Polytechnische Schau. (Nachdruck der Originalberichte – auch im Auszuge – nur mit Quellenangabe gestattet.) Polytechnische Schau. Der Jahreswirkungsgrad des Transformators. In einem Transformator entstehen Verluste einmal durch Ummagnetisierung und Wirbelströme im Eisen, zum andern durch Stromwärme im Kupfer. Da ein Lichttransformator primär das ganze Jahr an Spannung liegt, auch wenn sekundär keine Lampen eingeschaltet sind, so werden die Verluste im Eisen, die Leerlaufverluste, auch während dieser ganzen Zeit in voller Größe auftreten, während die Stromwärmeverluste nur während der Belastungzeiten vorhanden sind. Das Verhältnis der Verlustarbeit zur aufgenommenen Arbeit während eines Jahres wird sich darum um so ungünstiger gestalten, je kleiner die Zeiten der Vollbelastung und je höher die Leerlaufverluste sind, auch wenn der „Wirkungsgrad“ an sich ein sehr hoher war. Dieses Verhältnis nennt man den „Jahreswirkungsgrad“. Es ist demnach offenbar nicht gleichgültig, wie die Gesamtverluste auf Kupfer und Eisen verteilt sind. Der Käufer wird, um einen guten Jahreswirkungsgrad zu erhalten, möglichst geringe Leerlauf Verluste verlangen, während andererseits der Konstrukteur nach einer gleichmäßigeren Verteilung der Verluste strebt. Nun gibt aber der Jahreswirkungsgrad ein zu ungünstiges Bild, da die zur Deckung der Leerlaufverluste aufgewendete Leistung nicht zu jeder Zeit den gleichen Wert hat. Zum Beispiel muß nachts der ständigen Betriebsbereitschaft wegen ja doch im Elektrizitätswerk eine Maschine laufen. Zu dieser Zeit ist die Leistung, die für die Leerlaufverluste der Transformatoren verbraucht wird, zweifellos viel geringer zu bewerten als während der Stunden der Höchstbelastung. Vidmar schlägt deshalb in Elektrotechnik und Maschinenbau 1917 Heft 20 vor, dem Entwurf von Lichttransformatoren einen Wirtschaftlichkeitsgrad zugrunde zu legen, der diese Verhältnisse berücksichtigt. Verhält sich der Wert der allein auftretenden Leerlaufarbeit zum Werte der bei Vollast verloren gegangenen Energie wie ξ : 1, so bezeichnet er als Wirtschaftlichkeitsgrad w=\frac{L}{L+V_e+V_k+(n-1)\,\xi\,V_e}, worin L die abgegebene Leistung des Transformators, Vc die Verluste im Eisen und Vk die Verluste im Kupfer sind. Die Zahl n gibt an, wie viel mal länger im Laufe eines Jahres die Verluste im Eisen auftreten als die Verluste im Kupfer. Der Wirkungsgrad ist bekanntlich \eta=\frac{L}{L+V_e+V_k}, während man das Verhältnis \varepsilon=\frac{L}{L+n\,V_e+V_k} als Jahreswirkungsgrad bezeichnet. Da für die Größe von ξ die wirtschaftlichen Verhältnisse maßgebend sind, so läßt sich kein unbedingt bestimmter Wert angeben. Im allgemeinen wird man etwa ξ = 0,5 annehmen können. Damit erhält man die Beziehung w=\frac{2\,\eta\,\varepsilon}{\varepsilon+\eta}. Der Wert des Wirtschaftlichkeitsgrades liegt ungefähr in der Mitte zwischen Vollast- und Jahreswirkungsgrad und ist durch eine Aenderung des Verhältnisses der Teilverluste viel leichter zu verbessern als der Jahreswirkungsgrad. Die Bestrebungen, die Baustoffe besser auszunutzen und für eine Verbilligung des Transformators eine geringe Verschlechterung des Wirkungsgrades in Kauf zu nehmen, sowie der Bau von Großtransformatoren drängen namentlich mit Rücksicht auf den Leistungsfaktor, der durch eine hohe Belastung des Eisens ungünstig beeinflußt wird, dahin, die Leerlaufverluste im Verhältnis zu den Verlusten im Kupfer kleiner zu machen. Auch die Möglichkeit, das Kupfer besser kühlen zu können als das Eisen, weist den Konstrukteur nach dieser Richtung. Eine Verschlechterung des Vollastwirkungsgrades hat dabei nicht notwendigerweise auch eine Verkleinerung des Wirtschaftlichkeitsgrades zur Folge, wie aus der zuletzt angeführten Beziehung leicht zu ersehen ist. Die günstigste Verteilung der Verluste erhält man, wenn man etwa 30 bis 40 v. H. der Gesamtverluste dem Eisen zuteilt. Dr. Bachmann. ––––– Baggergut-Zentrifugalpumpen. Zur Förderung des meist aus grobkörnigem und scharfkantigem Sande bestehenden Baggergutes kann man gewöhnliche Zentrifugalpumpen infolge zu großen Verschleißes nicht benutzen. Ueberdies wären außerordentliche Durchgangsweiten der Pumpe erforderlich, da vielfach Steine von beträchtlicher Größe mitgefördert werden. Bei Baggergut-Zentrifugalpumpen muß das Innere des Gehäuses durch auswechselbare, gehärtete Stahlbleche gegen das Durchscheuern geschützt sein. Dem gleichen Zwecke dient ein Stahlgußrohrstück am Saughalse. Durch Rippensterne verstärkt man die flachen Seiten des Gehäuses. In dessen Innerem laufen die drei Stahlschaufeln des Kreiselrades mit geringem Spiele gegen die geraden Wände, mit großem Spiele gegen die spiralförmig erweiterte Gehäusewand. Die Welle, welche das Rad trägt, ist in einer bronzenen Grundbuchse gelagert, die durch Druckwasserzuführung vor eindringendem Sande geschützt wird. Der Saugkrümmer besitzt eine sackartige Erweiterung, um großen Steinen, die nicht durch das Schaufelrad gehen, das Ablagern zu ermöglichen. Sie werden in den Betriebspausen entfernt. Soll Baggergut von einem Prahm an Land gefördert werden, so wird die Pumpe auf einem zweiten Prahm untergebracht. Auf diesem ist überdies eine Spülwasser-Zentrifugalpumpe, die Wasser aus dem Flusse ansaugt und es dem Baggergute im ersten Prahme zuführt, um dieses zu verdünnen und förderungsfähiger zu machen. Außerdem füllt sie bei Beginn des Betriebes die Saugleitung der Baggergutpumpe sowie diese selbst mit Wasser, was zur Einleitung der Förderung notwendig ist, und dient ferner zu deren Reinigung. Das Saugmundstück der Baggergutpumpe muß beweglich sein, damit es an verschiedene Stellen des Prahmes mit dem Wasser-Sandgemisch gelangen kann. Dieses fließt durch die Pumpe zur Abladestelle. Wenn die Förderhöhe durch die noch zulässige Umlaufzahl 250 in der Minute nicht überwunden werden kann, schaltet man zwei Pumpen derart hintereinander, daß der Druckstutzen der ansaugenden Pumpe mit dem Saugstutzen der anderen verbunden ist. Auch zum Einbau in Eimerbaggern verwendet man Kreiselpumpen. Aus ersteren fällt das vom Grunde geholte Fördergut in eine Rinne, die es unter Deck in einen Behälter führt, aus dem es nach Zusatz von Wasser durch die Pumpe gesaugt wird. Sofern die Förderleitung eine größere Länge hat, wird sie zum Teil schwimmend, zum Teil für Lagerung auf dem Lande ausgeführt. Die Saugbaggerschiffe erfordern eine weniger starke Verankerung als die Eimerbagger. Ueberdies leisten sie mehr, arbeiten wirtschaftlicher, nehmen weniger Platz in Anspruch und können auch in unruhigen Gewässern tätig sein. Auf ihnen werden die Baggergut-Kreiselpumpen mit dem größten Erfolge verwendet. Mit deren Hilfe können Schiffe, die auf Grund gelaufen sind, freigemacht werden, indem man den Boden unter dem Fahrzeuge fortsaugt. Daher werden zum Beispiel Flußkanonenboote mit einer der beschriebenen Pumpen versehen. Außer dieser sowie den erforderlichen Rohrleitungen trägt ein Saugbaggerschiff noch eine Maschine zur Fortbewegung und eine andere zum Antriebe der Pumpe. Letztere fördert bei einem Kreiseldurchmesser von 2,2 m, doppelseitiger Ansaugung und 150 bis 180 Umdrehungen in der Minute 2700 m3 in einer Stunde, wozu eine Arbeitsleistung von 800 PS erforderlich ist. Das Saugrohr besitzt an der Mündung eine Schneid-, Rühr- oder Grabvorrichtung, um den Boden lockern zu können. Zu dem gleichen Zwecke läßt man Wasserstrahlen mit 8 bis 9 at Druck aus Oeffnungen neben der Saugrohrmündung strömen, die den Grund aufwühlen. Zur Einleitung des Ansaugens werden Ejektoren verwendet. (Immerschitt in Heft 28 der Zeitschrift für Dampfkessel und Maschinenbetrieb.) Schmolke. ––––– Das Formen voi Gewinden und Schnecken. Ein einfaches Verfahren zum Formen von Gewinden und Schnecken, das noch wenig bekannt sein dürfte und manchen Vorteil bietet, beschreibt A. Wiedemann in Stahl und Eisen (1917 Heft 30 S. 694). Textabbildung Bd. 332, S. 304 Abb. 1. Textabbildung Bd. 332, S. 304 Abb. 2. Textabbildung Bd. 332, S. 304 Abb. 3. Als Beispiel ist das Formen einer in Abb. 1 abgebildeten Gewindespindel gewählt, wie sie bei der Einstellung von Sellerslagern im Transmissionsbau Verwendung findet. Die Formeinrichtung (Abb. 2) besteht aus einer Durchziehplatte a, durch welche das Gewindespindelmodell b hindurchgeschraubt ist. Abb. 3 zeigt die Art des Formens. Um die Gewindegänge des Mittelkastens wird in einer Schicht von etwa 2 cm fein gesiebter, mit etwas Staubkohle und Sulfitlauge versetzter Modellsand gedrückt, und zum Vollstampfen gewöhnlicher, alter Formsand verwendet, o ist der Ober-, u der Unterkästen. Das Gewindespindelmodell wird durch die Durchziehplatte aus dem Sande herausgedreht, der Mittelkasten mit Hilfe eines mehrflammigen Gasbrenners in wenigen Minuten getrocknet, und danach der Kern (Abb. 4) in die fertige Gußform eingesetzt (Abb. 5). Textabbildung Bd. 332, S. 304 Abb. 4. Textabbildung Bd. 332, S. 304 Abb. 5. Die fertig gegossenen Gewindespindeln (Abb. 6), die man nach dem Putzen gefirnißt und mit einer Streusandschicht versieht, werden beim Guß der Lagerkörper direkt als Kerne verwendet (Abb. 7). Sie lassen sich dann ohne Schwierigkeiten aus dem fertig gegossenen Lagerkörper herausschrauben. Textabbildung Bd. 332, S. 304 Abb. 6. Textabbildung Bd. 332, S. 304 Abb. 7. Textabbildung Bd. 332, S. 304 Abb. 8. Daß durch die abschreckende Wirkung dieser Kerne das Gefüge des Lagerbocks weißstrahlig wird, hat auf dessen Verwendung und Haltbarkeit keinen nachteiligen Einfluß. In ähnlicher Weise erfolgt auch, wie Abb. 8 zeigt, das Formen und Gießen von Gewindeschnecken. Loebe. ––––– Ersparnisse im Dampfkesselbetriebe. In Heft 24 der Zeitschrift für Dampfkessel und Maschinenbetrieb weist Prof. Wilda-Bremen darauf hin, daß sich durch richtige Ausnutzung und sachgemäße Auswahl der Kohlen beträchtliche Ersparungen im Dampfkesselbetriebe erzielen lassen. Es hängt zum Beispiel der Wirkungsgrad einer Dampferzeugungsanlage wesentlich von der Körnung der verwendeten Kohle ab, da einerseits beim Verfeuern von Grus leicht der Luftzutritt behindert wird, andererseits bei Verwendung großstückiger Kohle die dem Einflüsse der Verbrennung dargebotene Oberfläche klein ist. Von Bedeutung ist ferner der Koksgehalt des Brennstoffes. Man kann ihn durch Erhitzung einer fein gepulverten Kohlenprobe in einem Tiegel mit gut abschließendem Deckel leicht feststellen. Die für den Dampfkesselbetrieb geeignete Kohle soll zusammenhaltenden, festen und harten Koks ergeben. Großer Aschengehalt ist immer schädlich. Vor allem rötliche, Silizium, Eisenoxyd und Kalk enthaltende Asche beschränkt den Luftzutritt, macht beständiges Durchstoßen der Feuerung notwendig und verursacht hierdurch Kohlenverluste infolge Durchfallens des Brennstoffes durch den Rost. Gute Kesselkohle soll hellgraue bis lederfarbene Asche ergeben. Bei Bestimmung von deren Menge ist die in die Züge gelangende Asche in Betracht zu ziehen. Bei gewaschener Kohle ist der Wassergehalt von Wichtigkeit. Er läßt sich durch den Gewichtsverlust bestimmen, den der bei Zutritt trockener Luft in einer Flasche erhitzte Brennstoff erleidet. Auch die Transportkosten von Asche und Wassergehalt können nicht vernachlässigt werden. Bei Angaben über den Zusammenhang des Zuges und der auf 1 m2 verbrannten Kohlenmenge sollte man Güte und Körnung des Brennstoffes berücksichtigen. Vielfach sind auch die Annahmen über den Zeitraum irrig, den Heizgase zur Abgabe ihres Wärmeinhaltes benötigen. Die üblichen Gasgeschwindigkeiten sind meist zu klein. Auch muß berücksichtigt werden, daß sich die Heizgase an den Wandungen der Züge langsamer als an den anderen Stellen des Querschnittes fortbewegen. Zur Ausnutzung dieser Erscheinung empfiehlt sich eine Verengung der Züge, sofern sich diese mit einer Besteigbarkeit zum Zwecke der Reinigung vereinigen läßt. Sehr wichtig ist das Dichthalten des Mauerwerkes, da eindringende Luft eine starke Verdünnung des Zuginhaltes herbeiführt, weil die kalte Außenluft nur ein Viertel des spezifischen Volumens der innerhalb befindlichen aufweist. Auch bringt die Verwendung von Gebläsen und die Zuführung durch die Heizgase vorgewärmter Luft vielfach Vorteile mit sich. Schmolke. ––––– Beitrag zur Bestimmung von zusätzlichen Kupferverlusten in Wechselstrommaschinen. Das von einem Wechselstrom erzeugte Feld bildet sich nicht nur in der Umgebung des Stromleiters, sondern auch in seinem Inneren aus. Infolge der von ihm ausgehenden Induktionswirkungen findet eine ungleichmäßige Verteilung der Stromdichte auf den Leiterquerschnitt, und zwar eine Stromverdrängung nach außen statt. Laufen mehrere Leiter nebeneinander her, so überlagern sich die einzelnen Wirkungen, so daß bei einer Spule zum Beispiel die Stromlinien nach dem Inneren zusammengedrängt werden. Die Folge dieser Erscheinung ist eine Vergrößerung der Stromwärmeverluste gegenüber dem Produkte aus dem Quadrate der Stromstärke und dem Ohmschen Widerstände, den sogenannten Ohmschen Verlusten. Diesen Mehrbetrag nennt man die „zusätzlichen Kupferverluste“. Man sucht sie durch geeignete Formgebung der Leiter und zweckmäßige Unterteilung gering zu halten. W. Rogowski gibt in seinem Aufsatze: „Ueber zusätzliche Kupferverluste, über kritische Kupferhöhen einer Nut und über das kritische Widerstands Verhältnis einer Wechselstrommaschine“ im Archiv für Elektrotechnik 1913 Bd. II Heft 3 für die Berechnung des Verhältnisses Kw,g der Stromwärmeverluste bei Wechselstrom und bei Gleichstrom die Gleichung Kw,g = φ (α ∙ h) an, wobei \alpha=\sqrt{\frac{v}{50}\,.\,\frac{b}{a}\,.\,\frac{L}{50}} ist. Darin ist v die Periodenzahl in der Sekunde, b die Stabbreite in cm, h die Stabhöhe in cm, a die Nutenbreite in cm, L die Leitfähigkeit. Rikli hat in der Maschinenfabrik Oerlikon die Stromwärmeverluste in verschiedenen Versuchstäben, die in Turbogeneratoren eingebaut waren, durch Aufnahme der Strom- und Spannungskurven an diesen Stäben mit dem Oszillographen gemessen und die erhaltenen Werte mit den nach der Rogowskischen Gleichung ermittelten verglichen (Elektrotechnik und Maschinenbau 1917 Heft 21). Die Werte sind in der folgenden Tabelle wiedergegeben. Untersuchter Stab Stromstärkebei 50 Per.Amp Verlustbei 50 Per.Watt cos φ Stabtemp.b. Versuch°C Verlust beiGleichstromWatt Kw,gbeobachtet Kw,ggemessen Kupferkabel (verseilt) 10 × 58   835 114 0,1478 28,6 67 1,70 – „             „ 10 × 58 1013 168 0,1478 28,6    98,5 1,70 – „             „ 13 × 36   995      70,8 0,293 42,0    50,5 1,40 – Kupferstab 9 × 60   858 281 0,624 52,6 58 4,85 4,72        „ 9 × 60 1016 364 0,580 52,6 82 4,45 4,72        „ 13 × 36 1010 125 0,707 40,0 44 2,84 2,80 Aluminiumstab 9 × 50   728 268 0,675 60,0    87,5 3,06 2,99         „ 9 × 50   828 338 0,650 57,3 111,5 3,03 3,00         „ 12 × 75   800 269 0,687 43,5    51,3 5,25 5,28         „ 12 × 75   984 439 0,731 49,2    51,0 5,42 5,22 Die Versuche zeigen einerseits eine sehr gute Uebereinstimmung zwischen den gerechneten und den gemessenen Werten und andererseits, wie groß die zusätzlichen Verluste im Vergleich zu den Ohmschen Verlusten werden. Dr. Bachmann. ––––– Dampfturbinen mit Zahnradvorgelege für Transmissionsantrieb. Dampfturbinen in Verbindung mit Zahnradvorgelegen werden bereits in großem Umfange für solche Antriebe verwendet, in denen die hohe Drehzahl, welche die Dampfturbine braucht, um wirtschaftlich zu arbeiten, für die anzutreibenden Maschinen nicht in Betracht kommt. Dies trifft beispielsweise zu auf den Antrieb von Pumpen, Walzwerken, langsamlaufenden Gleichstromgeneratoren und Schiffschrauben. Weniger bekannt ist, daß neuerdings solche drehzahlmindernden Hochleistungsgetriebe auch herangezogen werden, um die Dampfturbine zum Antrieb von Transmissionen in Fabriken aller Art nutzbar zu machen. Im Jackson-Werk der Nashua Manufacturing Company, Nashua, Vereinigte Staaten, ist kürzlich eine Dampfturbine aufgestellt worden, die mittels Seilübertragung zwei Transmissionswellen antreibt. Im allgemeinen würde man, wenn schon eine neue Antriebsart gewählt werden muß, den elektrischen Gruppen- oder Einzelantrieb vorziehen; die naheliegende Frage, warum das in diesem Falle nicht geschehen ist, kann nur auf Grund der besonderen vorliegenden Verhältnisse beantwortet werden. Die amerikanische Zeitschrift Power vom 5. Juni berichtet hierüber, daß das Werk ursprünglich durch mehrere Wasserräder und zwei Kolbendampfmaschinen seine Betriebskraft erhielt. Da sich diese Anlage aber als sehr unwirtschaftlich erwies, wurde später ein 1000 KW-Turbogenerator aufgestellt, außerdem mit zwei der Wasserräder je ein Drehstromgenerator gekuppelt und der Strom zur elektrischen Kraftübertragung nach den am weitesten entlegenen Teilen der Fabrik verwendet. Die Kolbendampfmaschine für den Antrieb der Hauptwerkstätten stand in einem der Fabrikationsräume und nahm dort viel wertvollen Platz weg. Man beschloß daher, die Maschine zu entfernen. Da aber die Transmissionsanlage gut erhalten war, und der Uebergang zum elektrischen Antrieb tiefgreifende und sehr kostspielige Aenderungen erfordert hätte, so mußte man wohl oder übel von einer wirklichen Modernisierung der Anlage durch Einführung der elektrischen Kraftübertragung Abstand nehmen. Man errichtete daher neben dem Hauptwerkstattgebäude ein besonderes Maschinenhaus und wählte als Antriebsmaschine eine 1600 PS- De Laval-Dampfturbine, deren Drehzahl durch ein Hochleistungsgetriebe von 3280 auf 308 herabgemindert wird. Dieses Vorgelege überträgt die Leistung der Turbine mit der verringerten Drehzahl auf zwei große Seilscheiben, von denen aus die 17,5 m bzw. 18,3m entfernten Haupt-Transmissionswellen angetrieben werden. Die Kosten der elektrischen Anlage würden 55000 Dollar betragen haben, das sind 90 v. H mehr als die des tatsächlich ausgeführten Umbaues. 1913 wurde zum ersten Male in dieser Weise die Dampfturbine zum Transmissionsantrieb benutzt. Später entstanden in Indien zwei derartige Anlagen, von denen die eine bei einem Drehzahlverhältnis von 3000/300 1250 PS leistete. Eine weitere bemerkenswerte Anlage findet sich in den Pemberton-Werken zu Lawrence (Massachusetts). Dort werden Teile der Werkstatt durch eine Dampfturbine mit der nötigen Betriebskraft versorgt, deren Drehzahl von 6000 in der Minute durch ein Zahnradvorgelege auf 600 herabgesetzt wird. Von der langsamlaufenden Getriebewelle aus wird gleichzeitig eine Riemenscheibe für Transmissionsantrieb und ein 150 KVA-Drehstromgenerator für elektrische Einzelantriebe in Umlauf versetzt. F. H. ––––– Der Aluminiumtransformator. Der Not gehorchend wird heute als Leiterstoff in elektrischen Maschinen und Apparaten in sehr vielen Fällen an Stelle des Kupfers ein anderes Metall, meist Zink oder Aluminium verwendet. Die so entstehenden Konstruktionen wären in Friedenszeiten gegenüber denen mit Kupfer nicht konkurrenzfähig gewesen und werden bei Eintritt normaler Verhältnisse höchstwahrscheinlich zum allergrößten Teil wieder verschwinden. In besonderen Fällen, zum Beispiel beim Bau von Trockentransformatoren, wird aber bei geeigneter Konstruktion das Aluminium auch unter Zugrundelegung der Verhältnisse vor dem Kriege Vorteile gegenüber dem Kupfer bringen können, wie Vidmar in Elektrotechnik und Maschinenbau 1917 Heft 27 nachweist. Ein Hauptnachteil des Aluminiums gegenüber dem Kupfer ist sein um rund 70 v. H. höherer spezifischer Widerstand. Um bei gleicher Leistung gleiche Stromwärmeverluste zu bekommen, braucht man daher stärkeren Draht, also etwa 70 v. H. mehr Wickelraum. Im allgemeinen ist eine Vergrößerung des Wickelraumes mit einer erheblichen Verteuerung des Transformators verbunden. Vidmar zeigt nun aber, daß es möglich ist, einen Trockentransformator mit Aluminiumspulen mit gleicher Leistung und gleichen Verlusten und mit demselben Eisenkern sogar billiger zu bauen als einen modernen, stark ausgenutzten Transformator mit Kupferwicklung. Beim luftgekühlten Transformator muß man die Kupferwicklung zur besseren Kühlung in einzelne Spulen unterteilen, die durch Luftzwischenräume getrennt sind. Zur Abführung einer gewissen Wärmemenge muß die Zylinderoberfläche, die von den äußeren Mantelflächen der Spulen und der Spulenzwischenräume gebildet wird, eine bestimmte Größe haben. Unter der Voraussetzung, daß die Wärmeabgabe durch Strahlung und durch Wärmemitnahme gleich groß sind, zeigt eine nähere Untersuchung, daß es (in gewissen Grenzen) gleichgültig ist, wie viel dieser Fläche hierbei auf die Spulenzwischenraume und wie viel auf die Spulen selbst entfällt. Wenn man also zur Erzielung gleicher Verluste beim Transformator mit Aluminiumspulen einen stärkeren Draht verwendet und die Spulenzwischenräume des Kupfertransformators dazu ausnutzt, um den größeren Wicklungsquerschnitt unterzubringen, so wird ein solcher Transformator gleich gut gekühlt sein, wie der Kupfertransformator mit Luftzwischenräumen. Das spezifische Gewicht des Kupfers ist 8,9, das des Aluminiums aber nur 2,7. Trotz des um 70 v. H. größeren Querschnitts wird die Aluminiumwicklung im Verhältnis 1,7 × 2,7 : 8,9 = 1 : 1,94 leichter als die Kupferwicklung. Das geringere Gewicht der Aluminiumwicklung macht sich beim Transport und bei der Aufstellung der Transformatoren vorteilhaft bemerkbar. In Friedenzeiten waren die Gewichteinheitspreise für Kupfer und Aluminium ungefähr gleich. Das Kilogramm isolierter Draht kostete bei Aluminium etwa 40 v. H. mehr als bei Kupfer. Die Aluminiumwicklung wird also im Verhältnis 1,4 : 1,94 = 1 : 1,39 billiger als die Kupferwicklung. Beim Trockentransformator macht diese Ersparnis bei geeigneter Konstruktion bis zu etwa 20 v. H. des Gesamtpreises aus. Beim Oeltransformator sind die Kühlungsverhältnisse andere. Auch macht dabei der Preis der Wicklung nicht so viel aus gegenüber den Gesamtkosten. Die Aluminiumwicklung ist daher nur für Trockentransformatoren gegenüber der Kupferwicklung konkurrenzfähig. Da der Volumeneinheitspreis des Aluminiums erheblich geringer ist als der des Kupfers, so wird man mit Vorteil den Querschnitt der Aluminiumwicklung auf mehr als das 1,7-fache der Kupferwicklung vergrößern. Dabei kann die Aluminiumspule in radialer Richtung höher bewickelt werden als die Kupferspule, da infolge des stärkeren Drahtes weniger Windungen übereinander liegen, der Wärmestrom also einen bequemeren Weg nach außen findet, als bei der gleich hohen Kupferspule. Ein weiterer Vorteil des stärkeren Drahtes ist die bessere Ausnutzung des Wickelraumes, da verhältnismäßig weniger Platz für Isolation gebraucht wird. Man wird also stärkeren Draht verwenden und gleichzeitig die Windungzahl vergrößern, bis der Widerstand der Aluminiumwicklung gleich dem der ursprünglichen Kupferwicklung geworden ist. Um bei der größeren Windungzahl wieder auf die gleiche Spannung zu kommen, kann man den Eisenquerschnitt und damit das Eigengewicht und die Verluste im Eisen, also die Leerlaufverluste verkleinern. (Das hierfür von Vidmar angeführte Beispiel ist nicht ganz einwandfrei, weil es auf einen Transformator mit geringerer Spannung führt.) Da bei der Vergrößerung des Wickelraumes auch die Kühlfläche der Wicklung größer wird, so ist es möglich, außerdem noch eine höhere Stromdichte zuzulassen und die Stromwärmeverluste zugunsten der Leerlaufverluste zu erhöhen. Im allgemeinen wird der Aluminiumtransformator gegen Ueberlastungen nicht empfindlicher sein als der Kupfertransformator, da die spezifische Wärme des Aluminiums etwas mehr als zweimal so groß ist als die des Kupfers. Das Aluminium ist ein sehr weiches Metall und läßt sich eben so leicht wickeln wie das Kupfer, dagegen machen die Verbindungsstellen bisher noch Schwierigkeiten. Vidmar beschreibt einen Transformator mit Aluminiumspulen für 96 kVA, 12500/165 V, 42 Per. und schließt mit einigen Betrachtungen darüber, wie der Weltkrieg gerade auf diesem Gebiete die Verhältnisse verschoben hat. Dr. Bachmann. ––––– Einfluß des Siliziums und der Glühdauer auf die mechanisch-physikalischen Eigenschaften des schmiedbaren Gusses. Ueber diese Frage hat E. Leuenberger interessante Untersuchungen angestellt. (Stahl und Eisen 1917 Heft 26 S. 601.) Es hat sich gezeigt, daß die in der Abbildung dargestellten Kurven in gewissen Beziehungen zueinander stehen, indem sie teils parallel, teils entsprechend umgekehrt verlaufen. Die Entkohlung geht um so weiter, je niedriger der Siliziumgehalt ist (unter 0,65 v. H. Si). Die Härte steigt mit zunehmendem Siliziumgehalt, während das Silizium auf die Zugfestigkeit keinen Einfluß hat. Dehnung, Querschnittsverminderung und Kerbschlagfestigkeit werden, besonders bei längerer Glühung, durch Silizium stark herabgedrückt. Zugfestigkeit und Härte nehmen bei zunehmender Glühdauer ab, während Dehnung, Querschnittsverminderung, Kerbschlagfestigkeit bzw. Zähigkeit des Materials erhöht werden. Textabbildung Bd. 332, S. 307 Das spezifische Volumen des schmiedbaren Gusses wird durch 1 v. H. Silizium um rund 0,01 erhöht. Durch weiteres Glühen wird es weiter gesteigert. Niedrigstsiliziertes Material erfährt durch Glühfrischen eine Volumenabnahme, während bei Siliziumreicherem das Volumen durch das Glühirischen zunimmt. Der spezifische elektrische Widerstand des schmiedbaren Gusses wird durch 1 v. H. Silizium um 20, derjenige des unbehandelten Materials um 32 Ω ∙ cm–3 106 erhöht. Dieser Widerstand sinkt entsprechend der zunehmenden Entkohlung mit der Glühdauer. Das Gefüge des schmiedbaren Gusses wird mit der Glühdauer und mit steigendem Siliziumgehalt immer grobkörniger. Loebe. ––––– Gleichdruck- oder Ueberdruckbeschaufelung für Schiffsturbinentrommeln? Während sich für direkt wirkende Schiffsturbinen in der Vereinigung eines Gleichdruckrades mit anschließender Trommel allmählich eine ziemlich gleichartige Bauart herausgebildet hat, gehen die Meinungen über die geeignetste Beschaufelung der Trommel trotz überwiegender Verwendung der Ueberdruckbeschaufelung um so mehr auseinander. Einen bemerkenswerten Beitrag zu dieser Frage liefert eine von Dietrich angestellte Untersuchung über das Verhalten einer Schiffsturbinentrommel mit Gleichdruck- oder Ueberdruckbeschaufelung beim Umsteuern (Zeitschr. f. d. ges. Turbinenwesen XIII. Jahrg. Heft 33 bis 34). Der Verfasser legt zwei Trommeln gleichen Durchmessers mit gleicher Stufenzahl, gleichen Schaufelwinkeln und gleichem Wärmegefälle für die einzelne Stufe zugrunde und sucht unter gewissen vereinfachenden Annahmen rechnerisch nachzuweisen, daß die Trommel mit Gleichdruckbeschaufelung beim Umsteuern aus dem Stillstande der Trommel mit Ueberdruckbeschaufelung bezüglich des erzeugten Anzugsmoments nicht unerheblich überlegen ist. Der eingeschlagene Rechnungsgang läßt sich kurz, wie folgt, kennzeichnen. Aus dem der jeweiligen Austrittsgeschwindigkeit aus den Laufschaufeln entsprechenden zusätzlichen Wärmegefälle (ha) und dem zugehörigen verfügbaren Wärmegefälle (h) jeder Stufe wird der Quotient m=\frac{h_a}{h} gebildet, wobei unter normalen Verhältnissen m < 1 zu setzen ist. Verfolgt man den Einfluß der m-Werte, die zunächst für alle Stufen bzw. die einzelnen Stufengruppen konstant angenommen werden, auf die Austrittsgeschwindigkeiten der Leit- und Laufschaufeln (c1 bzw. c2), so ist nachzuweisen, daß bei den durchweg einkränzig angenommenen Gleichdruckstufen mit wachsendem m-Wert die Geschwindigkeit c1 stets um denselben Betrag größer bleibt als die Austrittsgeschwindigkeit c2, während sich bei den Ueberdruckstufen, für die durchgehends mit einem Reaktionsgrad von ½ gerechnet wurde, sich der zunächst kleinere c1-Wert dem langsamer wachsenden c2-Wert ziemlich rasch nähert. Die Formel für die von 1 kg Dampf ausgeübte Umfangskraft P=\frac{1}{g}\,.\,(c_1\,\cos\,\alpha_1+c_2\,\cos\,\alpha_2), die bei Stillstand dem Anzugsmoment proportional ist, läßt erkennen, daß bei gleichen Austrittswinkeln der Leit- und Laufschaufeln, was praktisch erreichbar ist, die Umfangskraft P der Summe von c1 und c2 proportional wird. Aus der Bildung der Summenwerte folgt, daß das Anzugsmoment der Trommel mit Gleichdruckbeschaufelung stets größer ist als das der Trommel mit Ueberdruckbeschaufelung. Beispielsweise errechnet sich unter der Annahme einer theoretischen Ausflußgeschwindigkeit c0 = 100 m/Sek. und gleichen Geschwindigkeitskoeffizienten für Leit- und Laufschaufeln φ = ψ = 0,9 bei m = 0 für die Gleichdrucktrommel ein um 14,1 v. H. größeres Anzugsmoment, bei m = 0,2 ein um 11,3 v. H. und bei m = 0,5 ein noch um 8,5 v. H. größeres Moment. Mit wachsender Größe von m werden danach die Unterschiede im Anzugsmoment immer kleiner. Zur Untersuchung des Einflusses der m-Werte auf die Momentengroße werden die bei konstantem Gefälle h gesetzmäßig von Stufe zu Stufe aufsteigenden Zahlenwerte, anfangend mit m = 0 für die erste Stufe, durch einen Geschwindigkeitskoeffizienten r ausgedrückt, so daß m also dem r-fachen Betrage der Austrittsgeschwindigkeit c2 entspricht. Für die verschiedenen praktisch möglichen Zahlenwerte von r lassen sich dann unter den früher gewählten Annahmen (c0 = 100m/Sek., φ = ψ = 0,9) die entsprechenden Geschwindigkeiten errechnen. Hierbei zeigt sich, daß zwar für den Idealfall r = 1 die c1- und c2-Werte und in ähnlicher Weise auch die Werte von m bei Gleichdruck- und Ueberdruckstufen bis etwa zur zehnten Stufe fortlaufend wachsen, um dann praktisch konstant zu bleiben, daß dagegen für die praktisch bedeutsamen Fälle mit r < 1, und zwar von r = 0,8 an bis zu r = 0, die Werte für m, c1 und c2 bei Gleichdruck- wie bei Ueberdruckbeschaufelung für sämtliche Stufen als konstant angenommen werden können. Berechnet man für die einzelnen Stufen die zugehörigen Zahlenwerte, so läßt sich entsprechend wie vorher aus den Summenwerten der Geschwindigkeiten bzw. ihrem Quotienten herleiten, daß mit abnehmender Größe von r, also mit schlechter werdender Ausnutzung der Austrittsgeschwindigkeit der vorhergehenden Stufe, der Unterschied in den Anzugsmomenten bei Gleichdruck- und Ueberdruckstufen immer merkbarer wird. Beispielsweise ist bei r = 0,5, also halber Ausnutzung der Austrittsgeschwindigkeit, das Anzugsmoment der Gleichdruckstufen schon um 10 v. H. größer als das der Ueberdruckstufen. Nur für den bei Stillstand mit Rücksicht auf den unvermeidlichen Stoßverlust praktisch nicht erreichbaren Idealfall r = 1 werden die Anzugsmomente gleich. Der Einfluß dieses Stoßverlustes auf die Größe des Anzugsmomentes, der sich bei Stillstand nicht nur beim Eintritt in die Leitschaufeln, hier durch den Wert r gekennzeichnet, sondern ebenso beim Eintritt in die Laufschaufeln bemerkbar macht, wird näher untersucht, und zwar zunächst unter Annahme gleicher Geschwindigkeitskoeffizienten für Leit- und Lauf schaufeln, also ohne Berücksichtigung des Stoßverlustes bei Eintritt in die Laufschaufeln, sodann für in sich verschiedene Koeffizienten. Wie zu erwarten, erhöhen sich, je näher die Koeffizienten ihrem oberen Grenzwert kommen, die Unterschiede in den Anzugsmomenten noch um so mehr, wie es die folgende Zusammenstellung zeigt. Vergrößerung des Anzugsmomentes der Gleichdrucktrommel gegenüber dem der Ueberdrucktrommel in v. H. φ – ψ r = 1 r = 0,8 r = 0,6 r = 0 0,95 0 4,5 8,6 15,9 0,9 0    4 8,2 14,2 0,85 0 3,8 7,3 13,1 0,8 0 3,4 6,5 11,2 0,75 0 1,5 5,3 10 0,7 0 1,5 4,3   8,1 Bei Berücksichtigung des mit Eintritt in die Laufschaufeln auftretenden zusätzlichen Stoßverlustes durch entsprechende Verringerung der Geschwindigkeitskoeffizienten ψ gegenüber dem der Leitschaufeln, also dem der Praxis am nächsten kommenden Fall, treten die Unterschiede in den Anzugsmomenten noch deutlicher in die Erscheinung, wie es die folgende Zusammenstellung zeigt. Vergrößerung des Anzugsmomentes der Gleichdrucktrommel gegenüber dem der Ueberdrucktrommel in v. H. bei φ = 0,9 und veränderlichem ψ. ψ r = 1 r = 0,6 r = 0 0,8   4,4    9,9 15,7 0,7   6,5 12,5 17,2 0,6   9,3 15,4 18,9 0,5 13,9 18,8 21 Kraft. ––––– Beitrag zur Frage der Verwertung minderwertiger Brennstoffe, insbesondere von Koksasche beim Dampfkesselbetrieb. Die für Fabriken zur Verfügung stehende Steinkohlenmenge ist gegenwärtig stark beschränkt, da eine Zunahme der Verkokung in Gasanstalten und Kokereien erstrebt wird, weil man vor allem Wert legt auf die Gewinnung der für Landwirtschaft und Heeresverwaltung wichtigen Nebenprodukte Ammoniak, Benzol, Toluol usw. Es dürfte daher für zahlreiche industrielle Anlagen nutzbringend sein, die zurzeit noch vielfach als wertloser Abfall zu großen Halden aufgespeicherte Koksasche bei der Dampfkesselheizung zu benutzen. Dies würde zugleich den Vorteil einer Entlastung des Eisenbahnbetriebes mit sich bringen, da auch in kleineren und mittleren Städten meist Gasanstalten vorhanden sind, in denen der genannte minderwertige Brennstoff lagert. Allerdings muß dessen physikalische Beschaffenheit berücksichtigt werden. Eine für Kohle passende Feuerung läßt sich naturgemäß nicht ohne weiteres zur Verbrennung von Koksasche verwenden. Als recht geeignet für letzteren Zweck kann die von der deutschen Evaporator-Gesellschaft zu Berlin eingeführte, in der Praxis bereits mehrfach erprobte Feuerung bezeichnet werden. Dies beweisen die bei normalem Kesselbetriebe vom Dampfkesselüberwachungsverein vorgenommenen Versuche, deren Ergebnisse Eckwald in Heft 26 der Zeitschrift für Dampfkessel und Maschinenbetrieb mitteilt. Bei Brennstoffen, die 11,6 bis 23 v. H. Asche lieferten, und deren Feuchtigkeitsgehalt zwischen 14,3 und 26,7 v. H. schwankte, wurde eine Nutzleistung des Kessels von 59,9 bis 67,3 v. H. festgestellt. Durch 1 kg Kohlenschlamm oder Koksasche konnten nach Abzug des Selbstverbrauchs 4,3 bis 5,74 kg Dampf erzeugt werden. Bei einer Rostflächenbeanspruchung von 139,2 bis 179,2 kg für 1 m2 wurden Stundenleistungen von 15,62 bis 23,40 kg für 1 m2 Heizfläche erzielt, wenn wiederum der Selbstverbrauch abgezogen wird. Allerdings muß bei Verwendung minderwertiger Brennstoffe auf eine innige Berührung zwischen diesen und der Verbrennungsluft geachtet werden. Eine solche läßt sich bei 200 bis 300 mm hohen Brennstoffschichten erreichen. Da der Schornsteinzug meist nicht genügt, um die Luft durch eine so starke Kohlenschlamm- oder Koksascheschicht hindurchzusaugen, empfiehlt sich die Anwendung von Unterwind, um den Widerstand des Brennstoffes zu überwinden. Benutzt man den Unterwind nur zu dem genannten Zweck und nicht zur Erhöhung der Zugstärke, so ist die Flugstaubbildung sehr gering, während eine nahezu rauchfreie Verbrennung erzielt wird. Bei den erwähnten Versuchen wurde ferner festgestellt, daß das Abschlacken keine Schwierigkeiten macht und nötigenfalls durch Frauen besorgt werden kann. Eine energische Kühlung des Rostes durch Zusatzdampf ist allerdings nötig, wenn man lockere Rückstände erhalten und Rostbeschädigungen vermeiden will. Die Reparaturkosten sind bei Evaporator-Feuerungen gering. Schmolke.