zum Teil rührt die Zunahme des Gasverbrauchs allerdings auch davon her, daß durch den Krieg selbst den Gaswerken neue Abnehmer zugeführt wurden, wie Truppen-Verpflegungsstationen und Lazarette mit großem Heizgasbedarf, ferner Gefangenenlager mit umfangreicher Außenbeleuchtung, und schließlich kamen auch zahlreiche Haushaltungen, Amtsstuben usw. infolge des Petroleummangels hinzu. Im Gegensatz zu Deutschland haben die Gaswerke im feindlichen und auch im neutralen Ausland viel größere Ausfälle erlitten und die verminderte Kohlenzufuhr zwang zahlreiche Werke, so in Frankreich, Rußland, Italien und in der Schweiz, zu Betriebseinschränkungen. Die Gasgesellschaften in London erhöhten schon im September die Gaspreise um etwa ½ Pf. für 1 m3. Der erhöhte Preis der Kohle bedeutet auch für viele deutsche Gaswerkeeine starke Belastung, und der Arbeitermangel macht sich naturgemäß am meisten bei den kleineren Werken bemerkbar, die keine Vertikalretorten- oder Kammeröfen, keine Wassergasanlagen und keine mechanischen Transporteinrichtungen besitzen und daher nicht ohne gelernte Arbeiter auskommen können. Ein Mangel an Gasverbrauchsapparaten, wie Beleuchtungskörpern, Messingfittings, Glühkörpern und Beleuchtungsgläsern, ist auch bei längerer Dauer des Krieges nicht zu befürchten, wenn auch eine Verteuerung mancher Artikel eintreten wird. Allerdings werden die wirtschaftlichen Erfolge der deutschen Gasindustrie während des Krieges und wohl auch noch einige Jahre danach hinter den bisherigen merklich zurückbleiben. (Chemiker-Zeitung 1915, S. 81 u. 82.) Sander. Diesellokomotive. Die Versuchsfahrten mit der ersten Diesellokomotive (D. p. J. Bd. 328 S. 760), die auf der Strecke Berlin–Mansfeld ausgeführt wurden, sind im Frühjahr 1914 wegen Beschädigung der Hauptmaschine unterbrochen worden. Textabbildung Bd. 330, S. 145 Abb. 1. Bemerkenswert bei dieser Lokomotive ist noch der Massenausgleich, der, um einen ruhigen Lauf des Fahrzeuges zu erhalten, mit besonderer Sorgfalt ausgeführt ist. Je zwei gegenüberliegende Zylinder (Abb. 1) der Vierzylinder-Hauptmaschine in V-Anordnung liegen in einer gemeinsamen Ebene und wirken auf einen gemeinsamen Kurbelzapfen. Je zwei Zylinder T sind unter 90° zueinander und alle zusammen unter 45° zur Gleisebene geneigt. Die Kurbelwelle ist zwischen den Rahmenblechen eingepaßt und macht bei einer Fahrt von 100 km/Std. 304 Uml./Min. Sie ist in dem aus Stahlguß hergestellten Maschinenfundament dreimal gelagert und besitzt zwei unter 180° versetzte Arbeitskurbeln. An den Enden der Kurbelwelle sind zwei mit Ausgleichmassen G versehene Kurbelscheiben aufgepreßt. Durch diese Anordnung werden die Massenkräfte der hin- und hergehenden Triebwerksteile durch die Zentrifugalkräfte der Kurbeln, Kuppelstangen und entsprechenden Ausgleichsmassen ausgeglichen (D. R. P. Nr. 210385 und 199220). Die Beschleunigungsdrücke Q der hin- und hergehenden Massen M berechnen sich zu: Q = M . r . w2 . cos α + M . r . w2 . λ . cos 2 α, Textabbildung Bd. 330, S. 146 Abb. 2. Textabbildung Bd. 330, S. 146 Abb. 3. wo r der Kurbelradius, w die Winkelgeschwindigkeit bedeutet. Der erste Ausdruck der Gleichung bezieht sich auf die primären Kräfte bei Annahme unendlich langer Schubstangen, das zweite Glied bezieht sich auf die sekundären Kräfte, die durch die endliche Länge der Schubstange entstehen. Bei Betrachtung zweier um 90° gegeneinander geneigter Zylinder ergibt die primäre Kraft links: M r w2 cos α, rechts: M r w2 cos (α + 270°) = – M r w2 sin α. Die Resultierende wird dann: M\,r\,w^2\,\sqrt{cos^2\,\alpha+sin^2\,\alpha}=M\,r\,w^2. Daraus folgt, daß die primäre Kraft für alle Drehwinkel gleich groß bleibt (Abb. 2), sie läßt sich also durch die Gegengewichte G vollständig ausgleichen. Die Gegengewichte können dann auch noch zum Ausgleich der Zentrifugalkräfte der Kuppelstangen und der Kurbelwelle dienen. In den Triebrädern sind dann noch dementsprechende Gegengewichte für die rundlaufenden Massen angebracht. Die sekundären Kräfte der Triebwerkteile der Hauptmaschine sind nicht ausgeglichen. Sie ergeben bei jeder Kurbelstellung nur eine wagerecht gerichtete Resultierende. Es entstehen dadurch aber weder senkrechte Schwingungen, noch schlingernde Bewegungen, da die Resultierenden bei beiden Kurbeln jeweils gleich gerichtet, sind (Abb. 3). Textabbildung Bd. 330, S. 146 Abb. 4. Als Hilfsmaschine dient eine stehende Zweizylinder-Zweitaktdieselmaschine (Abb. 4) von 250 PS (H). Anden beiden um 180° versetzten Kurbeln greifen zugleich auch die Schubstangen der beiden liegend angeordneten mehrstufigen Luftpumpen K an. Die primären Kräfte werden durch Gegengewichte in den beiden Schwungrädern ausgeglichen. Die sekundären Massenkräfte der Hilfsmaschinen finden ihren Ausgleich durch die kleinen Schwungmassen M1. Die Massen M1 besitzen dabei eine doppelt so große Drehzahl als die Kurbelwelle. (Glasers Annalen f. Gewerbe und Bauwesen 1914 S. 127 bis 131.) W. Ueber die Explosibilität von Luft-Ammoniak-Gemischen haben E. Schlumberger und W. Piotrowski nähere Untersuchungen angestellt. Die Veranlassung hierzu gab eine Explosion, die durch das Ausströmen von Ammoniak aus einer defekt gewordenen Kältemaschine erfolgt war. Die Explosibilität von Sauerstoff-Ammoniak-Mischungen ist bereits vor mehr als 100 Jahren von Henry erkannt worden und in der Folge von mehreren Forschern näher studiert worden, dagegen wurden Gemische von Ammoniak mit Luft bisher allgemein für nicht explosiv gehalten. Der Grund, weshalb die Explosibilität solcher Mischungen bisher nicht beobachtet wurde, liegt nach Ansicht der Verfasser in der ungünstigen Auswahl der zu den früheren Versuchen verwendeten Gefäße sowie in der Art der Zündung. Sie verwendeten als Explosionsgefäß einen kugelförmigen Glaskolben, weil in einem kugeligen Gefäß die Verbrennung am vollständigsten verläuft. Die Zündung geschah mit Hilfe eines Induktionsfunkens, und zwar an Platinelektroden, die in Glasröhren eingeschmolzen und mittels eines Gummistopfens in die Mitte des Explosionsgefäßes eingeführt waren; der Abstand der Elektroden voneinander betrug 6 mm. Um nur einen Funkenschlag von wohldefinierter Stärke zu erhalten, wurde im Primärstromkreis ein Pendelunterbrecher, dessen Konstruktion näher beschrieben wird, angewandt. Das zu den Versuchen verwendete Ammoniak wurde aus einer Bombe entnommen und war hundertprozentig. Es zeigte sich die auch bei anderen Gasen gemachte Beobachtung, daß Gemische von völlig trockenem Ammoniak und über Phosphorpentoxyd getrockneter Luft nicht explodierten, wogegen eine Spur von Feuchtigkeit schon eine Explosion möglich machte. Der 500 ccm fassende Explosionskolben wurde mit Hilfe einer Wasserstrahlpumpe bis auf einen Druck von etwa 12 mm luftleer gemacht, dann wurde eine abgemessene Menge Ammoniakgas eingelassen und hierauf Luft, die mittels Chlorkalzium und Schwefelsäure getrocknet war, eingeleitet. Sodann wurde das Gasgemisch kräftig durchgeschüttelt und durch den Induktionsfunken zur Explosion gebracht. Auf diese Weise ergab sich ein Explosionsbereich von 16,5 bis 26,8 Volumprozenten Ammoniak. Zum Vergleich wurden auch verschiedene Ammoniak-Luft-Gemische in der Bunte-Bürette zur Explosion gebracht, es zeigte sich jedoch bei dieser Versuchsanordnung keine eigentliche Explosion, sondern nur eine fortschreitende Verbrennung, und zwar wurde zwischen den Grenzen von 19 bis 25 v. H. Ammoniak das Auftreten einer Flamme beobachtet. Weitere Versuche über den Einfluß verschiedener Gefäßformen und Gefäßgrößen, sowie des Elektrodenmaterials, der Zündungsart und des Feuchtigkeitsgehaltes der Gase auf die Größe des Explosionsbereiches sind im Gange. (Journal für Gasbeleuchtung 1914 S. 941 bis 943.) Sander. Wirtschaftlichkeit von Schiffsturbinenanlagen mit Rädergetriebe. Die wirtschaftlichen Aussichten, welche die Verwendung von Turbinen mit Zahnräderübersetzung für den Schiffsantrieb eröffnet, werden durch einige Zahlenangaben beleuchtet, die einem im Journal of the American Society of Naval Engineers (November 1914) veröffentlichten Aufsatz von W. W. Smith entnommen sind. Nachdem bereits mehrfach Rädergetriebe gebaut und erprobt sind, die mit einem Ritzel eine Leistung von 6000 PS und mehr übertragen, scheint seine Verwendung für Schiffsturbinenanlagen größter Leistung nur noch eine Frage der Zeit zu sein. Im Hinblick hierauf ist die Vergleichstafel, Tab. 1, von Interesse, die für einen Schnelldampfer vom Vaterland-Typ einmal bei direktem Turbinenantrieb, sodann bei indirektem Turbinenantrieb mit Rädergetriebe aufgestellt ist. Bei gleicher effektiver Schubleistung wie bei der ausgeführten Anlage verringert sich die Turbinenleistung bei der indirekt wirkenden Turbinenanlage durch die angenommene Verbesserungdes Propellerwirkungsgrades von 73000 PS auf 67400 PS, so daß unter Annahme von zwei Ritzeln für jedes Getriebe der Vierwellenanlage jedes Ritzel rund 8400 PS überträgt. Diese Leistung ist also nicht erheblich größer als bei den größten bereits ausgeführten Getrieben. Einen Maßstab für den durch Einbau einer indirekt wirkenden Turbinenanlage erzielbaren wirtschaftlichen Gewinn gibt die Erhöhung des Jahresverdienstes. Sie errechnet sich aus der Verminderung der Kohlenkosten und der Löhne des Heizraumpersonals, den verringerten Kosten für Verzinsung, Versicherung und Tilgung, der Verringerung der Reparatur- und Unterhaltungskosten und schließlich aus der Erhöhung des Betriebsgewinnes durch die Ausnutzung des ersparten Maschinen- und Kohlengewichtes, das der Vergrößerung der Ladefähigkeit zugute kommt, zu nicht weniger als etwa 3½ Mill. Mark. Ein wichtiges Arbeitsfeld eröffnet das Uebersetzungsgetriebe der Turbine auf dem Gebiete des Frachtdampferbaues, das die Kolbenmaschine bisher unumschränkt beherrschte. Einen Ueberblick über die hier zu erwartenden wirtschaftlichen Gewinne gibt die für zwei verschiedene Frachtdampfertypen aufgestellte Vergleichstafel, Tab. 2. Größere Bedeutung als für den Handelsschiffbau dürfte der indirekte Antrieb für den Kriegsschiffbau haben. Neben dem betriebswirtschaftlichen Vorteil, der Tabelle 1 Textabbildung Bd. 330, S. 147 Direkter Turbinenantrieb; Turbinenantrieb mit Rädergetr.; Ersparnis beim Turbinenantrieb mit Rädergetriebe; absolut; v. H.; Propellerdrehzahl i. d. Min. bei 23,5 kn Geschwindigkeit; Hochdruckturbine; Drehzahl der Turbinen i. d Min.; Niederdruckturbine; Uebersetzungsverhältnis; Propellerwirkungsgrad; Schubleistung für 23,5 kn Geschwindigkeit; Effektive Leistung für 23,5 kn Geschwindigkeit (gemessen an Propellerwelle); Spez. Dampfverbrauch bez. auf die effektive Leistung; Hauptmaschinen allein; Hauptmaschinen einschl. Hilfsmasch.; Spez. Dampfverbrauch bez. auf die Schubleistung; Hauptmaschinen allein; Hauptmaschinen einschl. Hilfsmasch.; Spez. Kohlenverbrauch bez. auf effekt. Leistung; für einen Tag; Kohlenverbrauch; für eine Reise (3520 Seemeilen); für ein Betriebsjahr (24 Reisen); Kohlenkosten gerechnet mit 13,50 M/t; für einen Tag; für eine Reise; für ein Betriebsjahr; Löhne für Heizraumpersonal; Gesamtkosten der Maschinen- und Kesselanlage; Zinsen, Versicherung, Tilgung, Reparatur- und Unterhaltungskosten; Gewicht der Maschinen- und Kesselanlage; Gewicht der erforderlichen Kohlen (Bunkerinhalt); Gesamtgewicht der Maschinen- und Kesselanlage einschl. Kohlen; Erforderliche Bodenfläche der Turbinenanlage; Bemerkung: Die angegebenen Dampf- und Kohlenverbrauchswerte gelten für einen verfügbaren Kesselüberdruck von 16,5 kg/cm2, 95 v. H. Vakuum und unter Annahme neunfacher Verdampfung. Tabelle 2 Textabbildung Bd. 330, S. 148 a) Großer mäßig schneller Frachtdampfer; b) Langsamer Frachtdampfer; Kolbenmasch-Antrieb; Indirekter Turbinenantrieb; Ersparnis d. ind. Antr. v. H.; Spez. Dampfverbrauch einschl. Hilfsmaschinen; bez. auf indiz. bzw. äquiv. Leistung kg/PS-Std.; bez. auf eff. Leistung a. d. Prop.-Welle; Spez. Kohlenverbrauch einschl. Hilfsmaschinen; Gewicht der Maschinenanlage; Bemerkung: Der Kohlenverbrauch ist errechnet unter Annahme einer zehnfachen Verdampfung. Tabelle 3 Textabbildung Bd. 330, S. 148 a) Linienschiff; b) Zerstörer; Direkter Turbinenantrieb; Indirekter Turbinenantrieb; Ersparnis d. ind. Antr. v. H.; Propellerdrehzahl in der Minute; Spez. Dampfverbrauch der Hauptmaschine bez. auf eff. Schubleistg.; bei Volldampfleistung kg/PS-Std.; bei Marschleistung; Gewicht; Turbinenanlage; Kessel und zugehörige Hilfsmaschine; Hauptmaschine und Kesselanlage; Schiffshilfsmaschinen; Gesamte Maschinenanlage; Brennstoff; Gesamte Maschinenanlage einschl. Brennstoff; Bemerkung: Die für Marschleistung angegebenen Dampf Verbrauchswerte gelten bei der Linienschiffsanlage für rund 19 kn Geschwindigkeit, bei der Zerstöreranlage für rund 25 kn. in der Vergrößerung der Dampfstrecke zutage tritt, fällt hier die mögliche Ersparnis an Gewicht und Platz, die für die Verstärkung von Bewaffnung und Panzerung nutzbar gemacht werden kann, recht erheblich ins Gewicht. Die angefügte Vergleichstafel, Tab. 3, zwischen direktem Turbinenantrieb und Turbinenantrieb mit Rädergetriebe läßt dies bei den behandelten beiden Schiffstypen, einem Linienschiff von 21 kn Geschwindigkeit und einem Zerstörer von 30 kn, deutlich erkennen. Die angegebenen Dampfverbrauchswerte sind mit Rücksicht auf den verschieden hohen Propellerwirkungsgrad bei direktem und indirektem Antrieb auf die nutzbar gemachte Schubleistung bezogen; sie geben also die Möglichkeit eines direkten Vergleichs der jeweiligen Dampfökonomie. Von größter Wichtigkeit für Kriegsschiffsanlagen, die im Gegensatz zu Handelsschiffsanlagen nur vorübergehend mit der Volldampfleistung arbeiten, ist der Dampfverbrauch bei verringerter Leistung. Die Zahlenwerte der Tab. 3 zeigen, daß gerade unter Marschfahrtverhältnissen der Vorteil des indirekten Turbinenantriebes in erhöhtem Maße in die Erscheinung tritt. Kraft. Amerikanische Dampflokomotiven. Ueber amerikanische Dampflokomotiven großer Leistung wurde bereits in D. p. J. Bd. 330 S. 112 berichtet. Von den Baldwin Lokomotivwerken in Philadelphia wurde nun für die Erie-Bahn eine Lokomotive der Centipede-Bauart gebaut, die die stärkste Dampflokomotive der Gegenwart darstellt. Sie ist für den Schiebedienst auf einer 13 km langen Steigung von 11 v. T. bestimmt. Diese Lokomotive mit gewaltiger Zugkraft, wie sie amerikanischen Verhältnissen entspricht, ist eine Triplex-Malletlokomotive. Wie die Abb. zeigt, ist an die 2-8-8 Malletanordnung eine dritte Triebradgruppe 8-2 angefügt, auf der der Tender ruht. Auf diese Weise wird auch das Tendergewicht als Reibungsgewicht ausgenutzt. Das Gesamtgewicht der Maschine mit Tender ist etwa 390 t, die größte Achsbelastung 30 t, das gesamte Reibungsgewicht etwa 345 t. Mit einer angenommenen Reibungsziffer von 1/4,5 ergibt sich für die vordere und mittlere Triebradgruppe eine Zugkraft von je 26000 kg, für die hintere Triebradgruppe bei verringerten Wasser- und Kohlenvorräten eine solche von 20000 kg, so daß die gesamte Zugkraft der Lokomotive etwa 72000 kg beträgt. Die Gestellrahmen sind als Barrenrahmen aus Vanadiumstahl hergestellt. Der Dampfkessel ruht fest auf dem Mittelgestell. Der Tenderkasten mit Wasser- und Kohlenvorräten ist mit dem hinteren Gestell verbunden. Die Feuerbüchse enthält einen Rost von 3,65 m Länge, durch besondere in der Feuerbrücke eingelegte Röhren wird hier vorgewärmte Zusatzluft zugeführt. Es ist eine mechanische Feuerungseinrichtung vorgesehen. Der Dampfkessel besitzt einen Schmidtschen Ueberhitzer von 53 Elementen mit 142 m2 Heizfläche, die Rohrheizfläche beträgt 600, die Rostfläche 8,4 m2. Die Triebwerkteile (Zylinder, Trieb- und Kuppelräder) sind einander gleich ausgeführt. Die Triebräder haben 1,6 m ∅, die Zylinder 915 mm, bei 812 mm Hub. Der überhitzte Dampf wird zuerst durch feste Rohrleitungen in die Hochdruckzylinder des Mittelgestells geleitet. Vom rechtseitigen dieser Zylinder fließt der Dampf in die beiden Zylinder des Vordergestells, vom linksseitigen in diejenigen des Hintergestells. Die Dampfzylinder besitzen Heusinger-Steuerung mit Kolbenschiebern für Inneneinströmung. Der aus den vorderen Zylindern ausströmende Dampf geht in üblicher Weise durch das Blasrohr, der Abdampf des hinteren Zylinderpaares wird in einen unter dem Tenderkasten befindlichen Speisewasservorwärmer geleitet. Zur Förderung des auf 95° vorgewärmten Speisewassers in den Dampfkessel dienen zwei Warmwasserpumpen. (Schweizer Bauzeitung 1915 S. 29 bis 31.) W. Frühzündungen bei Hochofengasmaschinen. Bei einer Hochofengasmaschinenanlage traten zuweilen Frühzündungen auf, die bei der sorgfältigen Ueberwachung der Maschinen nicht, wie gewöhnlich angenommen wird, nur auf die glimmenden Schmierölreste und Staubkrusten zurückzuführen sind. Die Ursachen hierzu sind vielmehr in der Aenderung der Zusammensetzung des Gichtgases bzw. des Ladegemisches zu suchen. Das Gichtgas eines jeden Hochofens bei diesem Eisenwerk geht zunächst durch einen Trocken- und dann durch einen Naßreiniger, die den Staubgehalt des Gases auf 1,00 bis 0,8 g/m3 verkleinern. Die so vorgereinigten Hochofengase werden dann in einen gemeinsamen Sammelkanal geleitet. Das für den Gasmaschinenbetrieb notwendige Gas wird durch drei Rohrstränge, die in den Sammelkanal gleichmäßig einmünden, nach je vier GruppenZentrifugalwaschern geleitet, in denen der Staubgehalt des Hochofengases auf 0,04 bis 0,03 g/m3 verkleinert wird. Die Gasmaschinenanlage besteht aus: 1. Elektrische Zentrale, mit Drehstrom 5000 Volt. Drei doppeltwirkende Viertaktmaschinen zu 1200 PS, zwei desgleichen zu 2200 PS; 2. Antriebsmaschinen für die Drahtstraße. Eine doppeltwirkende Zweitaktmaschine zu 2000 PS; 3. Gasgebläsemaschinen. Zwei einfachwirkende Viertaktgasmaschinen mit je einem Zylinder zu 600 PS; eine einfachwirkende Viertaktmaschine in Zwillingstandemanordnung zu 1200 PS; eine doppeltwirkende Viertaktmaschine in Zwillingstandemanordnung zu 3200 PS; drei doppeltwirkende Viertaktmaschinen in Zwillingstandemanordnung zu 2000 PS. Textabbildung Bd. 330, S. 149 Das Auftreten der Frühzündungen ist ziemlich regellos. Oft werden davon nur die zur elektrischen Zentrale gehörigen Maschinen betroffen, oft treten aber solche Zündungen nur an einzelnen Maschinen, sogar nur an einzelnen Zylinderseiten auf. Alle Maschinen werden hiervon in gleicher Weise in Mitleidenschaft gezogen, so daß nicht behauptet werden kann, daß eine besondere Gasmaschinenbauart Neigung zur Frühzündung hätte. Manchmal treten die Frühzündungen nur einzeln auf, manchmal aber so stark, daß der Parallelbetrieb der elektrischen Zentrale gefährdet wird. Um nun feststellen zu können, daß die Frühzündungen von der Zusammensetzung des Hochofengases abhängen, wurden in jedem Maschinenraum Anordnungen zur schnellen Probeentnahme des Gases aus der Leitung getroffen. Wenn die Frühzündungen nur einzeln auftreten, ist es naturgemäß nicht sicher, daß man eine für das Frühzündungsgas charakteristische Probe erhält. Dabei ist noch zu berücksichtigen, daß infolge der Frühzündungen die Maschinen sehr heiß werden und mehr zu Frühzündungen neigen, auch wenn wiederum in die Maschine normales Hochofengas eintritt. Die erhaltenen Gasproben enthalten fast immer etwas Sauerstoff, der wohl kaum aus dem Hochofen stammt, sondern durch Undichtigkeiten in den Rohrleitungen oder durch Fehler während der Probeentnahme zum Hochofengas hinzugekommen ist. Dementsprechend ist bei der Analyse des Gichtgases dieser Sauerstoff in Abzug zu bringen, ebenso die entsprechende vierfache Stickstoffmenge. Die so aus der chemischen Analyse errechneten Werte in v. H. sind in der Tabelle zusammengestellt. Der dabei angeführte Sauerstoffprozentsatz gibt den Prozentsatz des Qases vor der Umrechnung an. Datum CO2 CO H N O Normal 11,3 26,7 3,7 58,3 – 20. 8. 9,8 26,6 8,1 55,55 – 27. 8. 13,06 26,12 5,41 55,41 0,4 5. 9. 11,37 24,63 7,79 56,21 0,4 7. 1. 6,74 30,32 7,26 55,68 1,0 9. 1. 7,89 25,83 3,94 61,11 5,8 11. 1. 7,03 28,13 9,34 55,50 1,8 11. 1. 7,22 30,10 4,12 58,56 0,6 16. 1. 9,4 27,8 4,5 58,3 – 16. 1. 10,71 27,27 3,64 58,38 0,2 22. 2. 8,16 27,35 8,06 56,43 0,4 Aus dieser Tabelle kann entnommen werden, daß der Wasserstoffgehalt des Frühzündungsgases durchschnittlich höher als derjenige des normalen Gichtgases ist. Sämtliche Frühzündungen lediglich auf wasserstoffreiches Gemisch zurückführen zu wollen, scheint aber nicht berechtigt zu sein. Wasserstoffreiches Gemisch kann nun durch ungar vergichteten Koks entstehen, der bei hoher Temperatur eine gewisse Menge Wasserstoff abspaltet. Dies erscheint aber unwahrscheinlich, denn es müßte dabei auch ein derart hoher Prozentsatz von C O entstehen, wie er in Wirklichkeit beim Hochofengas nicht vorkommt. Außerdem würde auch die Abspaltung des Wasserstoffes aus dem Koks gleichmäßiger erfolgen, so daß das plötzliche Auftreten von Frühzündungen dadurch nicht erklärt werden kann. Schließlich müßte dabei auch Methan entstehen, das ist aber im Gichtgas nicht zu finden. Wasserstoffreiches Gemisch kann auch durch Zersetzung von Wasser entstehen, bei höheren Temperaturen. Der im oberen und mittleren Teile des Hochofens zersetzte Wasserdampf stammt aus der Nässe der Beschickung. Die plötzlich stark auftretenden Frühzündungen weisen darauf hin, daß eine momentane Zersetzung größerer Wasserdampfmengen stattfindet. Der die Zersetzung des Wasserdampfes ausführende Kohlenstoff muß dabei in fein verteiltem glühendem Zustande, also in Rußform vorhanden sein. Solcher Kohlenstoff entsteht sicherlich beim Hängenbleiben des Ofens. Stürzt dann die Beschickung nach, so wird die glühende Rußwolke beim Abziehen durch die Gicht den Wasserdampf zersetzen. Frühzündungen sind somit besonders beim Stürzen oder ruckweisen Ziehen des Hochofens zu erwarten. Die Betriebserfahrungen bestätigen dies. Zur Vermeidung von Frühzündungen ist eine gute Kühlung des Gases und ebenso eine gute Zwischenkühlung des Gasgemisches auch in den Pumpen vorteilhaft. Hochofengase mit sehr geringem Staubgehalt, der besonders durch Trockenreinigung erreicht wird, zeigen stets weniger Neigung zur Bildung von Frühzündungen. (Stahl und Eisen 1915, S. 65–71.) W. Zur Untersuchung von Formsand. Wenn sich in Gußstücken Hohlräume und andere Gußfehler zeigen, ohne daß die Analyse des Metalls auf eine fehlerhafte Zusammensetzung schließen läßt, so muß der Formsand untersucht werden. Zu diesem Zwecke bestimmt man in der Regel die Größe und Gestalt der Körner, die Wasserdurchlässigkeit von gestampften und getrockneten Sandproben, sowie die chemische Zusammensetzung des Sandes, und gewinnt hierdurch bis zu einem gewissen Grade einen Anhalt über die Güte des Formsandes und seine Brauchbarkeit. Dieses Prüfungsverfahren läßt jedoch in vielen Fällen nicht mit Sicherheit erkennen, ob ein Material brauchbar ist oder nicht, weil es keine Auskunft über die Frage gibt, ob der Sand auch in Berührung mit dem stark überhitzten, flüssigen Metall durchlässig bleibt, was durchaus nicht immer der Fall ist. Für diese Frage ist es dann wichtig, die mineralogische Zusammensetzung des Formsandes zu kennen, vor allem zu wissen, ob die Tonerde als Ton oder als ein Tonerdesilikat vorhanden ist. Da dies nicht ohne Schwierigkeit zu entscheiden ist, erscheint ein Vorschlag von A. Schmid zur schnellen Beurteilung der Brauchbarkeit eines Formsandes bemerkenswert (Stahl u. Eisen 34. Jahrg, S. 1428). Danach wird zunächst eine Durchschnittsprobe des Sandes von etwa ½ kg angefeuchtet, zerrieben, gut durchgemischt und ein Teil davon bis zur Erreichung der Knetbarkeit mit Wasser versetzt. Schon hierbei lassen sich deutliche Unterschiede erkennen. Der eine Sand zeigt gleichmäßige Beschaffenheit, feine, scharfkantige Körner, und ist mit wenig Wasser leicht formbar. Ein anderer läßt neben groben Körnern erdige Knötchen fühlen und läßt sich auch mit mehr Wasser nicht gut kneten. Andere Sande wieder zeigen Uebergangserscheinungen, die nach einiger Uebung leicht unterschieden werden können. Die so vorbereitete Probe wird dann in ein Porzellanschiffchen gebracht und die Oberfläche glattgestrichen. Gute Sande lassen sich leicht glätten, sind elastisch, und ihre Oberfläche ist nachher matt und feinkörnig. Magere Sande lassen sich nicht gut streichen, fette kleben, reißen auf und geben glänzende Oberflächen. Weiter trocknet man bei 140° C. Gute Sande werden hierbei fest, ohne sich äußerlich wesentlich zu verändern. Schlechte Sande schwinden stark und geben oft Risse. Sind sie zu mager, so werden sie zu locker. Um endlich einen Anhalt über die Durchlässigkeit zu gewinnen, läßt Schmid einen Tropfen Wasser auf die getrocknete Probe fallen. Je nach der Güte des Sandes wird der Wassertropfen mehr oder weniger schnell von ihm aufgesaugt. Die Prüfung auf Feuerbeständigkeit erfolgt in einem elektrischen Ofen bei 1350°C während ½ Stunde. Das Aussehen der Probe nach dem Brande ist für die Güte maßgebend. Gute Sande zeigen keine Schwindung, ihre Oberfläche ist feinkörnig und eben. Je schlechter das Material, um so mehr ist es geschwunden, gesintert und verglast. Auch zeigt schlechter Sand oft Rißbildung und Aufblähungen. Ergebnisse der Formsandprüfung. Nr. Analyse Glüh-verlustv.H. Beobachtungen beim Wasser-aufnahme nachdem Trocknen Beobachtungennach demGlühen Wasser-aufnahme nachdem Glühen SiO2 Fe2O3 Al2O3 CaO MgO Formen Trocknen 1 75,03 3,15 13,55 Spur 0,83 4,75 Ziemlich fein-körnig. Gut bild-sam. Etwasklebrig Risse, ohne sonstzu schwindenHart Rasch Glasiert. Starkaufgebläht Keine Aufnahme 2 82,09 2,82 10,12 0,36 0,61 2,07 Gleichmäßig.Ziemlich fein-körnig. Mit vielWasser gut bild-sam. Etwasklebrig Keine Risse.Hart Rasch Glasiert. Starkaufgebläht Sehr langsam 3 75,81 4,00 10,40 0,32 0,72 3,04 Feinkörnig. Mitviel Wasser gutbildsam. Wenigerklebrig als Nr. 1 Keine Risse.Hart Sehr rasch Unverändert Sehr rasch 4 83,67 2,19 7,36 0,25 0,35 1,53 Sehr feinkörnigSehr gleichmäßigGut bildsam mitziemlich vielWasser Keine Risse.Hart Sehr rasch Unverändert Sehr rasch Ausschlaggebend für die Verwendbarkeit ist jedoch erst die Durchlässigkeitsprüfung mit der geglühten Probe. Je schneller ein auf diese gebrachter Wassertropfen verschwindet, um so besser ist der Sand. Zum Beweis dessen, daß die Analysenwerte allein bei der Beurteilung von Formsanden wenig nutzen, und daß sich die Ergebnisse der beschriebenen Untersuchungsmethode, obgleich sie keine Zahlenwerte lieferte, eindeutig ausdrücken lassen, gibt Schmid einige Beispiele, die in vorstehender Tabelle wiedergegeben sind: Es handelt sich dabei um vier Sande, die mit Nr. 1 bis 4 bezeichnet sind. Die Ergebnisse zeigen, daß Nr. 4 der beste Formsand ist. Die Anwendung der Sande Nr. 1 und 2 ergab Fehlgüsse trotz guter Zusammensetzung des Eisens. Sand Nr. 2 hat zwar eine gegenüber Nr. 3 günstigere chemische Zusammensetzung: mehr Kieselsäure bei gleichem Tonerdegehalt und weniger Eisenoxyd bei geringerem Glühverlust. Dennoch zeigte er sich unbrauchbar, als beim Glühen die gefährliche Eigenschaft des Verglasens zutage trat. Das Verfahren läßt sich sowohl bei Sanden für Trockenformen und feuchte Formen, wie bei Kernsandmischungen und beim Prüfen von Kernbindemitteln verwenden. Loebe. Amerikanische und deutsche Anordnung technischer Zeichnungen. Es ist bekannt, daß für die Anordnung der einzelnen Ansichten oder Projektionen, mit denen wir auf unseren technischen Zeichnungen Maschinen oder deren Teile darstellen, in Nordamerika ein anderer Brauch herrscht als bei uns. Deutlicher als Worte wird die Darstellung eines Maschinenteils den Unterschied kennzeichnen (Abb. 1 und 2). In Deutschland „klappt“ man den darzustellenden Gegenstand aus der Hauptstellung zur Seite und projiziert ihn dann aufs Papier, in Amerika setzt man die Ansicht von links auf die linke Seite, die von rechts auf die rechte. Beide Verfahren haben wohlgenau die gleiche Berechtigung. Wo sie üblich sind, werden sie jedenfalls von den Beteiligten, d.h. vom Ingenieur und vom Arbeiter wohl verstanden, wenn sie mit Aufmerksamkeit und Verständnis betrachtet werden, Irrtümer können, da Irren menschlich ist, bei beiden Arten der Darstellung vorkommen. Gefährlich wird die Sache erst dann, wenn beide Darstellungsweisen durcheinander gebracht werden. Textabbildung Bd. 330, S. 151 Abb. 1. Deutsche Darstellung. Textabbildung Bd. 330, S. 151 Abb. 2. Amerikanische Darstellung. Der Kampf zwischen den beiden Arten ist alt; immer wieder ist bald für die eine, bald für die andere Stellung genommen worden (s. z.B. Werkstattstechnik 1912 Heft 1, 1914 Heft 7 und 24). Während auf der einen Seite außer sachlichen Gründen hauptsächlich geltend gemacht wird, daß unsere den gewöhnlichen Regeln der darstellenden Geometrie entsprechende Art der Wiedergabe nun doch einmal in Deutschland die gebräuchliche und daher gewohnte sei, von der Abweichungen Irrtümer verursachen können, wird von anderen Seiten eine größere Anschaulichkeit für das amerikanische Verfahren in Anspruch genommen. „Dieses amerikanische Verfahren“, sagt Riedler (Maschinenzeichnen 2. Aufl. S. 84), „gestattet bei konsequenter Durchführung fehlerlose Darstellung und hat den großen Vorzug, daß es anschaulich ist und den Arbeiter, der nicht darstellende Geometrie studiert hat, instand setzt, sich die wirkliche Körperform durch Zusammenklappen der Einzelbilder zu versinnlichen“. In „Werkstattstechnik“ 1915 Heft 3Der Aufsatz ist auch veröffentlicht in Z d. V. d. I. 1915 Heft 8. spricht sich auch F. Ruppert für die amerikanische Darstellungsweise aus mit der Begründung, daß es der Vorstellung des Arbeiters zuwider sein müsse, einen schweren Gegenstand, etwa eine ganze Maschine, nur für die Darstellung umzuwenden, um ihn richtig auf die Zeichnung zu projizieren, daß es vielmehr für ihn natürlicher sei, den Gegenstand ruhig an seinem Ort zu belassen und um ihn herumzugehen, um zu erfahren, wie er auf seinen verschiedenen Seiten aussieht. Demgegenüber könnte man wohl sagen, daß es dem Arbeiter, der einen kleinen Maschinenteil mit der Zeichnung vergleicht, ebenso unnatürlich vorkommen müßte, um diesen Gegenstand herumzugehen, um ihn von der Seite anzusehen, statt ihn einfach in der Hand umzuwenden. Und bei diesem Umwenden ergibt sich das deutsche „Klappen“ einfacher als die für die amerikanische Darstellung außerdem noch nötige Verschiebung. Aber das ist vielleicht Ansichtssache, insbesondere Sache der Vorstellung und der Uebung. Uebrigens ist nicht zu vergessen, daß der Arbeiter, dem ja natürlich die Vorstellung zum Projizieren der nach verschiedenen Richtungen geklappten Maschine schwerer fällt, als dem Konstrukteur, gerade bei größeren Stücken selten seine Maschine auf die Zeichnung, sondern die Zeichnung auf die Maschine projizieren wird. Für seinen Gedankengang ist natürlich zunächst das Materielle, die Maschine das Gegebene. So wird er tatsächlich mit der Zeichnung in der Hand um die Maschine herumgehen, wobei es dann wirklich gleichgiltig ist, ob er die erforderliche Ansicht etwas weiter links oder rechts auf dem Papier findet. Wenn er nur weiß, wo sie zu finden ist, und das eben ist Sache der Gewohnheit. Wir sagen ja auch zweiundachtzig und schreiben 82, erst die acht und dann die zwei (und werden uns kaum dem allerdings vielleicht zweckmäßigeren englisch-amerikanischen Brauch fügen, erst die Zehner und dann die Einer zu sprechen). Schließlich ist ja doch unsere ganze technische Darstellungsweise so sehr Sache der Abmachung, enthält so viele Zeichen, zeichnerische Abkürzungen und Vereinfachungen, daß sie doch nur vom Eingeweihten verstanden wird. Bekanntlich gehört ein hohes Maß von Anschauungsgabe und Uebung dazu, durch eine verwickeltere technische Zeichnung restlos durchzufinden, so daß man füglich auch die Fähigkeit beim Arbeiter voraussetzen kann, die Projektionen richtig zusammenzusetzen. Scheint also ein praktischer Grund weder besonders für die eine noch für die andere Darstellungsweise zu sprechen, so ist zu fragen, ob ein inneres, theoretisches Bedenken gegen eine davon vorliegt. Ruppert zeigt, daß auch hier beide gleichberechtigt sind, da man die deutsche Darstellungsweise als Projektion auf die Flächeneiner nach vorn und oben offenen geometrischen Raumecke betrachten kann (Abb. 3), die dann auseinander geklappt werden, während bei der amerikanischen Art die Projektion auf die durchsichtig zu denkenden Flächen einer nach hinten und unten offenen Raumecke (Abb. 4) zu geschehen hat. (Bei Ausdehnung der Wiedergabe auf mehr als drei Projektionen sollte die Darstellung nach Abb. 5 erfolgen. Riedler (a. a. O. S. 85) macht darauf aufmerksam, daß dabei „leider oft die unterste Ansicht nicht wie konsequenter Projektion entsprechend auf dem Kopf stehend, sondern umgekehrt, mit Rechts- und Linksvertauschung gezeichnet wird. Damit wird wieder Irrtümern Tür und Tor geöffnet“.) Textabbildung Bd. 330, S. 152 Abb. 3. Textabbildung Bd. 330, S. 152 Abb. 4. Natürlich wäre es sehr zu begrüßen, wenn auch in dieser Frage eine Einheitlichkeit erzielt werden könnte. Da eine vollständige Einigkeit und damit Eindeutigkeit doch nicht besteht, gibt die deutsche Technik nichts auf, wenn sie sich dem amerikanischen Gebrauch anschließt, und ein bloßes Festhalten an ihrer eigenen Gewohnheit nur um nicht nachzugeben, wäre ihrer nicht würdig. Dagegen ist nicht zu erwarten, daß die amerikanische Praxis von ihrer Darstellungsart abzubringen sein würde. Kann also auch der von Ruppert befürwortete Vorschlag, in Deutschland die amerikanische Darstellungsweise anzunehmen, durch sachliche Gründe nicht überzeugend gestützt werden, so ist doch aus praktischen Rücksichten der Einheitlichkeit seine Befolgung durchaus zu wünschen.Beachtenswert ist, daß sämtliche behördlichen Zeichnungen von deutschem Heeresgerät ausnahmslos die amerikanische Art der Darstellung haben. Textabbildung Bd. 330, S. 152 Abb. 5. Dipl.-Ing. W. Speiser. Berechnung des Druckverlaufs in einer Dampfturbine sowie der Düsenabmessungen mit Hilfe des JS-Diagramms. Einen neuen Weg zur Feststellung des Druckverlaufs in einer Dampfturbine unter Verwendung des JS-Diagramms von Mollier gibt Dr. G. Zerkowitz in seiner Schrift „Thermodynamik der Turbomaschinen“ an. Er bezeichnet sein Verfahren als die Methode der geometrischen Oerter, da er zur Bestimmung des Dampfzustandes an einer beliebigen Stelle der Turbine zwei Kurven in das Diagramm zeichnet, deren eine der Kontinuitätsbedingung genügt, während die andere alle Punkte enthält, die der Energiegleichung A\,\frac{c^2}{2\,g}=i_1-i_2 entsprechen, wo A das mechanische Wärmeäquivalent, c die Geschwindigkeit, g die Fallbeschleunigung und i1 bzw. i2 die Wärmeinhalte an zwei verschiedenen Punkten des Dampfstromes darstellen. Der Schnittpunkt beider geometrischer Oerter ist der gesuchte Zustandspunkt. Als Beispiel diene die Bestimmung des Dampfzustandes beim Austritt aus dem Leitrad. Unter der Voraussetzung, daß das in der Zeiteinheit hindurchströmende Dampfgewicht G gegeben ist, kann man bei vorliegender Schaufelform mit bekanntem Querschnitt f für jeden Punkt den Wert auf der rechten Seite der Kontinuitätsgleichung \frac{G}{f}=\frac{c}{v} bestimmen, wo G das Dampfgewicht in der Sekunde, f den Durchflußquerschnitt, v das spezifische Volumen und c die Geschwindigkeit bedeuten. Nimmt man ferner an, daß der Anfangzustand des im Leitrade expandierenden Dampfes bekannt sei, so läßt sich die Geschwindigkeit c an einem beliebigen Punkte, der den Wärmeinhalt i haben möge, aus dem Wärmegefälle berechnen. Setzt man diesen Wert auf der rechten Seite der Kontinuitätsgleichung ein, so ist hierdurch auch das spezifische Volumen v an jener Stelle bestimmt. Textabbildung Bd. 330, S. 153 Abb. 1. Im JS-Diagramm läßt sich nun auf der den Wärmeinhalt i kennzeichnenden Wagerechten mit Hilfe der Kurven gleichen Volumens ein Punkt feststellen, der das spezifische Volumen v besitzt. Wiederholt man dies Verfahren unter Annahme verschiedener Wärmeinhalte und verbindet die den verschiedenen v entsprechenden Punkte, so erhält man, wie Abb. 1 zeigt, einen Linienzug Y' Y'', der der Kontinuitätsbedingung genügt. Andererseits ergibt sich bei Annahme eines gewissen Energieverlustes in der Beschaufelung für den Expansionsverlauf eine Kurve EE', die der Energiegleichung entspricht. Der Schnittpunkt A2d der Linienzüge erfüllt beide Bedingungen. Er kennzeichnet den Dampfzustand nach dem Austritt aus dem Leitrade. Bezeichnet A1 den Zustand vor dem Leitrade und nutzt man die Austrittsgeschwindigkeit der vorhergehenden Stufe aus, so trägt man das dieser Geschwindigkeit entsprechende Wärmegefälle von A1 nach oben bis A0 ab und legt der Berechnung von c das Gefälle A0 X zugrunde. Der zweite Schnittpunkt Ax2d der geometrischen Oerter ist bestimmend für Turbinen mit Ueberschallgeschwindigkeit, während der Punkt S, in dem die Tangente der Y-Kurve senkrecht steht, den Eintritt der adiabatischen Schallgeschwindigkeitkennzeichnet. Bei Ueberdruckturbinen ist auch für das Laufrad eine F-Kurve zu bestimmen. Praktische Bedeutung hat die Feststellung des Druckverlaufs bei der Untersuchung der Turbinenregelung. Bezeichnet zum Beispiel pm den Druck vor der mten Stufe bei Volllast, p m + 1 den Druck vor der m + 1 ten Stufe unter gleichen Verhältnissen, während p' m und p' m + 1 die Drücke bei Teillast darstellen, so läßt sich vielfach nachweisen, daß \frac{p\,m+1}{p\,m}=\frac{p'\,m+1}{p'\,m} ist. Somit bleiben die Austrittsgeschwindigkeiten aus den einzelnen Stufen konstant. Ist dies nicht der Fall, so ändert sich der Wirkungsgrad, da das Verhältnis der Umfangsgeschwindigkeit zur Dampfgeschwindigkeit mehr oder weniger vom günstigsten Wert abweichen wird. Auch für die zeichnerische Berechnung der Düsen erweist sich das JS-Diagramm als vorteilhaft. Man nimmt zur Lösung der genannten Aufgabe zunächst eine von der senkrechten Adiabate nach rechts abweichende Zustandskurve an. Dann trägt man die den einzelnen Punkten entsprechenden, aus dem Diagramm ersichtlichen Drücke p, wie Abb. 2 zeigt, als Abszissen und darüber die spezifischen Gewichte γ sowie die aus der Skala an der Seite der Mollier-Tafel abzugreifenden Geschwindigkeiten w als Ordinaten auf. Gleichfalls als Ordinaten zeichnet man die Werte des Produktes γ . w, berechnet dann mit Hilfe der Kontinuitätsbedingungen den Querschnitt f und trägt ihn in das Diagramm ein. Für praktische Zwecke genügt es, wenn man nach der Formel den kritischen Druck, sodann den engsten Querschnitt und ferner bei Annahme einer Expansion auf beliebigen Gegendruck den Austrittsquerschnitt bestimmt. Textabbildung Bd. 330, S. 153 Abb. 2. Schmolke. Statistik der Unfälle beim französischen Bergbau. Nach der vor kurzem vom Ministerium der öffentlichen Arbeiten zu Paris herausgegebenen amtlichen „Statistique de l'Industrie minerale en France et en Algérie“ betrug die Zahl der in den französischen Bergwerken während des Berichtjahres Verletzten insgesamt 58960; von diesen blieben 904 dauernd dienstuntauglich. 119 Sammelunfälle forderten 296 Opfer, darunter 66 tötliche. Schlagwetter- und Kohlenstaubexplosionen ereigneten sich fünf; durch sie wurden 79 Mann getötet, 6 erlitten dauernde Erwerbsunfähigkeit. Durch Ausströmen unatembarer Gase (Kohlensäure) verunglückten insgesamt 25 Arbeiter tötlich. Ursachen der Unfälle Kohlenbergwerke Andere Bergwerke Tagebaue und Steinbrüche Unfälle aufje 10000Bergleute Getötete Ver-letzte Unfälle aufje 10000Bergleute Getötete Ver-letzte Unfälle aufje 10000Bergleute Getötete Ver-letzte Stein- und Kohlenfall 1004,2 5,8 1000,0 1112,0 20,5 1095,1 204,4 7,2 221,3 Sprengstoffexplosionen 3,4 0,5 3,4 76,6 5,9 75,7 7,2 1,4 0,7 In Schächten SchachtstürzeSeilfahrt 13,1 4,0 1,20,3 76,8 3,8 88,9 2,3 5,5– 33,2 23 20,1 2,9 3,60,7 17,3 2,9 Förderbetrieb in der Grube 770,3 1,9 768,2 576,8 2,7 574,5 50,4 – 50,4 Gewinnungsarbeiten 478,6 0,1 478,5 811,6 – 811,6 440,0 – 527,5 Schlagwetter und Kohlenstaub 4,1 7,3 1,6 – – – – – – Andere Ursachen 545,2 1,4 818,9 442,7 3,2 440,0 381,3 2,2 455,6 In der vorstehenden Tabelle ist die auf je 10000 Bergleute entfallende Anzahl der Unfälle nach den hauptsächlichsten Ursachen zur Darstellung gebracht. Schorrig. Wirkt Azetylen auf Metalle ein? Ueber diese in technischer Hinsicht recht wichtige Frage haben H. Reckleben und J. Scheiber nähere Untersuchungen angestellt, worüber sie in der Chemiker-Zeitung 1915 S. 42 berichten. Das in üblicher Weise hergestellte Azetylen wurde bei gewöhnlichem Druck und bei Zimmertemperatur während eines Zeitraumes von 20 Monaten auf eine große Zahl verschiedener Metalle einwirken gelassen, und zwar wurde bei einer Versuchsreihe das Azetylen in rohem Zustande über die Metallproben geleitet, bei einer zweiten Reihe wurde das Gas vorher gereinigt und bei einer dritten Reihe außerdem noch getrocknet. Folgende Metalle bzw. Legierungen wurden zu den Versuchen verwendet: Zink, Zinn, Blei, Eisen, Kupfer und Nickel in Form von Pulver, ferner Messing, Rotguß, Neusilber, Phosphor-, Aluminium- und Kunstbronze, schließlich Letternmetall und Schnellot; die letzten acht in Form von Spänen. Das Ergebnis der Einwirkung war folgendes: Reines trockenes Azetylen wirkte auf keine der verwendeten Metallproben ein, auch reines feuchtes Azetylen rief bei den Metallen keine Veränderung ihres Aussehens hervor und bewirkte lediglich beim Nickel und beim Kupfer eine geringe Gewichtszunahme. Das ungereinigte feuchte Gas endlich ließ ebenfalls Zinn, Rotguß, Neusilber, Aluminiumbronze, Letternmetall und Schnellot fast völlig unverändert; Zink,. Blei, Messing und Nickel erfuhren eine Gewichtszunahme von weniger als 1 v. H., wogegen Eisen, Kunstbronze und Phosphorbronze eine Gewichtsvermehrung von 6,4 v. H. bzw. 6 v. H. bzw. 14,4 v. H. zeigten, ihren metallischen Glanz verloren und schwarz wurden. Am stärksten und raschesten wurde das Kupfer verändert, das eine sehr starke Gewichtszunahme aufwies und zum Teil von einerschwarzen Kruste bedeckt war. Die nähere Untersuchung ergab, daß sich hierbei jedoch kein Azetylenkupfer gebildet hatte, denn es gelang nicht, die Substanz durch Erhitzen oder durch Schlag zur Explosion zu bringen. Beim Behandeln des Kupfers mit Säure entwickelte sich kein Azetylen, dagegen Spuren von Schwefelwasserstoff, und es blieb eine schwarze humoide Substanz zurück. Derselbe Befund ergab sich bei der Untersuchung eines kupfernen Azetylenleitungsrohres, das sich im Betriebe verstopft hatte. Das aus dem Rohre herausgekratzte schwarze Pulver hatte keinerlei explosive Eigenschaften; es enthielt keine Kalziumverbindungen, dagegen reichlich Kohlenstoff. Die Verfasser befürworten auf Grund ihrer Untersuchungen die Verwendung von Kupfer und seinen Legierungen zur Installation von Azetylenanlagen, da eine Explosionsgefahr hieraus nicht entsteht. Es können lediglich Verstopfungen der Rohre auftreten, zu deren Verhütung sie die mit Azetylen in Berührung kommenden Metallteile zu vernickeln oder zu verzinnen empfehlen. Sander. Apparat zum Balligdrehen. Bei der Ausführung von Maschinen kommt es häufig vor, daß kugelförmige Stücke oder Teile einer Kugel sehr genau ausgeführt werden müssen, eine Arbeit, die nur schwer von Hand bewerkstelligt werden kann, während die bisher für diesen Zweck auf den Markt gebrachten Apparate keine befriedigende Genauigkeit gewährleisteten. Man hat nun einen Apparat konstruiert, der in Abb. 1 abgebildet ist und der sich bestens bewährt hat, da er von sehr kräftiger Ausführung ist und genau arbeitet. Dieser Apparat wurde für die Verwendung mit einer Hendey-Norton-Drehbank von 230 mm Spitzenhöhe gebaut. Er besteht, wie die Abb. 2 bis 5 erkennen lassen, aus einer Gußeisenplatte, die unmittelbar in der Schwalbenschwanzführung auf dem Hauptschlitten A angebracht ist, und zwar mittels zweier Keile C und C', die die Führung in ihrer ganzen Länge befestigen; die schwalbenschwanzförmige Aussparung in der Platte B ist mit Parallelflanken versehen; die beiden Keile, die gleichen Keilwinkel haben, werden einesteils vor und andernteils hinter dem Schlitten eingeführt, derart, daß sie sich gegenseitig ergänzen. Auf diese Weise ruht der Apparat vollständig auf dem Schlitten auf, was ihm eine große Stabilität verleiht. Außerdem kann er leicht aufgesetzt und abgenommen werden, ohne die Drehbank durch Schraubenlöcher beschädigen zu müssen, und man kann ihn leicht längs der schwalbenschwanzförmigen Führung quer zur Bank verstellen, um die richtige Lage des Apparates zu erhalten. Textabbildung Bd. 330, S. 155 Abb. 1. Auf der Platte B kann sich in einer geeigneten Bahn die durch den Kreissektor D gebildete Platte drehen, die mit einer Schwalbenschwanzführung für den Werkzeughalter P versehen ist, wie aus der Zeichnung rechts (Abb. 4) ersichtlich. Die Platte D dreht sich um den Zapfen E, der auf der Platte B mittels vier Schrauben befestigt ist und geführt wird mittels einer kreisförmigen Führungsleiste F, die von außen durch geeignete Keile verstellt werden kann. Textabbildung Bd. 330, S. 155 Abb. 2. Textabbildung Bd. 330, S. 155 Abb. 3. Textabbildung Bd. 330, S. 155 Abb. 4. Textabbildung Bd. 330, S. 155 Abb. 5. In einer Aussparung und gegen Späne geschützt ist der konische Zahnkranzsektor G angeordnet, der mit einem Ritzel H in Eingriff steht, das seinerseits auf einer Schneckenrad-Uebersetzung mittels Keil befestigt und mit dieser um einen in einer Oeffnungder Platte B angebrachten Zapfen I drehbar ist. Die Platte B ist mit zwei kleinen, auf ihrer unteren Fläche angegossenen Auflagestützen versehen, die in die Aussparung zwischen den Schwalbenschwanzführungen des Schlittens hineinragen. Diese beiden Auflagestützen dienen zur Befestigung der Schnecke L des Schlittens, wie aus Abb. 5 hervorgeht. Diese greift in die Schneckenrad-Uebersetzung ein, auf der das Ritzel H aufgekeilt ist. Die Kreisbewegung wird dem Tische durch die Schnecke L des Schlittens erteilt, die für diese Drehbankkonstruktion mit einer großen Anzahl Geschwindigkeiten ausgerüstet ist und mittels eines Nortonschen Vorschubkastens den geeigneten Vorschub zu wählen gestattet. Die Schnecke L ist die gleiche wie an der Drehbank und die Steigung der Schnecke ist derart gewählt, daß sie mit jener in Eingriff kommt. Die Schneckenrad-Uebersetzung betätigt das konische Rad H, das seinerseits in den konischen Zahnkranzsektor G eingreift und den Tisch D in Umdrehung versetzt. Die Anschläge M und N verhindern einen zu großen Hub der Scheibe D; Schutzvorrichtungen aus Filz dienen zur Reinhaltung der kreisförmigen Bahnen und verhindern das Eindringen von Spänen in die Mechanismen. Der Zapfen E, um den der Tisch D sich dreht, hat in der Mitte ein genau geschlichtetes Loch, in dem sich der Stift O ohne Spiel bewegt, der dazu dient, den Schlitten schnell, auf den Mittelpunkt der abzudrehenden Kugel einzustellen; der Stift O kann während des Arbeitens zurückgezogen werden. Um genaue Kugeln drehen zu können, muß die Umdrehungsachse des Apparates genau durch die Achse der Drehbankspitzen gehen. Um dies zu erreichen, kann man ihn zuerst mittels des Stiftes O in die ungefähr richtige Lage bringen; hierauf sind zunächst Versuche vorzunehmen, um eine große Genauigkeit zu erhalten, und der Apparat ist alsdann ein wenig zu verschieben, bis die genaue Kugelform erzielt ist. Die Form und die Stellung des Werkzeugs haben keinen Einfluß auf die Genauigkeit der Arbeit. Wenn man die Achse des Apparates vor- und rückwärts schiebt, lassen sich stets Stücke von kreisförmigem Querschnitt, nicht aber von balliger Form drehen, wie Felgen von Handrädern und konkaven Zahnrädern für Schnecken. Das Abdrehen mittels dieses Apparates geht ebenso rasch vor sich wie auf der einfachen Drehbank, so daß man es für vorteilhaft gefunden hat, die Konstruktion gewisser Arbeitsstücke zu ändern, um mit der Maschine behufs Zeitersparnis und Erzielung einer größeren Genauigkeit eine Arbeit ausführen zu können, die früher auf anderen Maschinen vorgenommen wurde. („Industria“.) Wk. Die Berechnung von Kompressoren mit Hilfe der Entropietafeln. Bei der Berechnung der Dampfturbinen haben sich die von Mollier und Stodola entworfenen Entropietafeln als ein unentbehrliches Hilfsmittel erwiesen. Die Möglichkeit, auf derselben Grundlage die Berechnung der Kompressoren aufzubauen, hat Prof. Ostertag geschaffen, ohne daß sich die von ihm vorgeschlagene, einfache Methode zur Ermittlung der Abmessungen der genannten Maschinengattung bisher Eingang verschafft hätte. An der Berechnung eines dreistufigen Kolbenkompressors mit Zwischenkühlung sollen die Vorzüge des gekennzeichneten Verfahrens gezeigt werden. Die Anlage diene zur Herstellung von stündlich 100 kg Preßluft von 64 at abs. für einen Dieselmotor. Bei Beginn des Prozesses sei die Temperatur 10°, der Druck 1 at und das spezifische Volumen 0,83 m3/kg. Da im Entropie-Temperaturdiagramm die Linien gleichen Druckes und gleichen Volumens eingezeichnet sind, ist der Anfangszustand der Luft, wie Abbildung zeigt, durch Punkt A1 gegeben. Textabbildung Bd. 330, S. 156 Nimmt man an, daß in jedem Zylinder das Verhältnis des Anfangs- zum Enddruck das gleiche ist, so betragen die Höchstspannungen im ersten Zylinder 4 at, im zweiten Zylinder 16 at und im dritten 64 at. Durch die Zwischenkühlung werde die Temperatur der Luft nach der ersten Stufe auf 50° und nach der zweiten auf 105° herabgesetzt. Bei diesen Voraussetzungen ergibt sich für den Verlauf des Prozesses im Entropiediagramm folgendes Bild. Bei der praktisch zulässigen Annahme einer adiabatischen Kompression, bei der die Zylinderkühlung gerade zur Ableitung der Wärme der Kolbenreibung ausreicht, stellt die vom Anfangspunkt A1 bis zu der die Spannung von 4 at kennzeichnende Linie gezogene Senkrechte A1 A2 den Verdichtungsvorgang dar. Die Linie gleichen Druckes von A2 bis zum Schnittpunkt mit der die Temperatur von 50° charakterisierenden Wagerechten A'3 gibt ein Bild der ersten Zwischenkühlung. In der gleichen Weise wird die Kompression im zweiten Zylinder durch A'3 A'4, die darauf folgende Abkühlung der Luft durch A'4 A'5, die letzte Stufe der Verdichtung durch A'5 A'6 und die Wärmeableitung im Druckbehälter durch A'6 E dargestellt. Die spezifischen Volumina bei Beginn der Kompression ergeben sich aus den Tafeln zu 0,83 m3, 0,236 m3 und 0,069 m3. Die Temperaturen nach der Verdichtung betragen 141,5°, 197° und 268°. Mit diesen Zahlen ist der Wärmewert der Betriebsarbeit für 1 kg = 0,240 . (141,5 – 50) + 0,242 . (197 – 105) + 0,242 . (268 – 10) = 106,7 WE, wobei die vor den Klammern stehenden Faktoren die spezifischen Wärmen bei gleichem Druckdarstellen. Die erforderliche Leistung in PS ist somit =\frac{106,7\,.\,427\,.\,100}{3600\,.\,75}=16,9. Wenn die Lieferungsgrade in den ersten beiden Zylindern = 0,80 sind, so ergeben sich die stündlichen Hubvolumina zu \frac{100\,.\,0,83}{0,8}=103,9\mbox{ m}^3 bzw. zu \frac{100\,.\,0,236}{0,8}=29,5\mbox{ m}^3. Das Hubvolumen des dritten Zylinders wäre bei einem Lieferungsgrad von 0,9 gleich \frac{100\,.\,0,069}{0,9}=7,67\mbox{ m}^3/\mbox{Std}. Nimmt man einen Hub von 180 mm und 150 Umdrehungen an, so werden die Zylinderquerschnitte 641 cm2, 182 cm2 und 47,3 cm2. Erfolgt die Ausführung der Kolben in Tandemanordnung, so daß Hochdruck-, Niederdruck- und Mitteldruckkolben einander folgend ein Stück bilden, und somit Mittel- und Niederdruckzylinder aus Ringräumen bestehen, wobei der Mitteldruckkolben den Kreuzkopfzapfen aufnehmen kann, so werden die Durchmesser für den Hochdruckkolben =\sqrt{\frac{4}{\pi}\,.\,47,3}\,\sim\,7,8\mbox{ cm}, für den Niederdruckkolben =\sqrt{\frac{4}{\pi}\,.\,(641+47,3)}=29,7\mbox{ cm}, für den Mitteldruckkolben =\sqrt{\frac{4}{\pi}\,(641-182)}=24,2\mbox{ cm}. Man erkennt, wie rasch das skizzierte Verfahren zu Resultaten führt. Noch einfacher gestaltet sich die Berechnung bei der Annahme, daß die Zwischenkühlung ausreicht, um die Temperatur der Luft stets auf den Anfangswert herabzusetzen. In diesem Falle würden bei Annahme des obengenannten Verdichtungsverhältnisses auch die Höchsttemperaturen in den Zylindern stets die gleichen sein. Man findet somit die Anfangspunkte A3 A5 der Verdichtungen in der zweiten und dritten Stufe, indem man die gegebene Entropie A1 E in drei gleiche Strecken einteilt. Senkrecht über den Anfangspunkten liegen die Endpunkte der Kompression A2, A4, A6. Die den Wärmewert der Betriebsarbeit darstellende schraffierte Fläche zeigt, daß der Arbeitsbedarf in jeder Stufe der gleiche ist. Zweistufige Kompression mit Zwischenkühlung auf die Anfangstemperatur wird durch den Linienzug A1 A''2 A''3 A''4 E dargestellt. Die Endtemperaturen sind höher als bei der dreistufigen Kompression, die sich mehr dem idealen isothermischen Vorgang nähert. In gleicher Weise wächst der Arbeitsbedarf. Wie man sieht, lassen sich bei Benutzung der Entropietafeln auch in bequemster Weise Vergleiche zwischen den einzelnen Bauarten aufstellen. (Vergl. Ostertag: Entropietafeln für Luft.) Schmolke. Schließt die Katalogabbildung einer Maschine ihre Patentierbarkeit aus? Es liegt oft im Interesse des Fabrikanten einer Maschine, schon vor ihrer Patentierung oder Anmeldung zur Patentierung die nötigen Schritte zur gewerblichen Ausbeutung seines zu erwartenden Patentes zu treffen, insbesondere Bestellungen auf Herstellung der Maschine entgegen zu nehmen, vielleicht, um sich auf Grund des Erfolges seiner Offerten über die Patentanmeldung überhaupt erst schlüssig zu machen. Ein solches Verfahren kann aber eine große Gefahr für den Fabrikanten enthalten, und möglicherweise sogar die Patentierbarkeit der Maschine ausschließen. Das Patentgesetz will grundsätzlich das Patent versagen, wenn eine Erfindung in den Bereich der Oeffentlichkeit gelangt ist. Das Patent wird versagt, wenn die Erfindung zur Zeit der Patentanmeldung bereits in öffentlichen Druckschriften derart beschrieben oder im Inlande bereits so offenkundig benutzt ist, daß danach die Benutzung durch andere Sachverständige möglich erscheint. Der Begriff der öffentlichen Druckschrift wird vom Patentgesetz nicht näher beschrieben, muß also aus dem Geiste des Gesetzes heraus interpretiert werden. Im Verkehrsleben versteht man unter öffentlicher Druckschrift allerdings nur eine solche Schrift, die Gegenstand des Buchhandels ist. Das Gesetz will aber hier den Begriff der öffentlichen Druckschrift nicht in diesem Sinne nehmen, sondern es kommt auf die Offenkundigkeit der Idee an, auf die Möglichkeit, daß auf Grund der literarischen Verbreitung der Idee eine gewerbliche Ausbeutung derselben möglich ist. Die Tatsache, daß ein Katalog nicht Gegenstand des Buchhandels zu sein pflegt, steht daher dem Charakter einer öffentlichen Druckschrift nicht entgegen, es kommt ausschließlich darauf an, ob der Kreis der Personen, denen der Katalog zugesandt wird, ein so unbeschränkter Personenkreis ist, daß damit die Verbreitung eine öffentliche ist. Die Zahl der verbreiteten Exemplare ist zwar stets wesentlich, aber nicht allein ausschlaggebend. Es kann jemand eine Idee einer großen Zahl von Personen mitteilen, und doch Vorsorge treffen, daß sie von diesen Personen nicht weiter verbreitet wird, und dann liegt nur eine große Zahl von Kennern des Geheimnisses vor, nicht aber eine öffentliche Kenntnis der Idee. Wer also etwa an einen größeren Kundenkreis einen Katalog, einen Prospekt usw. versendet, von vorn herein aber dafür Sorge trägt, daß der Katalog nur zur Kenntnis des Kunden selbst kommt, dem er vielleicht noch außerdemdie Geheimhaltung der Idee auferlegt, so ist ein Katalog oder Prospekt nicht als öffentliche Druckschrift anzusehen. Ist der Kreis der Interessenten sehr klein, so würde selbst die Unterlassung der Verpflichtung zur Geheimhaltung den Katalog noch nicht zu einer öffentlichen Schrift machen, zumal wenn die Personen, an die der Katalog versendet wird, für eine gewerbliche Ausbeutung der Idee überhaupt nicht in Frage kommen (vgl. Seligsohn Patentgesetz § 2 Anm. 8). Mit Recht hat die Rechtsprechung auch in anderen Fällen (in denen es sich um die Versendung von 500 bis 1000 Exemplaren eines Katalogs handelt) ohne daß Vorsorge getroffen wurde, die weitere Verbreitung der dee zu verhindern, den Patentschutz auf Grund des § 2 des Patentgesetzes versagt (vgl. Entscheidung des Reichsgerichtes Seufferts Archiv Bd. 55 S. 204, Mitteilungen vom Verband deutscher Patentanwälte Bd. 4 S. 44). Ist die Katalogversendung nicht als Druckschriftverbreitung anzusehen, so ist der Patentschutz auf jeden Fall zulässig, obwohl die Idee bereits der Oeffentlichkeit mitgeteilt sein mag. Die bloße Kenntnis einer noch un-patentierten Idee schließt grundsätzlich die Patentierbarkeit nicht aus, nur die eine Beschränkung macht das Gesetz, die Kenntnis darf nicht auf Grund einer öffentlichen Druckschrift zu erlangen sein. Eine Erfindung muß vielmehr offenkundig benutzt sein, um den Patentschutz auszuschließen. Offenkundig benutzt ist sie aber frühestens dann, wenn sie handgreiflich in die Praxis übertragen ist, wenn zum mindesten ein Exemplar des zu patentierenden Gegenstandes zum Zwecke der gewerblichen Verwertung hergestellt, oder wenn ein Gegenstand auf Grund des zu patentierenden Verfahrens fabriziert worden ist. Die bloße Möglichkeit einer gewerblichen Ausbeutung der Idee durch andere ist noch nicht Benutzung dieser Idee. Mit Recht hat daher auch das Reichsgericht die Verbreitung einer Idee durch Zeichnungen oder Modelle für nicht patenthinderd erklärt (vgl. Blatt für Patentzeichen- und Musterwesen 1900 S. 21). Dr. jur. Eckstein.