Polytechnische Schau. (Nachdruck der Originalberichte – auch im Auszuge – nur mit Quellenangabe gestattet.) Polytechnische Schau. Oelmaschinen und Dampfmaschinen. In der Gesellschaft „Diesel Engine Users“ wurde am 23. Juni 1916 ein Vortrag über „Oelmaschinen in Verbindung mit Dampfmaschinen“ gehalten, dem nach der Zeitschrift Engineering 1916 S. 68 bis 70 folgendes entnommen ist. In England gibt es Dutzende kleinerer Dampfkraftanlagen (mit oder ohne Kondensation) zur Erzeugung elektrischen Stromes von etwa 1500 KW Leistung. Die Tab. 1 enthält die entsprechenden Daten dreier solcher Elektrizitätswerke, bei denen als Neuerung neben den Dampfmaschinen auch Oelmaschinen zur Erzeugung des elektrischen Stromes verwendet werden. Es wird in diesem Vortrage darauf hingewiesen, daß man der Einführung der Dieselmaschine, die aus Deutschland kam, mit Mißtrauen entgegentrat und sogar vorzog, die unwirtschaftlichen Dampfmaschinen ohne Kondensation beizubehalten. Es wird dabei bemerkt, daß England die besten Steinkohlen der Welt besitzt, aber die Treiböle für die Dieselmaschinen aus dem Auslande beziehen muß, die in ihrem Preise fortwährend steigen. Außerdem sind auch die Anschaffungskosten für eine gute Dieselmaschinenanlage höher als für eine entsprechende Dampfmaschinenanlage. In letzter Zeit findet nun in England die Dieselmaschine mehr und mehr Eingang, da man auch hier versucht, wie es in Deutschland geschieht, die billigeren Steinkohlenteeröle als Treiböle zu verwenden. In der Tabelle sind die Anschaffungskosten für Dieselmaschinen ausführlich angegeben, während für die Dampfmaschinen nur die Gesamtkosten angeführt sind. Die Gestehungskosten für 1 KW sind für deutsche Verhältnisse hoch. Es muß aber darauf hingewiesen werden, daß die große Anlage B veraltet ist, sie arbeitet noch ohne Kondensation. Textabbildung Bd. 332, S. 22 Tabelle 1.; A (1048 KW); B (3700 KW); C (1400 KW); Elektrizitätswerk; Letztes Betriebsjahr; Letztes Betriebsjahr vor Einführung der Dieselmaschinen; Insgesamt; für 1 KW; Anschaffungspreis der Dieselmaschinen mit Dynamos; Anschaffungspreis für Fundamente; Anschaffungspreis für Zubehör; Gesamtkosten der Dieselanlage; Leistung der Dieselmaschinen; Gesamtkosten der Dampfmaschinenanlage; Leistung der Dampfmaschinenanlage; Gestehungskosten für 1 KW der gemischten Anlage; Erzeugte KW-Stunden der Dieselanlage; Erzeugte KW-Stunden der Dampfkraftanlage; Erzeugte KW-Stunden insgesamt; Brennstoffkosten; Kosten für Schmierung, Wasser usw.; Kosten für Wartung; Kosten für Ausbesserung; Kosten für Verwaltung usw.; Gesamtkosten für 1 KW; Thermischer Wirkungsgrad; Verhältnis des Oelpreises zum Kohlenpreis; Belastungsfaktor für die Dampfmaschinen; Belastungsfaktor für die Oelmaschinen; Jährlicher Belastungsfaktor Für das Elektrizitätswerk A waren bereits im Jahre 1911 Vergrößerungen notwendig. Nach genauen Berechnungen entschied man sich für Dieselmaschinen. Es wurden zwei Dieselmaschinen mit einer Gesamtleistung von 250 KW aufgestellt. Die Befürchtung, daß die Betriebssicherheit dieser Maschinen gering sein werde, hat sich als unrichtig erwiesen. Im Elektrizitätswerk B wurden ebenfalls zur Vergrößerung der Anlage drei Dieselmaschinen aufgestellt. Bei der 260 KW-Maschine betrugen die Anschaffungskosten 385,4 M für 1 KW. Im Jahre 1914/15 war hier Dieselmaschine I wegen eines Kolbenbruches 12 Stunden, Maschine II wegen Beschädigung der Zylinderkühlung der Hochdruckkompressorstufe 12 Stunden, und Maschine III wegen Störungen am Kompressor 36 Stunden außer Betrieb. Die Tab. 2 zeigt, daß durch die Einführung der Dieselmaschinen bei Elektrizitätswerken sich eine Gewinnsteigerung ergeben hat. Die Zusammenstellung umfaßt acht solche Werke mit Dampfmaschinen und Dieselmaschinenbetrieb. Tabelle 2. Nr. Verkleinerung derBrennstoffkostenfür 1 KW Durchschnitts-gewinn für 1 KWMaximalleistungbei Dampfbetrieb Durchschnitts-gewinn für 1 KWMaximalleistung beiDampf- und Oel-maschinenbetrieb 1 0,31 M 226  M 282   M 2 0,23  „ 198   „ 210    „ 3 0,20  „ 176   „ 286    „ 4 0,18  „ 222   „ 304    „ 5 0,10  „ 67,4  „ 138    „ 6 0,21  „ 16,8  „ 20,4   „ 7 0,11  „ 19,6  „ 23,0   „ 8 0,06  „ 26,8  „ 30,2   „ Für die Lieferung einer 400 PSe-Dieselmaschine für eines der genannten Elektrizitätswerke wurden hierbei folgende Angebote gemacht. Tabelle 3. Nr. Lei-stunginPSe Zy-linder-anzahl Umdr.i. d.Min. Zylin-der-Φi. Zoll Hubin Zoll \frac{\mbox{Hub}}{\Phi} Verhältnis d.Preisabgeb.zumniedrigstenAngebot 1 400 3 187 20 28,4 1,42 1,64 2 400 4 175 18 26 1,44 1,26 3 375 3 200 18 26 1,20 1,20 4 375 3 200 20 24 1,40 1,20 5 400 4 175 17¾ 24¾ 1,48 1,18 6 400 4 187 17 25¼ 1,46 1,18 7 400 4 180 17¾ 26 1,49 1,04 8 386 3 175 18¾ 28 1,51        1 9 400 4 175 17½ 26½ 1,51 1,04 W. ––––– Amerikanische Lokomotiven. Die Pennsylvania-Eisenbahngesellschaft hat in letzter Zeit für die Personen- und Güterbeförderung besonders starke Lokomotiven in den Dienst gestellt, zu denen neuerdings die Personenzuglokomotiven K 4 S der Pacific- oder 4-6-2-Bauart und die Güterzuglokomotiven L 1 S der Mikado- oder 2-8-2-Bauart hinzugekommen sind. Diese Lokomotiven besitzen Kessel von besonders großer Leistungsfähigkeit und sind in den Juniata-Werkstätten der Gesellschaft zu Altoona gebaut. Die Personenzuglokomotiven K 4 S sind dazu bestimmt, schwere Personenzüge auf den Bergstrecken der Pennsylvania-Gesellschaft zu befördern, und sie haben sich sehr gut bewährt. Bei den Lokomotiven K 4 S ist die Heizfläche um 12,8 v. H., die Rostfläche um 28,9 v. H., der Zylinderinhalt um 36,3 v. H. und die Belastung der Treibachsen um 12,8 v. H. vergrößert worden gegenüber den Lokomotiven K 2 S A, die früher den Personenzugdienst auf den gleichen Strecken versahen. Das Dienstgewicht der neuen Lokomotiven ist dabei nur um 5,4 v. H. größer geworden. Die Güterzuglokomotiven sind ebenfalls in den Werkstätten der Gesellschaft gebaut. Die Tabelle enthält die Hauptabmessungen der beiden Lokomotivbauarten. K 4 S L 1 S Zylinderdurchmesser mm   685   685 Kolbenhub „   711   762 Treibraddurchmesser „ 2032 1575 Durchm. d. Treibachsenlagers „   280   280 Länge d. Treibachsenlagers „   381   381 Anzahl der Heizröhren 236 zu 2¼''  40 zu 5½''160 zu 1½'' 236 zu 2¼''  40 zu 5½''160 zu 1½'' Länge der Heizröhren mm 5700 5700 Rostfläche m2 6,5 6,5 Heizfläche der Feuerbuchse „ 29,26 29,26         „          „  Röhren „ 337,31 337,31         „        des Ueberhitzers „ 159,77 159,77 Dampfdruck at 14 14 Gesamtgewicht kg 91600 100000 Zugkraft „ 20000   27800 (Engineering 1916 S. 98 bis 99.) W. Einsturz der neuen Quebecbrücke. Aus Quebec wird berichtet, daß sich am 11. September 1916 beim Einschwimmen des Schwebeträgers der nahezu fertiggestellten neuen Quebecdrücke (Abb. 1) ein erheblicher Unfall ereignete. Wie erinnerlich, stürzte der Vorgänger dieser Brücke, die alte Quebecbrücke (Abb. 2), am 29. August 1907 infolge nicht genügender Knickfestigkeit eines Untergurtstabes des Auslegerarmes, wegen zu geringer Quersteifigkeit der Brücke und infolge eines Fehlers bei der Vorberechnung des Eigengewichtes ein. Für den Neubau der Quebecbrücke waren von vier Firmen, unter anderen auch von einer deutschen, der Maschinenfabrik Augsburg-Nürnberg in Gustavsburg, Entwürfe eingereicht. Der Zuschlag wurde der St. Lawrence Bridge Company für die Kostensumme von 36 Mill. M erteilt. Bei einer Breite von 26,75 m und einer Länge der Mittelöffnung von 548,7 m beträgt das Eigengewicht des Ueberbaues 43500 t (51 t/m). Nach den bisherigen Berichten nahm der Brückenbau einen planmäßigen Verlauf. Die Seitenöffnungen waren bereits fertiggestellt und am 11. September sollte der Schwebeträger, der etwa 5 km stromabwärts an einer seichten Stelle zusammengebaut worden war, auf Prähmen herangeschleppt und eingefügt werden. Textabbildung Bd. 332, S. 24 Abb. 1. Neue Quebecbrucke. Textabbildung Bd. 332, S. 24 Abb. 2. Alte Quebecbrucke. Um den Schwebeträger von den Prähmen in die Fahrbahnebene hochzuziehen, wurde dieser an beiden Enden auf kräftige Querträger aufgelagert, die durch je zwei, 36 m lange Zugstangen an den Auslegerträgern befestigt waren. Die Zugstangen standen mit Pressen in Verbindung, die mit Druckwasser von 300 at gespeist wurden und 600 mm Hubhöhe hatten. Die jeweilige Stellung wurde durch von Hand betriebenen Schraubenwinden gesichert. Für die Beurteilung des Unfalles ist es wesentlich, daß der Schwebeträger mit doppelten Zylinderzapfenkipplagern, deren beide Zapfen sich kreuzten, auf den Querträgern aufruhten und daß die Querträger nur durch je zwei, in der Mittelachse des Querträgerquerschnittes angeordnete Zugstangen aufgehängt waren.Die Anordnung mußte, sobald die Auflagerdrücke des Schwebeträgers nicht genau mit der Mittelachse der Zugstangen, bzw. der Querträger zusammenfielen, ein beträchtliches Moment hervorrufen, das die Querträger verdrehte und dadurch ein Abgleiten des Schwebeträgers ermöglichte, als gegen ein Abgleiten der Zylinderzapfenkipplager ausreichende Sicherungen nicht getroffen waren. Wenn die Zylinderzapfenkipplager von vornherein auch zentrisch auf die Querträger aufgebracht werden konnten, so war doch keinerlei Vorsorge getroffen, daß diese Lage im Verlaufe des Hochziehens auch beibehalten blieb. Eine Temperaturerniedrigung von 5° C konnte schon eine solche Verkürzung des Schwebeträgers hervorbringen, daß die Kipplager um 33 mm aus der zentrischen Lage verschoben wurden. Diese Verschiebung reichte aber schon vollkommen aus, um ein Abgleiten des Schwebeträgers möglich zu machen. Während die ersten Berichte den Unfall auf einen Bruch der Zugstangen zurückzuführen suchten, ergab der Befund jedoch den vorstehend geschilderten Sachverhalt. Nach dem vorliegenden Bericht scheint zunächst das südwestliche Auflager abgeglitten zu sein. Da die übrigen drei Kipplager noch hielten, versuchte man in fieberhafter Eile den Schwebeträger durch Ketten an die Auslegerarme zu befestigen. Ehe ein genügender Anschluß an die Auslegerarme hergestellt werden konnte, glitten jedoch auch die übrigen drei Kipplager vom Querträger ab und schließlich stürzte der 195 m lange und 5147 t schwere Schwebeträger in den an dieser Stelle 46 m tiefen St. Lorenzstrom. Dem Berichte nach scheinen viele Menschen ums Leben gekommen zu sein. Die Schifffahrt ist auf unbestimmte Zeit stillgelegt. Der Unfall zeigt wieder einmal, welch außerordentliche Vorsicht beim Bau weitgespannter Brücken und bei der Anwendung der üblichen Konstruktionsregeln auf diese notwendig ist. W. Gutacker. Textabbildung Bd. 332, S. 24 Abb. 1. Riß in Richtung des Umfanges Die Verwendung der Zoelly-Leiträder von Dampfturbinen für überkritische Dampfgeschwindigkeiten. Nach früherer Anschauung war nur in den Laval-Düsen, die einen sich zunächst verengenden, dann weiter werdenden Durchflußkanal besitzen, die Umsetzung des ganzen Druckgefälles in Strömungsenergie möglich. In der bis zur Austrittsöffnung enger werdenden Zoelly-Mündung sollte nur eine Expansion bis zum „kritischen Druck“ eintreten können, so daß als höchste in ihnen erreichbare Geschwindigkeit die dem „kritischen Zustande“ entsprechende Schallgeschwindigkeit angesehen wurde. Neuere Versuche zeigten, daß die obige Anschauung irrig ist. Auch in Zoelly-Mündungen kann die Schallgeschwindigkeit erheblich überschritten werden, was als eine Wirkung des Schrägabschnittes (vgl. Abb. 1) angesehen werden muß. Bis zum Querschnitt CD der Mündung ist nämlich eine wesentliche Ueberschreitung der Schallgeschwindigkeit nicht festzustellen. Eine solche tritt vielmehr erst im Dreieck CDE ein, wo überdies eine Strahlablenkung stattfindet, die mit der Größe des dort umgesetzten Druckgefälles zunimmt. Nun sind Zoelly-Mündungen, deren aus Blech bestehende Zwischenwände weit weniger sorgfältig bearbeitet werden wie die der Laval-Düsen, ein billiger Ersatz für letztere. Auch bleibt ihr Wirkungsgrad innerhalb eines großen Gefällebereiches fast unverändert, so daß ihre Verwendung besonders in den letzten Turbinenstufen vorteilhaft ist, da dort das Druckgefälle bei Entlastung der Turbine starken Schwankungen unterliegt. Loschge wies daher schon mehrfach auf sie hin und versucht nunmehr in Heft 38 und 39 der Zeitschrift des Vereines deutscher Ingenieure zu zeigen, wie bei der Berechnung einer Turbine vorzugehen ist, die mit Zoelly-Mündungen für ein gegebenes Druckgefälle versehen werden soll. Textabbildung Bd. 332, S. 25 Abb. 2. Expansion am Ende einer Düsenwand, Bezeichnung der Winkel Die Grundlagen der Theorie der vorliegenden Strömungsverhältnisse gab Prandtl. Er zeigte, auf Vorarbeiten Machs sich stützend, daß, wenn ein Dampf- oder Gasstrahl am Ende einer Düsenwand in einen Raum mit niedrigerem Drucke eintritt, eine Verdünnungswelle entsteht, die unter dem sogenannten Machschen Winkel δ3 (vgl. Abb. 2) gegen die Strömungsrichtung geneigt ist. Die Linie C III, auf der sich die Drucksenkung zuerst bemerkbar macht, kann somit als Grenzisobare bezeichnet werden. Die Expansion bis zum Druck der Umgebung verläuft so, daß auch fernerhin die Isobaren Gerade bleiben, die von der Ecke C ausgehen. Auf der zweiten Grenzisobare C II, die unter dem Machschen Winkel δ2 gegen die neue Strömungsrichtung geneigt ist, wird der Außendruck erreicht. Die Größe der beiden Winkel δ ist durch die Beziehung sin δ gleich \frac{\mbox{Schallgeschwindigkeit}}{\mbox{Strahlgeschwindigkeit}} bestimmt. Eine vorzügliche rechnerische Behandlung des vorliegenden Strömungsfalles verdankt man Th. Meyer. Unter Annahme verlustfreier Expansion gelangt er zu Gleichungen für den Komplementwinkel ψ des Machschen Winkels (vgl. Abb. 2) und für den Winkel φ, den die betrachtete Isobare mit einer für die Rechnung angenommenen Hülfsachse CO einschließt. Es wäre somit die Ablenkung ω = (φ2 – ψ2) – (φ3 – ψ3) = v2 – v3 bestimmbar. In Abb. 3 sind die unter Berücksichtigung der Reibung aus den Gleichungen Meyers berechneten Werte von ψ, φ und v als Ordinaten über \frac{p}{p_1} als Abszissen eingetragen, wo p den Druck auf der betrachteten Isobare, p1 den Druck vor der Düse bedeutet. Nun wäre bei einer Zoelly-Mündung die Geschwindigkeit des Dampfstrahles beim Ueberschreiten der ersten Grenzisobare gleich der Schallgeschwindigkeit, das heißt der Machsche Winkel δ3 (vgl. Abb. 2) ist gleich 90° und ψ3 ist gleich 0. Ferner lehren die von Meyer gegebenen Formeln, daß in diesem Falle auch φ3 gleich Null wird. Die erste Grenzisobare fällt daher mit der Linie CD (vgl. Abb. 1) zusammen, und die Lage der zweiten Grenzisobare läßt sich leicht bestimmen, indem man den Wert von φ2 für das gegebene Verhältnis des Gegendruckes zum Drucke vor der Düse aus Abb. 3 entnimmt. Ebenso kann man die Größe der Ablenkung feststellen, da v3 gleich Null ist, während v2 sich wiederum aus Abb. 3 ergibt. Diese Figur kann endlich auch zur Bestimmung des in der Mündung ausnutzbaren Druckgefälles dienen, wenn man mit ihrer Hilfe für den Winkel 90° – α das Verhältnis feststellt. Der Neigungswinkel α ist somit für die Größe des verarbeiteten Gefälles maßgebend. Letzteres ist bei Heißdampf größer als bei Sattdampf. Bei Laval-Düsen tritt im Schrägabschnitt eine geringere Umsetzung von Druck in Strömungsenergie auf, weil, wie eine Untersuchung mit Hilfe der Formeln Meyers zeigt, ein immer größeres Stück des Austrittsdreiecks für die Verarbeitung des Druckgefälles verloren geht, wenn die Strahlgeschwindigkeit bereits am Ende des sich erweiternden Teiles groß ist. Textabbildung Bd. 332, S. 25 Abb. 3. Einfluß der Reibung auf die Kurven für φ, ψ und v bei überhitztem Dampf Demzufolge ist aber auch die Ablenkung des Strahles geringer. Dies ist ein wesentlicher Vorzug, da der Wirkungsgrad am Radumfange von der Arbeit am Radumfange abhängt und diese mit wachsender Strahlablenkung sinkt. Wenn man letztere aus Abb. 3 und das Wärmegefälle bzw. die adiabatische Geschwindigkeit aus dem Mollier-Diagramm bestimmt hat, kann die Ermittlung der für stoßfreien Eintritt erforderlichen Laufradform in bekannter Weise mit Hilfe des Geschwindigkeitsdreiecks geschehen. Bei der Benutzung der Rechnung Meyers wäre noch zu berücksichtigen, daß einerseits die von der Ecke C (Abb. 1) eingeleitete Expansion den Dampfstrahl von der Wand DE ablenkt, andererseits wegen des Druckunterschiedes zwischen Spalt und Strahl letzterer das Bestreben zeigen wird, in Richtung des Fahrstrahles C III (Abb. 2) zu expandieren. Infolgedessen werden die Isobaren in der Nähe der Rückwand gemäß Abb. 4 zurückgebogen. Eine Verringerung der Strahlablenkung ließe sich nun wahrscheinlich dadurch erzielen, daß man den Einfluß der Rückwand auf die Strömungsverhältnisse vergrößert, indem man die Strecke DE (vgl. Abb. 1) schräg zur Mittelachse legt in Annäherung an die Lavalsche Erweiterung. Eine dementsprechende Düsenform wurde vor kurzem von den Bergmann-Elektrizitätswerken zum Patent angemeldet. Wird der Zoelly-Mündung ein zu großes Druckgefälle zur Verarbeitung überwiesen, so tritt bei reichlicher Bemessung der Laufradquerschnitte Spaltexpansion ein. Die von der Ecke C eingeleitete Expansion würde daher auf der Isobare CF (Abb. 1) endigen. Die durch E hervorgerufene Expansion läge zwischen den Isobaren EG und EH. Wie Abb. 4 am deutlichsten erkennen läßt, steht somit auch in diesem Falle der größte Teil des Strahles unter dem Einflüsse der Ecke C. Die Ablenkung würde etwas stärker werden. Textabbildung Bd. 332, S. 26 Abb. 4. Theoretischer Verlauf der Isobaren im Austrittsdreieck und im Spalt bei einer Zoelly-Mündung Schmolke. ––––– Die Bedeutung der Dampfdruckmessungen bei tiefen Temperaturen in der Thermochemie. Von besonderer Bedeutung für die Thermochemie ist eine gründliche experimentelle Untersuchung des Dampfdruckes in einem weiten Temperaturbereiche. Dessen Kenntnis ist nämlich erforderlich, wenn man den Verlauf von chemischen Reaktionen auf Grund von thermischen Messungen vorausberechnen will. Dies ist aber die für die Praxis wichtigste Aufgabe der Thermochemie. Insbesondere interressiert den Techniker die Feststellung der Arbeitsfähigkeit von Brennstoffen. Wie in D. p. J. S. 26 d. Bd. gezeigt wurde, gelingt die Vorausbestimmung der Höchstarbeit eines chemischen Vorganges mit Hilfe des dritten Wärmesatzes, wenn man die in dem Ausdrucke l\,n\,\zeta=-\frac{\lambda_0}{R\,T}+\frac{d_0}{R}\,l\,n\,T+\frac{\beta_0}{R}\,T+\frac{\gamma_0}{2\,R}\,T^2\ .\ .\ .+i vorkommende Konstante i berechnen kann. Es bedeuten in obiger Gleichung ζ die Sättigungskonzentration, λ0 die Kondensationswärme nahe dem absoluten Nullpunkte, R die Gaskonstante, T die absolute Temperatur und die Nenner des zweiten und der folgenden Glieder Festwerte, die die Abhängigkeit der Wärmetönung des Kondensationsprozesses von der Temperatur kennzeichnen. Für die Berechnung von i empfiehlt es sich, den Dampfdruck p in die Gleichung einzuführen. Dies ist möglich, da bekanntlich in einem Gasgemisch der Partialdruck eines Bestandteiles der Anzahl der Moleküle dieses Bestandteiles und somit auch seiner Konzentration verhältnisgleich ist. Es besteht beim Gleichgewicht zwischen einer Flüssigkeit und ihrem gesättigtem Dampfe die Beziehung p = ζRT, so daß man sofort schreiben kann: l\,n\,p=-\frac{\lambda_0}{R\,T}+\frac{R+\alpha_0}{R}\,l\,n\,T+\frac{\beta_0}{R}\,T+i+l\,n\,R. Allerdings gilt diese Formel nur, wenn der gesättigte Dampf den Gasgesetzen gehorcht und sein Rauminhalt sehr groß gegenüber dem der Flüssigkeit ist. Indessen ergibt sich ein ganz gleich gebauter Ausdruck, wenn man in die überall geltende Gleichung von Clausius-Clapeyron \lambda=T\,\frac{d\,p}{d\,T}\,(v-v_0) einige allen Anforderungen an ein Annäherungsverfahren entsprechende Annahmen einführt. Es bedeuten in der angegebenen Gleichung v und v0 das Molekularvolumen des gesättigten Dampfes und der Flüssigkeit. Die erste der erwähnten Annahmen bezieht sich auf die Volumenverhältnisse. Sofern nämlich der sogenannte reduzierte Druck, d.h. der Quotient von Dampfdruck p und kritischem Druck π übereinstimmt, hat der Rauminhalt gesättigter Dämpfe nahezu den gleichen, von der Art des Stoffes unabhängigen Wert. In wissenschaftlicher Form bringt man diese Erfahrungstatsache zum Ausdruck, indem man sagt: Das Theorem der übereinstimmenden Zustände trifft für die Volumverhältnisse bei übereinstimmenden Drücken zu. Die für einen einzelnen Stoff gefundene Formel p\,(v-v_0)=R\,T\,\left(1-\frac{p}{\pi}\right) dürfte somit allgemeine Gültigkeit besitzen. Ferner wurde festgestellt, daß die Verdampfungswärme, sofern ein Druck von 20 at nicht überschritten wird, mit hinreichender Genauigkeit durch die Gleichung \lambda=(\lambda_0+3,5\,T-\varepsilon\,T^2)\,\left(1-\frac{p}{\pi}\right), wo ε ein Festwert ist, bestimmt werden kann. Vereinigt man die beiden Erfahrungsformeln mit der Gleichung von Clausius-Clapeyron, so ergibt sich sofort durch Integration der der obengenannten Dampfdruckformel völlig entsprechende Ausdruck l\,n\,p=-\frac{\lambda_0}{R\,T}+\frac{3,5}{R}\,l\,n\,T-\frac{\varepsilon}{R}\,T+i+l\,n\,R. Mit seiner Hilfe könnte i bzw. die für manche angewandte Rechnung bequemere „chemische Konstante“ C=\frac{i+l\,n\,R}{2,302} berechnet werden, sofern die Werte von λ0 und ε bekannt wären. Auf kürzestem Wege gelangte man zu deren Kentnis durch Benutzung von Dampfdruckkurven. Leider sind solche bisher meist noch nicht bis zu hinreichend niedrigen Drücken bestimmt. Das geschilderte von Nernst angegebene Rechnungsverfahren gilt zwar nur unter den erwähnten Annahmen, hat sich aber innerhalb eines großen Temperaturbereichs bewährt. Die an letzter Stelle gebrachte Gleichung trägt den tatsächlichen Verhältnissen besser Rechnung als manche mehrkonstantige Formel. Schmolke. ––––– Flußmittel zum elektrischen Schweißen von schmiedbarem Eisen? Beim gewöhnlichen Schweißverfahren dient das Flußmittel hauptsächlich zum Unschädlichmachen der durch die Erhitzung gebildeten Eisenoxydverbindungen. Diese bilden sich beim elektrischen Schweißen nicht, da der Flammenbogen reduzierend wirkt. Die elektrische Schweißung wurde bis vor kurzem fast nur zum Ausbessern von Stahlguß verwandt. Neuerdings schweißt man im Harz allerdings auch ohne Flammenbogen (Widerstandserhitzung) Henkel und dergleichen an Gefäße, verwendet aber dazu, so weit bekannt, keine Flußmittel. Loebe. ––––– Steuerung für Dampflokomotiven. Die früher viel verwendeten Bauarten wie Stephenson-Allan- und Gooch-Steuerungen sind jetzt fast ganz verlassen. Für innenliegendes Triebwerk wird besonders in England die Joy-Steuerung benutzt, in Deutschland die Heusinger-Steuerung für außen liegendes Triebwerk. Die durch diese Steuerungen erhaltenen Schieberbewegungen sind nicht vollkommen einwandfrei. Bei 20 v. H. Füllung ist dabei die Kanaleröffnung nur mehr etwa ein Fünftel der Kanaleröffnungen bei 75 v. H. Füllung. Dies ist um so nachteiliger, als gerade bei kleineren Füllungen bei Fahrten in der Ebene die größte Fahrgeschwindigkeit und somit auch die größten Kolbengeschwindigkeiten mit kleinsten Kanaleröffnungen zusammenfallen. Es sind deshalb schon viele Steuerungen versucht worden, die auch bei kleinen Füllungen große Kanaleröffnungen ergeben, so z.B. die Joungsche Hahnsteuerung, die Meyersche Expansionssteuerung und die Lentzsche Ventilsteuerung. Die Heusingersteuerung hat gleichbleibende Voreilung, bleibt vom Federspiel fast unbeeinflußt, ebenso von der endlichen Schubstangenlänge. Sie wird darum bei außenliegendem Triebwerk am häufigsten verwendet. Für innenliegendes Triebwerk ist sie dagegen weniger geeignet. Es wird in diesem Falle, wie bereits erwähnt, häufig die Joy-Steuerung verwendet. Da aber bei dieser Steuerung der Antrieb von einem Punkte der Triebstange erfolgt, welcher dem Federspiel unterliegt, so macht sich dieser Einfluß auf die Dampfverteilung nachteilig bemerkbar. Textabbildung Bd. 332, S. 27 Abb. 1. Textabbildung Bd. 332, S. 27 Abb. 2. Textabbildung Bd. 332, S. 27 Abb. 3. Die in der Abb. 1 bis 3 dargestellte Verhoop-Steuerung ist dagegen vom Federspiel unbeeinflußt. Die Schieberbewegung wird durch zwei von den beiden Kreuzköpfen abgeleitete geradlinige Bewegungen hervorgerufen. Die vom Kreuzkopf abgeleitete Grundbewegung ist für alle Füllungen gleich und wird durch einen dem der Heusingersteuerung ähnlichen Gegenlenker a verkleinert. Die zweite Grundbewegung wird vom zweiten Kreuzkopf abgeleitet. Diese Bewegung wird durch die Schubstangen b und c bzw. b1 und c1, die Hebel d und d1 bzw. d1 und e1 und die Welle h bzw. h1 der Gleitführung zugeleitet. Die Gleitführungen werden vom Führerhaus aus verstellt, und hierdurch wird die Schieberbewegung je nach Größe der Füllung und der Fahrtrichtung verändert. Die Schieberellipsen nach Abb. 4 zeichnen sich durch große Gleichmäßigkeit aus, so daß der Einfluß der endlichen Länge der Schieberstangen bei der Verhoopsteuerung nur sehr gering sein kann. Abb. 5 zeigt, daß, wie bei der Heusingersteuerung, die Schieberschubstange bei innerer Einströmung den Gegenlenker oberhalb der Schieberstange angreift. Bei äußerer Einströmung dagegen liegt nach Abb. 6 der Angriffspunkt unterhalb der Schieberstange. Textabbildung Bd. 332, S. 28 Abb. 4. Zum Entwurf der Verhoopsteuerung verwendet man am besten das in Abb. 7 dargestellte Zeunerdiagramm. In üblicher Weise wird die Kanalbreite und die äußere Ueberdeckung festgelegt und dann die größte Füllung und die Voreilung bestimmt. Durch die Punkte EOF wird der Schieberkreis für die größte Füllung gelegt. Die beiden Grundbewegungen folgen sich im Abstande von 90° der Radumdrehung, a ist die vom gleichseitigen und b die vom gegenseitigen Kreuzkopf herrührende größte Verschiebung aus der Mittellage. Bezeichnet c den größten Schieberweg von der Mittellage aus und δ den Voreilwinkel des Ersatzexzenters, so wird c=\sqrt{a^2+b^2} und c = a sin δ + b cos δ. Textabbildung Bd. 332, S. 28 Abb. 5. Die Vorteile dieser Steuerung für innenliegendes Triebwerk sind vollständige Unabhängigkeit vom Federspiel, fast vollständiger Ausgleich des Einflusses der endlichen Stangenlänge. Außerdem wird eine gute Dampfverteilung bei gleichbleibender Voreilung erreicht. Die Steuerung ist unabhängig von der Treibachse und kann deshalb dort verwendet werden, wo früher wegen Platzmangel nur die Joysteuerung Verwendung fand. Je weniger Gelenke eine Steuerung besitzt, desto besser ist ihre Wirkungsweise. Bei der hier beschriebenen Steuerung bewegen, sich bei jeder Radumdrehung acht Drehpunkte, die durch Abnutzung toten Gang der Steuerung ergeben können. Zum Vergleich sei darauf hingewiesen, daß die Heusingersteuerung neun, die Stephensonsteuerung zehn, die von Joy sieben, die von Allan zehn derartige Drehpunkte haben. Textabbildung Bd. 332, S. 28 Abb. 6. Textabbildung Bd. 332, S. 28 Abb. 7. Die Verhoopsteuerung wurde im Jahre 1914 bei einer Straßenbahnlokomotive der Emmerich-Zutphen-Bahngesellschaft ausgeführt und hat sich hier gut bewährt. Späterhin wurden noch andere größere Straßenbahnlokomotiven mit dieser Steuerung gebaut. (Zeitschr. des Vereins deutscher Ingenieure 1916 S. 725 bis 729.) W. ––––– Kolben und Zylinder aus Aluminium. Es ist bereits früher (D. p. J. Bd. 330 S. 355) darauf hingewiesen worden, daß Aluminiumlegierungen ein zweckmäßiger Baustoff für Automobil- und Flugzeugmotoren sind. Die Automobilzeitung, Wien 1916 Heft 35, enthält einen ausführlichen Bericht über die Verwendung des Aluminiums bei solchen Motoren. Die allgemeine Einführung des Aluminiumkolbens in der amerikanischen Automobilindustrie hat in Europa bis jetzt noch wenig Anklang gefunden, obwohl die ersten Versuche hierzu aus Frankreich und Deutschland stammen und hier das Cothias-Aluminium-Preßverfahren bereits seit dem Jahre 1897 Verwendung findet. Mit Aluminiumkolben sind wohl schon in allen größeren Automobilfabriken Versuche ausgeführt worden, doch haben dieselben nicht befriedigt. Um die hin- und hergehenden Teile des Triebwerkes möglichst leicht zu gestalten hat man Stahlkolben ausgeführt. In den letzten drei Jahren haben französische Firmen bei ihren Wagen Aluminiumkolben verwendet, ohne daß diese Tatsache allgemein bekannt wurde. Auch bei Flugzeugmotoren hat man Aluminiumkolben ausgeführt. Die Flugzeugmotoren der italienischen Fiatwerke haben ausschließlich Kolben aus Aluminium. Bei europäischen Rennfahrten wurden bis jetzt noch keine solche Kolben verwendet, auch nicht bei Motorbootrennen. Hier kam ausschließlich der Stahlkolben in Betracht. Seit Ausbruch des Krieges hat man bei leistungsfähigen Flugzeugmotoren immer mehr den Aluminiumkolben verwendet, so zum Beispiel beim französischen Gnôme-Motor, bei dem dadurch die Leistung von 120 PSe auf 150 PSe gesteigert werden konnte. Auch die Fabrik Lorraine-Dietrich hat ähnliche Erfahrungen gesammelt. Nachdem sie in einem achtzylindrigen wassergekühlten Flugzeugmotor Stahlzylinder und Gußeisenkolben benutzt hatte, erhielt sie mit Aluminiumkolben bessere Ergebnisse. Die Kolben waren hierbei nach dem Cothias-Preßverfahren hergestellt. Mit Aluminiumkolben sind schon ausgedehnte Dauerversuche gemacht worden. Eine Fabrik ließ zum Beispiel ein paar Kolben, ohne sie zu erneuern und auszubessern etwa 100000 km laufen. Eine andere Fabrik erprobte drei Wagen auf der Straße, indem sie die Wagen ein Jahr lang täglich 12 Stunden fahren ließ. Auch Zylinder aus Aluminiumlegierung sind bereits ausgeführt, besonders für Lastkraftwagen. Es wurden bei einem Ausführungsbeispiel je vier Zylinder in einem Stück aus Aluminiumlegierung gegossen, in die dünne Stahllaufbüchsen. eingeschraubt wurden. Der abnehmbare Zylinderkopf wurde dabei aus Gußeisen hergestellt. Die Aluminiumzylinder sind innen und außen emailliert als Schutz gegen etwaige Undichtheiten des Gusses. Ehe man sich entschied, diesen Motor in großen Mengen herzustellen, wurde er während 50 Stunden mit voller Belastung abgebremst. Der Motor wiegt 1,08 kg für 1 PS ohne Wasser und Schmieröl. In der Fabrik von Ponhard & Levassor lief eine Fabrikmaschine mit Aluminiumzylindermotor ein Jahr hindurch täglich 22½ Stunden. Es waren hier keine Stahlbüchsen vorhanden. Die Ventilsitze und Ventilköpfe wurden aus Gußeisen hergestellt. Es haben sich während dieser Dauerprobe keine Störungen gezeigt. Bei einem Motor mit Aluminiumzylinder ohne Stahlbüchsen (105 mm Bohrung und 140 mm Hub) war das Gewicht der Zylindergüsse 21 kg, in Eisenguß dagegen 52 kg. Ein Peugeot-Rennwagenmotor mit vier Zylindern und 16 Ventilen wurde aus Aluminium hergestellt, ohne Stahlbüchsen und ohne besondere Ventilsitze. Der Rohguß in Aluminium wiegt hier 28⅓ kg, derselbe in Gußeisen 76½ kg, bei etwa 94 mm Zylinderbohrung. Bei einem Achtzylindermotor ergibt sich hierbei 90 kg Gewichtsersparnis. Die Motoren laufen mit 2800 Umdrehungen in der Minute. Es ist ohne weiteres verständlich, daß die Verwendung von Aluminiumzylindern für Flugzeugmotoren von größter Wichtigkeit ist. Der Aluminiumzylinder der V-Bauart ist in der Herstellung billiger als der Gnôme-Umlaufmotor, ist leichter zusammenzubauen und in gutem Zustande zu erhalten. Sind dann auch beide Bauarten von gleichem Gewicht, so ist der V-Motor doch im Vorteil, weil er den geringeren Benzin- und Schmierölverbrauch hat. Dies ist bei längerer Betriebsdauer von großer Wichtigkeit. Der Aluminiumkolben ist nur wenig leichter als der Graugußkolben und nicht leichter als der Stahlgußkolben bei den bisherigen Ausführungen. Er hat aber den großen Vorteil, daß die Wärme sehr gut abgeleitet wird, was einen günstigen Einfluß auf die Lebensdauer eines solchen Kolbens hat. Aluminiumkolben werden deshalb schwerer ausglühen als Gußeisenkolben. Es kann deshalb auch eine höhere Verdichtung zugelassen werden. Der Aluminiumkolben wird im Innern mit Rippen versehen, die den Zweck haben, die Erhitzung von der Kolbenoberfläche abzuleiten und ihn zu verstärken. Ohne diese Rippen, die nicht entbehrt werden können, wäre er viel leichter als gußeiserne oder Stahlkolben. Unsere Flugzeugmotoren werden nun immer mehr mit Aluminiumkolben ausgerüstet, und man geht hier so weit, daß man aus alten Flugzeugmotoren die Stahlkolben entfernt und Aluminiumkolben einsetzt. Die Ursache ist in der schlechten Beschaffenheit des jetzigen Schmieröles zu suchen. Vor dem Kriege wurden nur Schmieröle verwendet, deren Flammpunkt bei etwa 300° lag. Der Flammpunkt der jetzigen Schmieröle liegt etwa bei 200°. Die Flugzeugmotoren werden stets bis zur äußersten Grenze ihrer Leistung ausgenutzt. Diese hohe Beanspruchung in Verwendung mit dem schlechten Schmieröl hat eine Verrußung und ein Festbrennen der Kolbenringe zur Folge. Die Anwendung von Aluminiumkolben hat diesen Umstand vollkommen beseitigt. Die gute Wärmeleitung des Aluminiums ermöglicht auch die Verwendung von schlechtem Schmieröl, ohne daß ein Festbrennen der Kolben eintritt. Bei Verwendung von Aluminiumkolben und Aluminiumzylinder hat man bis jetzt auch Stahllaufbüchsen verwendet. Man hat bis jetzt ängstlich vermieden Aluminium auf Aluminium laufen zu lassen. Man hat aber bereits versucht die Stahllaufbüchse wegzulassen. Es kommt hier auf die Art der Legierung an. Viele Schwierigkeiten entstehen aber noch beim Guß dieser Aluminiumlegierungen. Es hat sich gezeigt, daß Aluminiumgußstücke von verschiedener Wandstärke eine ganz verschiedenartige Beschaffenheit des Baustoffes zeigen, je nachdem die Wandstärken große oder kleine Abmessungen besitzen. Es gibt dann im Guß Stellen, die sehr hart und solche, die schwammig weich sind. W. Verein deutscher Brücken- und Eisenbaufabriken, Sitz Berlin. Es wurden im abgelaufenen Geschäftsjahr insgesamt 365248 t gegen 263848 t im Jahre 1914/15 an neuen Aufträgen hereingenommen, was einem Zugang von etwa 38½ v. H. entspricht. Hiervon entfielen rund 3¾ v. H. auf öffentliche Ausschreibungen von Behörden gegen 9¾ v. H. im Vorjahr. Der Verein beteiligte sich an den fünf Kriegsanleihen mit insgesamt 1½ Millionen Mark. Die Geschäftsstelle des Vereins ist vom Reichsamt des Innern zur Preisprüfung für die Ausfuhr von Eisenbauten bestimmt worden. Der Verein führt vom 1. Januar 1917 ab den Namen „Deutscher Eisenbau-Verband“. ––––– In dem Reichsverband der deutschen Metallindustrie sind außer den norddeutschen Fabrikanten auch die süd- und westdeutschen Fabrikanten in größerer Anzahl im Vorstande vertreten. Nun hat auch Geh. Kommerzienrat Schiedmayer in Stuttgart den stellvertretenden Vorsitz des Verbandes übernommen. Der Vorsitz wird also jetzt geführt durch Dr. Fürstenheim i. Fa. J. Hirschhorn, Berlin, als ersten Vorsitzenden, und den Geh. Kommerzienrat Schiedmayer i. Fa. Schiedmayer & Söhne, Stuttgart, und Direktor Max Scholz i. Fa. Ehrich & Graetz, Berlin, als stellvertretenden Vorsitzenden des Verbandes. Die Beitrittserklärungen zu dem neuen Verbände mehren sich erfreulicherweise. Angesichts der wichtigen Ziele, die der Verband verfolgt, kann es nur im Interesse der Fabrikanten liegen, sich den gemeinsamen Bestrebungen anzuschließen, was um so leichter ist, als die vom Verbände erhobenen Beiträge außerordentlich gering angesetzt sind. Die Geschäftsstelle des Verbandes befindet sich Berlin-Tempelhof, Hohenzollernkorso 1. ––––– Am 14. Januar d. J. war der 150. Geburtstag des Rathenower Predigers Johann Heinrich August Duncker, dem die Stadt Rathenow ihren Weltruf als Brillenstadt verdankt.