Polytechnische Schau. Polytechnische Schau. Kleinere Rohölmotoren. Bei kleineren Fischereifahrzeugen, Kanalbooten usw. werden heute wohl ausnahmslos nach Art der Automobilmotoren hergestellte Benzin-, Benzol- oder Petroleummotoren verwendet. Das Gewicht dieser Motoren darf besonders bei kurzen Booten nicht zu groß sein, und die Drehzahl muß so gewählt werden, daß die Schiffschraube einen noch guten Wirkungsgrad ergibt. Die Bedienung erfordert keine besonderen Kenntnisse. Die steigenden Brennstoffpreise erhöhen aber sehr die Betriebskosten, wobei noch zu berücksichtigen ist, daß Benzin und Petroleum zum größten Teile aus dem Auslande bezogen werden müssen. Als billige Brennstoffe, die auch in Deutschland gewonnen werden können, kommen die aus dem Stein- und Braunkohlenteer gewonnenen Oele, wie Solaröl, Paraffinöl usw. und auch das Teeröl, in Frage. Die mit solchen Brennstoffen betriebenen Maschinen arbeiten gewöhnlich nach dem Gleichdruckverfahren, bei dem die Luft vor Einführung des fein verteilten Brennstoffes auf 33 bis 35 at verdichtet wird und sich dabei bis zu 600° erhitzt. Als Zusatz sind hier Brennstoffpumpen für hohen Druck und ein mehrstufiger Luftkompressor notwendig. Diese Maschinen werden meist umsteuerbar ausgeführt und arbeiten im Viertakt und auch im Zweitakt. Eine im Zweitakt arbeitende Schiffsmaschine wird z.B. von Benz & Co. nach den Patenten von Hesselman ausgeführt. Die Luft wird hier auf 32 bis 35 at verdichtet. Der von der Gasmotorenfabrik Deutz hergestellte Bronsmotor arbeitet im Viertaktverfahren. Das Einspritzen des Brennstoffs unter hohem Druck wird durch Anwendung einer Brennstoffkapsel vermieden. Beim Saughub wird Brennstoff in die Kapsel eingeführt, die Luft wird dann auf etwa 32 at verdichtet, wobei sie eine hohe Temperatur annimmt. Während des Verdichtungshubes verdampft teilweise das Oel in der Kapsel und entzündet sich in der Totpunktlage des Kolbens. Hierdurch wird auch die Verbrennung des übrigen Brennstoffes herbeigeführt. Die Motoren sind nicht umsteuerbar. Weiterhin kommt hier noch der Glühkopfmotor in Betracht. Der Brennstoff wird hier ohne höheren Druck gegen den Zylinderkopf gespritzt und an diesem verdampft und entzündet. Im Betriebe wird er durch die Explosionen warm genug gehalten, um mit völliger Sicherheit die weiteren Zündungen zu bewirken. Zum Anlassen ist ein Erwärmen des Glühkopfes mittels Lampe notwendig. Während des Betriebes wird bei größerer Belastung Wasserdampf zur Kühlung des Glühkopfes in den Zylinder gesaugt. Die Glühkopfmotoren können auch umsteuerbar ausgeführt werden. Gleichdruckmotoren werden zurzeit kaum unter 40 PS ausgeführt. Das Maschinengewicht für die Pferdestärke ist sehr groß. Der Anschaffungspreis ist größer als der einer Dampfmaschinenanlage. Der Bronsmotor wird schon von 6 PS an hergestellt. Sein Gewicht ist ebenfalls groß, wie dies aus folgender Tabelle entnommen werden kann. Leistung PS 6 8 16 16 24 Zylinderzahl 1 1 1 2 2 Maschinengewicht kg 1135 1750 2950 3150 3725 Der Glühkopfmotor hat das kleinste Maschinengewicht. Obwohl dieser Motor im Betriebe der teuerste unter den Rohölmotoren ist, so ist er doch noch erheblich billiger als Benzinmotoren. Die folgende Tabelle enthält den Brennstoffverbrauch der genannten Motorbauarten auf Brennstoff von 10000 WE/kg umgerechnet. Gleichdruckmotor kg/PS-Std. 0,180–0,220 Benzmotor (Patent Hesselman) „ 0,200 Bronsmotor „ 0,250–0,280 Glühkopfmotor „ 0,230–0,400 Benzinmotor mit Leichtbenzin 0,68 bis    0,72 spez. Gewicht „ 0,270–0,300 Benzinmotor mit Schwerbenzin oder    Benzol über 0,75 spez. Gewicht „ 0,270–0,300 Petroleummotor „ 0,350–0,400 Die Brennstoffpreise vor dem Kriege waren für 100 kg bei Gasöl etwa 11 bis 12 M Benzin „ 45 „ 50 „ Schwerbenzin „ 28 „ 32 „ Benzol „ 26 „ 28 „ Petroleum „ 18 „ 22 „ Die nachstehenden Tabellen geben Preise und Gewichte einiger bekannten Ausführungen an. Die Umsteuerschraube ist dabei mit inbegriffen. Einzylindermotoren. 3,5–4 PS 5–6 PS 8–9 PS 12 PS 15–18 PS M kg M kg M kg M kg M kg Benz 2800 620 3150 745 – – – – – – Ottensen 2400 500 2700 605 3445 750 4060 960 – – Swidersky 1775 320 2105 490 2975 775 4105 1350 4825 1600 Fafnir – – 2200 515 2750 850 – – 3800 1400 Kromhout – – – – 3825 1020 4250 1340 4675 1730 Bolinder – – – 390 – – – 1000 – 1275 Zweizylindermotoren. 7–8 PS 10 PS 11–12 PS 16 PS 20 PS M kg M kg M kg M kg M kg Benz 4800 1120 5700 1380 – – – – – – Ottensen 3445 670 – – 4060 880 4550 1170 5100 1560 Swidersky 3225 580 – – 3925 725 – – 6325 1500 Bolinder – – – 580 – – 4550 715 5100 1080 Die Verwendung der wenig feuergefährlichen Oele als Betriebsstoff für Schiffsmaschinen ist entschieden dem feuergefährlichen Benzin vorzuziehen. Bei Glühkopfmotoren können die verschiedenen Oele, wie Gasöl, Solaröl, Gelböl, Paraffinöl und Petroleum verwendet werden. Sie können auch mit Mischungen verschiedener Oele, besonders mit Petroleummischungen betrieben werden. Bei unmittelbar umsteuerbaren Glühkopfmotoren fällt das Umsteuergetriebe oder die Umsteuerschraube fort. Unmittelbar umsteuerbare Motoren sind etwas leichter, der Preis dagegen ist etwas höher: 10 PS1 Zyl. 10 PS2 Zyl. 16 PS2 Zyl. 20 PS2 Zyl. kg M kg M kg M kg M Unmittelbar umsteuerbar 760 3825 550 4900 670 5100 1000 5725 Mit Umsteuerschraube 800 3400 580 – 715 4550 1080 5100 Die geringe Drehzahl von etwa 300 bis 600 gegen 500 bis 800 und mehr bei Benzinmotoren, gewährleistet eine größere Betriebssicherheit. Die Außenmaße der Glühkopfmotoren weichen nicht wesentlich in Länge und Breite von anderen Motoren ab. Die Höhenmaße sind aber größer. Es ist deshalb für Glühkopfmotoren ein höherer Maschinenraum notwendig als für Benzinmotoren. Das Anlassen und das Abstellen verlangt bei Glühkopfmotoren größere Aufmerksamkeit als bei Benzinmotoren. Ein weiterer Nachteil der Glühkopfmotoren besteht darin, daß sie erst mit voller Kraft arbeiten, wenn die Glühhaube rotglühend geworden ist, weil erst dann mit Erfolg die Wassereinspritzung eingeschaltet werden kann. Mit voller Kraft kann also nicht gleich nach der Abfahrt gefahren werden, da bei Leerlauf der Glühkopf nicht genügend hohe Temperatur annimmt. (Motorschiff und Motorboot 1915 Nr. 25.) W. –––––––––– Explosion eines Dampfkessels und eines Dampfgefäßes in der Schweiz. Betrachtung über Schweißung. In Nr. 24 Jahrgang 1915 der Zeitschrift des Bayerischen Revisions-Vereins wird über folgende Unglücksfälle berichtet. 1. Es handelte sich um einen stehenden Querrohrkessel von 7 m2 Heizfläche und 6 at Druck. Die Feuerbüchse war geschweißt und besaß drei Querrohre. Die lichte Weite der Feuerbüchse betrug 850 mm (s. Abb. 1). Erbaut war der Kessel im Jahre 1898 und auf 11 at Wasserdruck geprüft worden. Im Jahre 1911 hatte eine Druckprobe auf 9 at stattgefunden, nachdem der zulässige Betriebsdruck auf 4 at herabgesetzt war, weil die Anlage sich unter bewohnten Räumen befand. Im Juni 1915 fand die Explosion statt. Die Wirkungen waren sehr heftig und forderten ein Menschenleben. Das Rauchrohr von 300 mm lichter Weite, an den gewölbten Feuerbüchsdeckel angeschweißt, war an der Schweißnaht abgerissen. Der sofort nachströmende Dampf hatte mit großer Gewalt den Deckel nach unten gebogen, wie die punktierten Linien der Abb. 1 erkennen lassen. Der ganze Kessel wurde vom Fundament gehoben und durch die Gebäudemauer ins Freie geschleudert. Der Kesselwärter wurde durch einen Steinschlag getroffen und gleichzeitig vom Dampf verbrüht, so daß er seinen Verletzungen erlag. Textabbildung Bd. 331, S. 91 Abb. 1. Bei näherer Untersuchung ergab sich, daß die Schweißnaht schlecht ausgeführt war. Nur in einer Naht von geringer Stärke war ein wirkliches Verschweißen eingetreten. Mit leichter Mühe konnten die Eisenfeilspäne weggebrochen werden. Die Weite des Loches im Deckel der Feuerbüchse war 330, während das Rauchrohr nur einen inneren Durchmesser von 300 hatte. Es hatte deshalb das untere Ende des Rauchrohres entsprechend aufgeweitet werden müssen. Fehlerhaft war die gewölbte Form des Feuerbüchsdeckels. Man muß berücksichtigen, daß beim Anheizen die Feuerbüchse und der Kessel ungleich warm werden und sich daher ungleich ausdehnen. Die Feuerbüchse wird sich nach oben ausdehnen wollen. Das Rauchrohr ist am oberen Ende mit dem Kessel starr verbunden. Der Kessel ist noch verhältnismäßig kalt. Ist nun der Feuerbüchsdeckel von ebener Form, so kann er etwas nach unten federnd nachgeben, wie eine Membrane. Ist er aber, wie hier, von gewölbter Gestalt, so setzt er einem Nachgeben nach unten einen sehr großen Widerstand entgegen und wird die gewaltsame Trennung von dem nach unten drückenden Rauchrohr begünstigen. Die Sicherheitsventile und die Wasserstandsanzeiger waren in Ordnung. Fehlerhafte Schweißung und vielleicht auch Wassermangel werden die Ursachen des Unglücksfalles gewesen sein. Es war leider unmöglich, bei den Untersuchungen und Druckproben die Fehler in der Schweißnaht zu entdecken. Auch das Abhämmern bei der Druckprobe führt in dieser Hinsicht zu keinem Ziel, da die Druckproben mit kaltem Wasser vorgenommen werden und Dehnungsspannungen daher nicht auftreten. Textabbildung Bd. 331, S. 92 Abb. 2. Textabbildung Bd. 331, S. 92 Abb. 3. 2. Das Dampfgefäß ist in den Abb. 2 und 3 dargestellt. Die ganze Länge betrug 1850 mm, der innere Durchmesser 1400, die Wandstärke 16 mm. Es besaß eine überlappt geschweißte Längsnaht. Die beiden Böden waren ebenfalls überlappt geschweißt. Der untere halbe Umfang war mit einem angenieteten Dampfmantel von 12 mm Wandstärke versehen. Der Innendruck betrug 10 at, der Dampfdruck 6 at. Das Gefäß war 1913 gebaut und vor dem Beginn des Betriebes in der chemischen Fabrik auf 15 bzw. 11 at geprüft worden. Im Jahre 1914 hatte eine Probe des inneren Beschickungsraumes auf 16 at stattgefunden, ohne daß sich Anstände ergeben hatten. Am Unglückstage wurde das Gefäß zum ersten Male zur Herstellung von einer besonderen Art von Benzol verwandt und angeblich auf 90° erwärmt. Die Explosion erfolgte mit großer Gewalt. Der rechte Boden riß in der Schweißnaht ringsum ab und durchschlug eine 60 cm starke Quadermauer. Das Gefäß flog nach der anderen Seite durch die rückwärtige Gebäudemauer. Zwei Personen wurden sofort getötet, eine dritte so schwer verwundet, daß sie ebenfalls starb, einige weitere erhielten leichtere Verletzungen. Da sämtliche Ausrüstungsgegenstände vollkommen zerstört waren, so ließ sich nicht feststellen, bei welchem Druck die Explosion stattgefunden hat. Die Untersuchung der gerissenen Schweißnaht ergab, daß die Schweißung äußerst mangelhaft ausgeführt war. Die Ueberlappung war eigentlich, wie Abb. 4 erkennen läßt, so gut wie gar nicht vorhanden, die Bleche stießen beinahe stumpf aufeinander. Ein weiterer Fehler lag darin, daß die Schweißstelle unrichtig gewählt war, sie lag in der Krempe des rechten Bodens. Es war gewiß kein Zufall, daß die Schweißnaht des linken Bodens, die weiter von der Krempe entfernt lag, gehalten hatte. Bei gewölbten Kesselböden treten die Höchstbeanspruchungen in der Krempe ein. Dies läßt sich erkennen aus den sogenannten Streckfiguren, die durch abgesprungenen Zunder gerade an den Krempen zum Vorschein kommen. Textabbildung Bd. 331, S. 92 Abb. 4. Aus diesen beiden Unglücksfällen geht wiederum deutlich hervor, wie wichtig es ist, daß die Schweißung sorgfältig ausgeführt wird. Es ist vollkommen unmöglich, den Zustand der Schweißnaht im Innern festzustellen. Es wäre deshalb zu empfehlen, den Probedruck für geschweißte Gefäße höher zu bemessen als bei genieteten. Die Fabriken aber, die sich mit solchen Schweißarbeiten befassen, sollten sich stets der großen Verantwortung bewußt werden, nach Möglichkeit den Betrieb überwachen und nur zuverlässigen Kräften solche Arbeiten übertragen. R. S. –––––––––– Gewinnung und Verwertung von Nebenerzeugnissen bei der Verwendung von Stein- und Braunkohle. Preisaufgabe des Vereines deutscher Maschineningenieure; bearbeitet von Dr. Wilhelm Scheuer. Von den eingehenden Untersuchungen des Verfassers interessieren an dieser Stelle besonders die kritischen Betrachtungen darüber, wo gegebenenfalls mittelbare Feuerung unter Gewinnung von Nebenerzeugnissen in Frage kommt. Für die mittelbare Verwendung der Kohle verbleibt die Methode der Vergasung, die entweder nach dem Luftgasprozeß oder nach dem Mondgasverfahren erfolgen kann. Nach Ansicht des Verfassers muß bei Anwendung des letztgenannten Verfahrens zur zentralen Krafterzeugung damit gerechnet werden, daß ein Fallen des Marktpreises des schwefelsauren Ammoniaks durchaus möglich ist, und daß ein gelegentlicher Minderertrag an Sulfat sehr wohl eintreten kann. Die Verwendung des Mondgases zur zentralen Kraftversorgung ist durch Verbrennen in der Gasmaschine oder unter dem Dampfkessel durchführbar. Da nun bei den Gestehungskosten der Brennstoffpreis eine Rolle spielt, so sind bei der Gegenüberstellung die vier möglichen Fälle zu berücksichtigen: 1. Hoher Kohlenpreis, hoher Sulfaterlös, 2. hoher Kohlenpreis, niedriger Sulfaterlös, 3. niedriger Kohlenpreis, hoher Sulfaterlös, 4. niedriger Kohlenpreis, niedriger Sulfaterlös. Für die Berechnungen ist angenommen, daß die Zentrale bei voller Belastung dauernd 10000 PS leistet; zur Verfügung stehe Steinkohle von 16 M bzw. 8 M für 1 t. Als höherer Sulfaterlös komme eine Ausbeule von 40 kg/t und ein Preis von 250 M/t in Frage, als niedriger Sulfaterlös eine Ausbeute von 30 kg/t und ein Preis von 200 M/t. Es berechnen sich alsdann die Gestehungskosten für 1 PSe/Std. bei Dampfturbinenbetrieb mit direkt beheizten Kesseln: bei einem Kohlenpreise von 16 M/t auf 1,309 Pf., bei einem Kohlenpreise von 8 M/t auf 0,770 Pf. Bei Dampfturbinenbetrieb mit Gaskesseln belaufen sich die Gestehungskosten für 1 PSe/Std. im Fall 1) auf 1,59 Pf., im Falle 2) auf 2,101 Pf., im Falle 3) auf 0,485 Pf., im Falle 4) auf 0,996 Pf. Die Gestehungskosten bei Gasmaschinenbetrieb mit Mondgasanlage endlich betragen für 1 PSe/Std.: 0,821 Pf. bzw. 1,017 Pf. bzw. 0,400 Pf. bzw. 0,595 Pf. Für Braunkohle von 2500 Cal. ergibt sich unter gleichen Verhältnissen bei einem Preise von 3 M bzw. 1,50 M/t, einem Sulfaterlöse von 5 kg/t zu 250 M/t bzw. von 3 kg/t zu 200 M/t und einem Teererlöse von 50 kg/t zu 17 M/t etwa das folgende Bild: 1 PS/Std. kostet bei hohemKohlenpreis,hohemSulfaterlös hohemKohlenpreis,niedrigemSulfaterlös niedrigemKohlenpreis,hohemSulfaterlös niedrigemKohlenpreis,niedrigemSulfaterlös Turbine mit gewöhnl.    Kesselfeuerung 0,796 0,796 0,514 0,514 Turbine m. Gaskesseln 0,884 1,236 0,305 0,656 Gasmaschine 0,552 0,687 0,330 0,351 Es ergibt sich also, daß die Vergasung zur Kesselheizung nur bei sehr niedrigem Kohlenpreise oder für minderwertige Kohle in Frage kommt, aber auch nur, wenn ein genügender Erlös für das Sulfat gewährleistet wird. Dagegen ist die Vergasung mit anschließender Verbrennung des Gases in der Gasmaschine der direkten Kesselfeuerung mit Turbinenbetrieb überlegen. Die Rentabilitätsgrenze kann nur von Fall zu Fall festgestellt werden. Unabsehbare Perspektiven eröffnen sich für die Vergasung mit Nebenproduktengewinnung, wenn das Problem der Gasturbine eine befriedigende Lösung finden würde. Die Möglichkeit für ein in Mitteldeutschland zu errichtendes Kraftwerk besteht da, wo rohe Braunkohle ohne große Transportkosten zur Verfügung steht. Dies trifft besonders für Wittenberg zu. Die für Steinkohle am günstigsten liegende Gegend von Krossen hat auch Braunkohle; für westfälische und etwa englische Kohle würde Spandau in Frage kommen. Ein Vergleich ist nur unter Berücksichtigung der Heizwerte möglich; nimmt man für Steinkohle 7000 WE, für Braunkohlenbriketts 5000 WE und für Rohbraunkohle 3200 WE an, so würden bei billigster Bezugsmöglichkeit die 1000 WE kosten in Form von: SteinkohlePf. Braunkohlen-BrikettsPf. Roh-braunkohlePf. In Wittenberg 0,273 0,140 0,075 In Spandau 0,287 0,180 – In Krossen 0,255 0,140 0,094 Im Schlußkapitel stellt der Verfasser die Ermittlung an, unter welchen Umständen für ein Kraftwerk von 150000 KW in Mitteldeutschland unmittelbare oder mittelbare Verfeuerung unter Gewinnung von Nebenerzeugnissen in Aussicht zu nehmen ist, wenn sowohl Stein- wie Braunkohlen zur Verfügung stehen. Die nur in Ausnahmefällen in Erwägung zu ziehende Verwendung der Kohle nach den Methoden der Vergasung würde von vornherein den Nachteil haben, daß die Wärmeeinheit in der Steinkohle, auf die diese Methoden allein anwendbar sind, in Mitteldeutschland viel mehr kostet als in der Braunkohle. Bei Verwendung von Mondgas besteht die Möglichkeit, sehr große Einheiten für die Turbogeneratoren und Dampfkessel zu wählen, wodurch die Anlagekosten für die Krafteinheit und damit die indirekten Betriebskosten heruntergedrückt werden. Die indirekten Betriebskosten würden betragen: Bei der Turbinenanlage 0,151 Pf. für die KW/Std, bei der Gasmaschinenanlage 0,292 Pf. für die KW/Std. Obwohl nun auch die direkten Betriebskosten sich etwas zugunsten der Turbinenanlage verschieben würden, würde die Gasmaschinenanlage durchaus wirtschaftlich sein, so lange die Zentrale einen günstigen Ausnutzungsfaktor hat. Für Verwendung von Gaskesseln würden sich die Verhältnisse gegenüber dem Gasmaschinenbetriebe ebenfalls ein wenig günstiger gestalten als bei der kleineren Zentrale; schwierig dürfte es im übrigen sein, der Zentrale für eine genügende Zeitdauer die erheblichen Brennstoffmengen – etwa 2,5 Mill. t Steinkohle oder 6 Mill. t Braunkohle – zuzuführen. (Annalen für Gewerbe und Bauwesen; herausgegeben von L. Glaser; 1915 Heft 11 und 12.) Schorrig. –––––––––– Stahlbänder und ihre angebliche Gefährlichkeit.Vgl. D. p. J. Bd. 330 S. 455. Ueber die Eignung des Stahlriemens an sich herrschen wohl kaum mehr Meinungsverschiedenheiten in den Kreisen der Fachwelt, und man hört nur hinsichtlich der Ungefährlichkeit der neuen Antriebsmittel verschiedene Ansichten, so daß es sich lohnt, die Frage einmal näher zu untersuchen, wie sich Leder- und Stahlriemen im Augenblick des Reißens verhalten. Stellen wir uns zwei genau gleiche Riemen an Deckentransmissionen vor, wie sie in jeder Werkstatt über den Köpfen der Arbeiter hinweglaufen, den einen Riemen aus Leder, den anderen aus Stahl. Beide Riemen mögen in der Mitte zwischen den beiden Scheiben in dem der Decke zugekehrten oberen Turm reißen (Abb. 1). Was wird nun eintreten? Der Lederriemen wird infolge seines Gewichtes und seiner Biegsamkeit mit den frei gewordenen Enden herunterfallen und erreicht dadurch nur eine größere Umfassung der noch in Umdrehung befindlichen Riemenscheiben, er wird weiterlaufen und mit seinen äußersten Enden geschleudert werden. Dieses Schleudern der Enden kann für die untenstehenden Arbeiter sehr gefährlich werden, besonders wenn sich am Ende noch das Riemenschloß befindet, an dem sich Lederriemen am leichtesten lösen. In Abb. 2 reißt der Lederriemen in seiner unten befindlichen Zugseite. In diesem Falle wird der ganze Riemen ins Schleudern kommen und sich unter Umständen in den Speichen verwickeln. Textabbildung Bd. 331, S. 94 Hinsichtlich des Stahlriemens sei vorausgeschickt, daß dieser nur etwa den achten Teil des Gewichtes eines die gleiche Kraft übertragenden Lederriemens hat, und mithin sich seine Schwungkraft verringert. Im Augenblick des Reißens ist auch die dem Stahlbande zum Kraftübertragen notwendige Spannung aufgehoben, das Band hat das Bestreben, sich in eine Ebene zu legen, und wird sofort von der drehenden Scheibe frei, so daß es dann flach abfällt. Daß ein Stahlriemen irgend welchen Schaden anrichten kann, ist somit sehr unwahrscheinlich. Das Schneiden der Stahlriemen wird meistens überschätzt und könnte nur bei kleinen Achsabständen vorkommen, ist aber auch bei den abgerundeten Kanten der Stahlbänder nur schwer möglich. Die Berührung eines laufenden Stahlbandes könnte erst bei hohen Geschwindigkeiten gefährlich werden, ein schnellaufender Lederriemen ist das nicht minder, beide müssen unbedingt mit Schutzvorrichtungen umgeben sein. Auflegen während des Laufens ist bei Stahlriemen mangels größerer Dehnbarkeit vollständig unmöglich, somit entfällt aber auch die beim Lederriemen unter Mißachtung der ausdrücklichen Vorschriften der Gewerbeaufsichtsbehörde leicht eintretende Gefahr für den Arbeiter. Um Stahlriemen aufzulegen, muß unbedingt die Scheibe stillstehen, so daß die Verwendung des Stahlriemens auf die Fälle beschränkt ist, wo das Auflegen des Riemens nicht öfters vorkommt. Beispielsweise ist er für Metalldrückbänke infolge der Gewohnheit der Drücker, den wenig gespannten Riemen während des Laufens mit der Hand von einer Stufe auf die andere zu bringen, ungeeignet. Für Stufenscheiben eignet sich das Stahlband nur unter der Bedingung, daß es nicht oft von einer Stufe auf die andere gebracht werden braucht. Erfahrungsgemäß stimmen die Stufen in ihrem gegenseitigen Verhältnis nicht immer mit jener Genauigkeit, die für den fast dehnungslosen, also nicht anpassungsfähigen Stahlriemen notwendig ist. Somit ist hier schon der Anwendung des Stahlriemens aus technischen Gründen eine Grenze gezogen, und er wird wohl kaum auf diesem Gebiete dem Lederriemen nennenswerte Einbuße bringen. Hierdurch wird auch seine Verwendung an der tatsächlich gefährlichen Stelle, wo Schutzmaßregeln nur schwer anzubringen wären, unterbunden, und auf solche Fälle beschränkt, wo er nicht in unmittelbare Berührung mit dem Arbeiter kommen kann. Stahlriemen mit fortlaufender Lochung, die sich als besonders gut geeignet erwies, haben noch den großen Vorteil, daß sie leicht als in Bewegung befindlich erkennbar sind, da die Löcher den Riemen in Streifen zerlegt erscheinen lassen, während das volle Stahlband nicht das sofortige Erkennen der Bewegung ermöglicht, wie das wünschenswert ist. Alles in allem genommen, ist der Stahlbandbetrieb in keiner Weise gefährlicher als der Ledertrieb. Damit stimmt auch überein, was in der Zeitschrift für Elektrotechnik und Maschinenbau 1911 Nr. 10 unter „Erfahrung mit dem Stahlbandantrieb“ mitgeteilt wird: Die von einer Seite erhobenen Bedenken wegen der Gefahr mit dem Stahlbandantrieb werden widerlegt durch den von mehreren Seiten gemachten Hinweis auf die minimale Anzahl der Unfälle, die durch das Stahlband hervorgerufen wurden. Willemann. –––––––––– Neue Drucklagerformen der Michell-Bauart. Bekanntlich ermöglicht das Michell-Drucklager durch Zerlegung der Druckfläche in eine Reihe von Einzelelementen, denen in beschränktem Maße eine gewisse Beweglichkeit gegenüber dem Druckkamme gegeben ist, im Vergleich mit dem normalen Ring- oder Bügeldrucklager eine wesentliche Verringerung der Lagerreibung und damit eine erhöhte Belastung für die Flächeneinheit. Aus diesem Grunde finden derartige Lagerformen namentlich bei mittelbarem Turbinenantriebe steigende Verwendung, weil hier meist der ganze Schub vom Drucklager aufgenommen werden muß. Eine neue Ausbildung dieser Art, die in enger Anlehnung an die herkömmliche Bauform entworfen ist, zeigen die angefügten Abb. 1 bis 5. Das Lager ist von der Firma Cammel, Laird & Co., Birkenhead, entworfen und bei zwei von ihr gelieferten Revierdampfern, Ciudad de Buenos Aires und Ciudad de Monte Video, erstmalig zum Einbau gelangt. Die Antriebsmaschinen der Schiffe bestehen aus zwei gleichen Parsons-Turbinensätzen mit Rädergetriebe, die bei 260 Umdrehungen/Minute 2 × 2650 PSe abgeben. Die Druckwelle besitzt, wie ersichtlich, nur je einen Druckkamm für Vorwärts- und Rückwärtsgang. Das zwischen ihnen befindliche Wellenstück ist von einem kräftigen zweiteiligen Stahlgußkörper A umschlossen. Gegen ihn stützt sich vorn und hinten je ein Tragring B, in dem acht gleichmäßig über die Ringfläche verteilte Ringsektoren angeordnet sind. Ihre Tragflächen sind ballig ausgebildet, so daß sich die einzelnen Elemente mit ihrer mit Weißmetall belegten Druckfläche gegen den Druckkamm stets passend einstellen können. Der von ihnen aufgenommene Schub wird durch den Stahlgußkörper A mittels Druckspindeln in bekannter Weise auf das Drucklagergehäuse und das Fundament übertragen. Textabbildung Bd. 331, S. 95 Abb. 1. Textabbildung Bd. 331, S. 95 Abb. 2. Die Schmierung der Lager erfolgt selbsttätig, indem die Druckkämme in den durch das Gehäuse gebildeten Oeltrog eintauchen und den Druckflächen das Oel zuführen. Das abgeschleuderte Oel gelangt mit Hilfe der Führungskappen C in zwei auf das Drucklager gesetzte Oelbehälter D und von dort durch radiale Oeffnungen im Stahlgußkörper A zur Welle. Eine im Oeltrog angeordnete Kühlschlange, in der dauernd Wasser umläuft, sorgt für die Rückkühlung des Oeles. Gegen das Eindringen von Staub und Schmutz ist das Drucklager durch einen leichten Blechdeckel geschützt. Textabbildung Bd. 331, S. 96 Abb. 3. Textabbildung Bd. 331, S. 96 Abb. 4. Textabbildung Bd. 331, S. 96 Abb. 5. Die steigende Verwendung, die die Michell-Bauart namentlich in England findet, hat zu reihenweiser Herstellung geführt. Ein von der Firma Broom & Wade, High Wycombe, neuerdings in den Handel gebrachtes Trag- und Drucklager der Michell-Art, das für etwas geringere Belastungen als das vorbeschriebene Lager entworfen ist, zeigen die Abb. 6 bis 8. Wie ersichtlich, sind die einzelnen Druckelemente in einem zweiteiligen Rahmen von Hufeisenform gelagert. Der obere Teil des Rahmens enthält zwei Elemente in Form von Ringsektoren, der untere Teil deren vier. Eigenartig ist die Abstützung der Sektoren beim Broom & Wade-Lager. Jedes Druckelement trägt nämlich auf der Rückseite eine kleine Pfanne, die als Spur für einen mit dem Lagerkörper verschraubten Stützbolzen dient. Textabbildung Bd. 331, S. 96 Abb. 6. Textabbildung Bd. 331, S. 96 Abb. 7. Durch diese Bolzen wird also der von dem Druckelement aufgenommene Achsialschub der Druckwelle durch den Lagerkörper auf das Fundament übertragen. Sie dienen gleichzeitig auch zur richtigen Einstellung der Elemente gegen den Druckkamm und werden nach vollzogener Einstellung durch eine vorgeschraubte Mutter gesichert. Die Druckbolzen greifen nicht im Schwerpunkt der Ringsektoren an, sondern etwas exzentrisch. Dadurch wird das Entstehen kleiner Kippbewegungen unterstützt, die das Oel der am stärksten belasteten Seite des Sektors besonders leicht zuführen. Zwei Sätze von Druckelementen gleicher Art sind an der Vorder- und Rückseite des vorgesehenen einen Druckkammes angeordnet, mit dem man mit Rücksicht auf die vorhandene geringe Belastung des Drucklagers gut auskommt, ein Satz dient für Vorwärtsgang, der andere für Rückwärtsgang. Textabbildung Bd. 331, S. 97 Abb. 8. Die Schmierung erfolgt ähnlich wie bei dem vorerwähnten Michell-Lager, indem der Druckkamm das Oel aus dem als Oelbehälter ausgebildeten Gehäuseunterteil mitreißt und über die Druckfläche verteilt. Zwei an der Außenseite der seitlichen Traglager angeordnete Stopfbuchsen verhüten das Austreten von Oel an der Welle. Da das Lager für etwa 400 Umdrehungen, also für eine verhältnismäßig hohe Drehzahl gebaut ist, wurde im Gehäuse eine Kühlschlange angeordnet. Textabbildung Bd. 331, S. 97 Abb. 9. Bei den normalen, mit weitaus niedrigeren Drehzahlen arbeitenden Handelschiffsanlagen dürfte die Rückkühlung des Oeles durch zirkulierendes Kühlwasser entbehrlich sein, weil hier die Wärmeabführung durch Strahlung und Leitung hinreichend groß ist, um das Lager dauernd kühl zu halten. Die Firma Broom & Wade hat mit einem Drucklager der beschriebenen Art Belastungsversuche vorgenommen, die in mehrfacher Hinsicht bemerkenswert sind. Die Versuche wurden bei Belastungen und Drehzahlen durchgeführt, die teilweise weit über die normalen Werte hinausgingen. Die Drucke auf die Flächeneinheit wurden bei einer Größe der Druckfläche von 322,5 cm2 von rund 21 kg/cm2 bis auf rund 28 kg/cm2 gesteigert, während die Drehzahlen in der Minute zwischen 425 bis 460 gehalten wurden. Die gleichmäßig eingeregelte Kühlwassermenge betrug während der ganzen vierstündigen Versuchsdauer 177 l/Std., die bei höchster Belastung gemessene Temperatur des Druckkammes 44,5°. Der Versuch wurde in der Weise durchgeführt, daß zwei Drucklager gleicher Art auf einer durch einen Treibriemen von einem Elektromotor angetriebenen gemeinsamen Welle angeordnet wurden. Das eine Drucklager ruhte auf festem Fundament, während das andere auf einen Schlitten gesetzt war (s. Abb. 9). Der Achsialschub wurde hydraulisch erzeugt. Der Stromverbrauch des Motors betrug bei Leerlauf ungekuppelt 2 Amp., bei Einrückung der unbelasteten Druckwelle 8 Amp. Die weiteren Messungsergebnisse gibt die nachstehende Tabelle. Strom-verbrauch Umdr.i. d. Min. Ges. Ach-sialschub Oel-temperat. Wasser-temperatur(° C) Lager-temperatur(° C) Amp. Volt kg ° C Eintr. Austr. vorn hinten 615 17 420 425 6800 17,2 13,9 21,1 30,6 28,9 630 17 420 435 6800 – 13,9 22,8 31,7 30 645 17 420 435 6800 – 13,9 24,4 33,3 32,2 700 17 420 440 6800 – 13,9 27,8 35 33,3 715 17 420 440 6800 – 13,9 28,9 35,6 33,9 730 17 420 445 6800 – 13,9 29,4 36,1 34,5 745 15 420 445 6800 – 13,9 29,4 36,1 35 800 15 420 445 6800 – 13,9 30 36,7 35 815 15 420 450 6800 – 13,9 30 36,7 35 830 15 420 455 6800 – 13,9 30 36,7 35 845 14 450 455 9070 – 13,9 30 36,7 35 900 14 450 460 9070 – 13,9 30 36,7 35,6 915 14 450 460 9070 – 13,9 31,1 36,7 35,6 930 14 450 460 9070 – 13,9 31,1 36,7 35,6 945 14 450 460 9070 – 13,9 31,7 37,2 36,1 1000 14 450 460 9070 – 13,9 32,2 37,8 36,7 1015 14 450 460 9070 26,7 13,9 32;2 37,8 36,7 Aus den Meßwerten läßt sich die Reibungziffer des Lagers auf zweierlei Weise ermitteln, einmal aus der Leistung des Motors, sodann aus der Wärmeaufnahme des Kühlwassers. Beide Ergebnisse zeigen mit 0,0015 bzw. 0,0012 praktisch gute Uebereinstimmung. Ein Vergleich mit dem normalen Ring- oder Bügeldrucklager, bei dem etwa 20 bis 25 mal größere Werte festgestellt werden, weist überzeugend auf den Vorteil der neuen Drucklagerform hin. (Engineering 18. Dezember 1914 und 8. Oktober 1915.) Kraft. –––––––––– Beitrag zur Berechnung von Kegelreibkupplungen und über Reibung und Schmierung. Im Jahre 1870 gab Reuleaux für den bei Kegelreibkupplungen erforderlichen Anpressungsdruck die Gleichung Q=\frac{P\,\mbox{sin}\,\alpha}{\mu} wo P die zu übertragende Kraft, μ die Reibungzahl und α den Kegelwinkel bedeuten. Weisbach glaubte, die beim Ineinanderschieben der Kegel in achsialer Richtung widerstehende Reibung berücksichtigen zu müssen, und ersetzte den oben angegebenen Ausdruck durch die Gleichung Q=\frac{P}{\mu}\,(\mbox{sin}\,\alpha+\mu\,\mbox{cos}\,\alpha), die allgemein in der Literatur Aufnahme fand, z.B. bei Bach und in zahlreichen Auflagen der „Hütte“. Nach Bonte hält sie einer kritischen Untersuchung nicht stand. Im achsialen Sinne werde nämlich vom Beginn des Anpressens an nur ein sehr kleiner, der elastischen Formänderung und der Abnutzung der Kupplungshälften während eines einmaligen Einrückens entsprechender Weg zurückgelegt, und daher sei zur Ueberwindung der Reibung in Achsenrichtung eine überaus geringe Kraft erforderlich, die bei der Rechnung vernachlässigt werden könne. Aus der Formel Weisbachs will Bonte daher das zweite Klammerglied streichen. Bei dem Festhalten an der Weisbachschen Formel war schwerlich die Absicht leitend, durch den Zusatz von μ cos α einen Sicherheitszuschlag zu geben, denn mit größer werdendem Kegelwinkel verschwindet der Einfluß des Gliedes allmählich, und außerdem läßt sich der gleiche Zweck durch vorsichtige Wahl der Reibungzahl erreichen. Eher dürfte durch genaue Kenntnis des Verhaltens im Betriebe befindlicher Reibungskupplungen das Festhalten an der Formel Weisbachs zu rechtfertigen sein. Bonte entschloß sich daher, durch Versuche im Maschinenlaboratorium der Technischen Hochschule Karlsruhe diese Frage zu klären. Für verschiedene Kegelwinkel rechnete er das Drehmoment sowohl nach der älteren wie nach der gebräuchlichen Formel aus und verglich das Ergebnis mit dem durch Messung festgestellten. Es zeigte sich, daß die Gleichung von Reuleaux viel mehr der Wirklichkeit entspricht als der gegenwärtig meist der Rechnung zu Grunde gelegte Ausdruck. Noch weitere bemerkenswerte Beobachtungen wurden bei den erwähnten Versuchen gemacht. So stellte man unter anderen fest, daß der Glättezustand arbeitender Flächen von auffallend starkem Einfluß auf die Größe der Reibungzahl ist. Daher ließe sich z.B. durch sorgfältige Bearbeitung von Zapfen, Zahnrädern und Schnecken dem lästigen Heißlaufen von Lagern bzw. Verlusten bei der Uebersetzung wirksam vorbeugen. Bei der Herstellung von Zapfen erweist sich als brauchbares Hilfsmittel für derartig genaue Arbeit die in der Abbildung dargestellte, in Deutschland noch wenig bekannte Glättrolle. Diese wird auf der Drehbank fest gegen den umlaufenden Zapfen gedrückt und durch ihre gehärtete und polierte Oberfläche ein sehr glattes, vollständig rißfreies Ergebnis erzielt. Textabbildung Bd. 331, S. 98 Weiter zeigten Bontes Versuche, daß Acheson-Graphit in der Form von „Oildag“ als Schmiermittel reibungsvermindernd wirkt. Man konnte dies bei weniger glatten Flächen in höherem Maße als bei völlig glatten feststellen. Ferner gab der durch deutsche Chemiker für die russischen und amerikanischen Schmieröle gefundene Ersatz den ausländischen Erzeugnissen an Güte nichts nach. Da der Preis ein weit geringerer ist, hat der Krieg hier wie in manchen anderen Fällen fördernd auf die Technik eingewirkt. (Bonte, Zeitschrift des Vereines deutscher Ingenieure Nr. 51.) Schmolke. –––––––––– Professor Dr. Ernst Mach, der berühmte Physiker, ist soeben, 78 Jahre alt, in München gestorben. Er hat kurz vor seinem Tode einen Schriftsatz über die „Prinzipien der Lichtlehre“ abgeschlossen. Die „Lichtlehre“ wird ein Parallelwerk zu seinen früheren Büchern über „Mechanik“ und „Wärmelehre“ bilden und ebenso wie diese eine historisch-kritische Entwicklung der Prinzipien liefern. An diesem Buche hat Mach bis in seine letzten Tage gearbeitet; es wird noch im Laufe des Jahres 1916 bei Johann Ambrosius Barth in Leipzig erscheinen.