49. Nr. 19 Mai 1905 durch Bänder c, die deutlicher in Fig. 32 zu sehen sind, gehalten. Außerdem sind zwischen je 2 Spulen Metallkeile k eingetrieben. In Fig. 32 sind die Polblechpakete mit der Nabe verzapft und samt den Wicklungstragbändern c durch den Keil e festgelegt. Hochkantkupferspulen sollten vor der Montage recht kräftig zusammengepreßt werden, damit sie im Betrieb nicht locker werden. Man kann sie z. B. durch Schraubenbolzen zusammenhalten (Niagara - Maschinen) oder durch Federn nach Fig. 35 zusammendrücken (Siemens & Halske). Die Isolation zwischen den einzelnen Kupferwindungen muß ziemlich stark sein, um Kurzschluß zu vermeiden. Aller Grat ist sorgfältig zu entfernen. In Fig. 36 und 37 bestehen Magnetjoch und Pole in einem Stück aus gestanzten Blechen, die unmittelbar auf die Welle geschoben sind. Ueber die 6 Pole ist ein geschlossener geblätterter Ring geschoben, der abwechselnd aus Eisenund Messingblechen besteht, welche miteinander verzapft und vernietet sind. Die Eisenblechpakete dienen dabei als Polschuhe, die Messingpakete als Spulenhalter. Gegen Ausbauchen ist das Hochkant-Erregerkupfer durch Keilstücke geschützt. Zu beiden Seiten ist das Feldrad mit kräftigen Metallscheiben abgedeckt, welche die Feldspulen festhalten. Auf diese Weise ist eine fast glatte Oberfläche des rotierenden Teiles erzielt und störendes Geräusch vermieden. Die weitaus eleganteste und sicherste Lösung, die auch noch für wesentlich höhere Umlaufzahlen genügt, ist jedoch von C. E. Brown bezw. von der Firma Brown, Boveri & Cie. in Baden (Schweiz) gemäß Fig. 38 bis 40 im Jahre 1899 zuerst entworfen und im Februar 1901 zuerst ausgeführt worden. Um insbesondre den schwierigsten Teil, das Kupfer, richtig halten zu können, hielt C. E. Brown es von vornherein für unumgänglich nötig, eine Unterteilung der gerade bei den wenigen Polen recht großen Spulen vorzusehen, wobei dann die einzelnen Teile jeder für sich, unabhängig von den andern, kräftig befestigt werden müssen. Es ist auch ohne weiteres klar, daß die einzelnen Spulenteile keine zu große radiale Höhe haben dürfen, damit sie ihre Lage gegen die Achse nicht mit der Zeit verändern, wodurch aus einer im Anfang ganz gut balanzierten und infolgedessen auch ruhig laufenden Maschine mit der Zeit eine schlecht laufende werden würde. Es werden nun nach D. R. P. 138253 und dem schweizerischen Patent Nr. 25338, Fig. 38, in einen Fig. 36 und 37. glatten Eisenzylinder offene Zacken a meist radial verlaufend eingefräst oder eingestanzt. Die Feldspulen werden einzeln vorher aus umklöppeltem Flachkupfer gewickelt und ohne große Schwierigkeiten in die einzelnen Zacken eingebracht. Die Spulen werden, soweit sie der Armatur gegenüberstehen, äußerst sicher durch eingeschobene Metallkeile gehalten, die am besten aus nichtmagnetischem Material (Messing, Bronze, Aluminium) bestehen. Ein Isolierkeil ist nicht nötig. Auf den Stirnseiten werden die Spulen durch mit Isolation versehene Bronzekappen gehalten, die gleichzeitig Lüftflügel tragen. Letztere erzeugen gemäß die einer Walze sein, aus welcher an den Stirnflächen beiderseits eine Nabe zur Aufnahme der Welle herauswächst. Fig. 39 zeigt die verschiedenen Stadien eines solchen Magnetfeldes. Außen rechts sieht man das rohe Feld, wie es aus den Stahlwerken bezogen wird, in der Form einer Walze mit zwei langen Naben und einer Durchbohrung in der Mitte. Die nächste Walze ist vorgedreht und mit Rillen versehen, die den Luftschlitzen außen an der Armatur entsprechen. Die dritte Walze zeigt das Magneteisen in fertig bearbeitetem Zustande, mit den Längsschlitzen zur Aufnahme der Wicklungen und mit Einfräsungen an den Zähnen zur Befestigung der Bronzekappen. Gleichzeitig sind auch die Wellenenden, aus Spezialstahl bestehend, und die Schleifringe ein- bezw. angefügt. Die äußerste Walze links endlich zeigt das fertige Feld mit der Bronzekappe und den Lüftrippen sowie den Keilen zum Halten der Wicklungen, während auf der linken Hälfte die Wicklung noch frei liegt. Je nach Bedürfnis kann natürlich das Magneteisen auch geblättert ausgeführt werden, und zwar geschieht dies bei großen Maschinen in Fig. 39. den kräftigen Luftzug, der bei Maschinen, die so gedrängt gebaut sind, natürlich notwendig ist. Dieses Magnetfeld zeigt gegenüber den bisher verwendeten gewöhnlichen Magnetfeldern die Eigentümlichkeit, daß zwischen den einzelnen Magnetspulen gleicher Polarität Eisen vorspringt und unmittelbar dem Anker gegenübersteht. Auf den ersten Blick mag es scheinen, als ob dieses zwischengelagerte Eisen nur als eine sehr unliebsame Beigabe zu betrach Fig. 40. Feldkörper von Brown, Boveri & Cie. ten wäre und an den betreffenden Stellen besser nichtmagnetisches Material vorhanden wäre. Versuche, die C. E. Brown in dieser Richtung angestellt hat, haben aber gezeigt, daß der Ersatz durch nichtmagnetisches Material keinen großen Wert hat und daß dieses Feld in seiner Charakteristik von einem guten gewöhnlichen Feld nicht abweicht und konstruktiv die weitaus zweckmäßigste und billigste Form darstellt. Wie leicht ersichtlich, hat die geschilderte Anordnung nicht nur eine zweckmäßige Lagerung und Befestigung der Magnetwicklung zur Folge, sondern sie stellt gleichzeitig auch mechanisch eine sehr einfache Lösung des Aufbaues für das Magnetfeldeisen dar. Da die Magnetfelder nach dieser Bauart infolge der kleinen Polzahl meistens verhältnismäßig kleine Durchmesser und große Längen haben, besonders bei zweipoligen Maschinen, so wird die Form dieses Feldes natur an bis zu den größten Maschinen von 6000 KW und 750 Umläufen, wovon jetzt 6 Stück in Arbeit oder fertig sind. Kurz zusammengefaßt sind die Vorteile dieser Magnetfeldanordnung folgende: Sie gestattet, Maschinen mit großem Sicherheitskoeffizienten für den Antrieb durch Dampfturbinen zu bauen, und zwar nicht nur für Umlaufgeschwindigkeiten, wie sie jetzt gebräuchlich sind, sondern auch noch für bedeutend höhere. Das Feld ist vollkommen steif, und nachdem es einmal ausbalanziert ist, ist eine weitere Balanzierung nicht mehr nötig. Die walzenartige Form des Feldes bewirkt, daß die Lüftungsverluste sehr gering sind, und Geräusche können aufs äußerste beschränkt werden. Die Balanzierung ist infolge der eingelegten Keile, die man von beliebigem Material und von verschiedener Stärke machen kann, sehr leicht ausführbar. (Schluß folgt.) 13. Mai 1905. Der Wert der Heizfläche für die Verdampfung und Ueberhitzung im Lokomotivkessel. Von Eisenbahnbauinspektor Strahl, Beuthen O/S. Da die Temperaturkurve nach Gl. (13) für eine mittlere, für alle Temperaturen der Heizgase zwischen To und T2 gültige spezifische Wärme entworfen ist, bedarf Gl. (14) keines Koeffizienten wie Gl. (4a), der die Veränderlichkeit der spezifischen Wärme berücksichtigt. Fig. 2 gibt infolgedessen nicht die genauen Werte für die Temperaturen der Heizgase wieder, und zwar sind die genauen Temperaturen anfangs etwas größer, gegen das Ende der Heizfläche etwas kleiner als die Werte der Figur 2. Der Unterschied ist praktisch belanglos und beträgt nur wenige Grade. Für die Bestimmung des Wärmedurchganges nach Gl. (14) geben die Temperaturunterschiede am Anfang und am Ende einer betrach Ha R 3,95; Hi Ꭱ 48; R= 2,27 qm; t = 190°. 5 Für = 4·3,95 — 15,8 oder rd. 16 ergibt sich aus Fig. 2 R 5 oder Gl. (13) Ti 960o, für 4.3,95 +48 rd. 64, T2 R 362 oder rd. 360°, demnach: oder Q1600 2,27 (1450-360) Q 3 958 880 WE. An die direkte Heizfläche haben die Heizgase folgende Wärmemenge abgegeben: 108 1450-360 d. h. der erste Abschnitt der Rohre ist mit rd. 10 vH an der Dampferzeugung des Kessels beteiligt. In derselben Weise lassen sich die Wärmemengen und Prozente für die andern Abschnitte der Heizfläche bestimmen. Zahlentafel 4 enthält die Ergebnisse der Rechnung. Aus vorstehendem ergeben sich folgende Schlüsse für die betrachtete Lokomotive: 1) Die Feuerbüchse ist mit 45 vH, die Siederohre mit 55 vH an der Dampfentwicklung beteiligt. 2) Während 1 qm der Siederohre an der Rauchkammer nur 14,4 kg und an der Feuerbüchse 51,5 kg Wasser in 1 st verdampft, liefert 1 qm der direkten Heizfläche 305 kg/st Dampf. 3) Die letzten 11 Quadratmeter der indirekten Heizfläche erzeugen etwa 2,6 vH, die ersten 11 Quadratmeter dagegen 10 vH des Dampfes. 4) Eine Verlängerung der Siederohre von 3,9 m auf 5,0 m würde nicht mehr verdampfen als die ersten 0,39 Meter der Rohrlänge an der Feuerbüchse. 5) Die vom Kessel gelieferte Dampfmenge ist nicht der Heizfläche proportional, sondern wächst langsamer als diese. Die letzte Schlußfolgerung gilt allgemein für alle Lokomotiven und enthält die Warnung, d'e Leistungsfähigkeit deutscher Ingenieure. Zahlentafel 4. Wärmeverteilung im Kessel der 4-gekuppelten Schnellzug-Verbund lokomotive d'er preußischen. Staatseisenbahn. eines Lokomotivkessels nicht allein nach der Größe der Heizfläche einzuschätzen, wie es ab und zu geschieht. Die gröBere Heizfläche eines Kessels schließt keineswegs eine um ebensoviel größere Leistungsfähigkeit in sich. Wohl aber ist es zulässig, unter den Voraussetzungen für die Verbrennung die vom Kessel entwickelte Dampfmenge der Größe der Rostfläche proportional zu setzen. Da die Rauchkammertemperaturen ausgeführter Lokomotiven nach Fig. 1 wahrscheinlich zwischen 260° und 360° liegen, läßt sich die vom Kessel erzeugte Dampfmenge für 1 qm Rostfläche und 1 st zwischen 2700 und 2900 kg, im Mittel zu 2800 kg bei angestrengter Dauerleistung der Lokomotive annehmen. Am folgenden Beispiel tritt der Unterschied in der Beurteilung eines Lokomotivkessels nach der Heizfläche einerseits und nach der Rostfläche anderseits besonders deutlich hervor. Der Kessel der 24-gekuppelten Personenzug-Tenderlokomotive mit vorderem Drebgestell (Henschelsche Bauart, Zeile 8 der Zahlentafel 3) hat 121,1 qm Heizfläche, also rd. 3 qm mehr als der Kessel der eben betrachteten 24-gekuppelten Schnellzuglokomotive, aber nur 1,66 qm Rostfläche gegenüber 2,27 qm der letzteren Lokomotive. Nähme man, wie es üblich ist, die Dampfentwicklung zu 50 kg/st für je 1 qm Heizfläche, so würde der Kessel 6055 kg/st, der Kessel der Schnellzuglokomotive 5900 kg/st oder 22 vH weniger Dampf erzeugen, während sich nach Fig. 1 die Dampfmengen wie 4810: 6000 verhalten, der Kessel der Tenderlokomotive also 20 vH weniger Dampf liefern wird als der der Schnellzuglokomotive. Es liegt auf der Hand, daß der Vergleich der Kessel allein nach der Heizfläche zu einer bedeutenden Ueberschätzung der Tenderlokomotive führen müßte. Die Länge der Siederohre hat einen wesentlichen Einfluß auf die wirtschaftliche Ausnutzung des Brennstoffes. Nach Gl. (12a) ist es für den Gütegrad des Kessels zwar gleichgültig, ob die indirekte Heizfläche aus einer Anzahl langer oder aus einer größeren Zahl kurzer Siederohre gebildet wird, aber den Heizgasen wird im letzteren Falle der Abzug nach der Rauchkammer erleichtert, da infolge des größeren Durchgangsquerschnittes die Geschwindigkeit verringert wird und die Widerstände der Bewegung infolge der geringeren Rohrlänge kleiner werden. Die Bewegungswiderstände sind bei langen Kesseln beträchtlich und erfordern eine starke Luftverdünnung in der Rauchkammer. Bei einer Rohrlänge von etwa 4 m und der üblichen Rohrzahl stehen von der Luftverdünnung in der Rauchkammer nur noch 40 bis 50 vH für die Feueranfachung in der Feuerbüchse zur Verfügung, wie die Beobachtungen an Lokomotiven ergeben haben. Je länger also die Siederohre sind, desto kräftiger muß die Blasrohrwirkung sein, desto größer die Geschwindigkeit der Heizgase und das Ueberreißen unverbrannter Kohlenstücke in die Rauchkammer, wodurch nicht nur Brennstoff verloren geht, sondern auch der Maschine infolge der schädlichen Rückwirkung der heftigen Dampfausströmung auf die Dampfkolben zuviel Energie für die Feueranfachung entzogen wird. Kurze und weite Kessel werden vorteilhafter sein als lange und enge, nicht zum mindesten mit Rücksicht auf die Brandschäden, die durch den Funkenauswurf schwer arbeitender Lokomotiven entstehen und den Eisenbahnverwaltungen riesige Ausgaben verursachen. Anteil an der Dampferzeugung = 117,98 qm 3 958 900 WE = 6100 kg/st Dampf kg/qm Dampf in 1 st 7) Der Ueberhitzer von Pielock. Der Ueberhitzer1) hat ein doppeltes Ziel, je nachdem er für vorhandene oder für neue Lokomotiven verwendet werden soll. Bei ersteren bezweckt er Ersparnisse an Kohlen und Wasser, bei letzteren größere Zugkräfte. In jedem Falle wird die Leistungsfähigkeit des Kessels größer, wie im folgenden nachgewiesen werden soll; sie kann aber bei vorhandenen Lokomotiven nicht ausgenutzt werden, da die Zylinderabmessungen größere, wirtschaftliche Zugkräfte nicht zulassen, es sei denn, daß die Belastung der Züge herabgesetzt werde. Dann genügen die Zugkraft und der Dampf für eine erheblich größere Geschwindigkeit, als die Lokomotive ohne Ueberhitzer bei gleicher Leistung vertragen kann, ohne erschöpft zu werden. Es soll zunächst der Ueberhitzer für vorhandene Lokomotiven betrachtet werden. Noch vor seiner Einführung ist eine Reihe von Bedenken laut geworden, wie bei allen Neuerungen, die noch nicht erprobt sind. Es sei nur daran erinnert, welche Einwände auch gegen den Rauchkammerüberhitzer von Schmidt erhoben worden sind, die durch die Erfahrung zum größten Teil als unberechtigt nachgewiesen sind. An dieser Stelle soll nur die Berechtigung folgender beiden Bedenken näher untersucht werden: 1) daß die Dampfersparnis in den Zylindern möglicherweise durch eine zu große Anstrengung der wasserberührten Heizfläche, die durch den Pielockschen Ueberhitzer nicht unerheblich verkleinert wird, aufgehoben werde, und 2) daß der Gütegrad desselben Kessels ohne Ueberhitzer besser sei als mit Ueberhitzer, infolge des geringeren Temperaturgefälles zwischen den Heizgasen und dem überhitzten Dampf. Beide Bedenken liegen sehr nahe. Sieht man von der durch zahlreiche Versuche bestätigten Tatsache ab, daß der Wärmedurchgangskoeffizient mit der Geschwindigkeit oder dem Umlauf der flüssigen dampf- oder gasförmigen Medien zu beiden Seiten der Heizfläche zunimmt, so könnte allerdings in den Ueberhitzer weniger Wärme übergehen als in das vom Ueberhitzer verdrängte Wasser. Die Heizgase würden nicht nur den Ueberhitzer, sondern auch den Kessel mit einer höheren Temperatur verlassen. Nach obigen Betrachtungen lassen sich die Rauchkammertemperatur und der mit ihr verbundene Wärmeverlust in folgender Weise bestimmen. R Die Mitte des Ueberhitzers nach Fig. 3 für die 24-gekuppelte Schnellzug-Verbundlokomotive Nr. 409 der Eisenbahndirektion Halle, der Dampf von 190° auf etwa 330° überhitzen kann (s. w. u.), liegt an einer Stelle des Kessels, wo die Heizgase vor dem Einbau des Ueberhitzers 600° heiß waren, was sich ohne weiteres für 36 aus Fig. 2 ergibt. Nach Einbau des Ueberhitzers wird diese Temperatur unter obiger Voraussetzung etwas höher sein; es soll der Einfachheit halber angenommen werden, daß für das mittlere Temperaturgefälle von den Heizgasen zum Dampf im Ueberhitzer auch nur 600° in den Gasen zur Verfügung stehen, so daß das mittlere Temperaturgefälle 4 ohne Ueberhitzer 600 190 410° und 4' mit Ueberhitzer 1) s. Z. 1904 S. 17. ! 600 13. Mai 1905. 330 +190 2 340° ist. In den Ueberhitzer geht eine Wärmemenge 4Q über, in das vom Ueberhitzer verdrängte Wasser AQ. Nach Gl. (6) verhalten sich die beiden raturkurve für die Heizgase nach Fig. 2 in beiden Fällen dieselbe ist, gleiche Heizflächen einen gleichen Anteil an der Dampferzeugung haben. Während die wasserberührte Heizfläche durch Unterhaltung des Siedevorganges (einstufige Verdampfung) den sämtlichen Dampf als gesättigten Dampf liefert, findet im Ueberhitzer eine solche Dehnung des Dampfvolumens statt, daß trotz der etwas geringeren Verdampfung bei einer Ueberhitzung von 190 auf 330° bis 22 vH nutzbaren Dampfes für die Zylinder gewonnen werden können1). Kann der Dampf in den Zylindern verbraucht werden, so liefert der Kessel mit Ueberhitzer bei gleicher Anstrengung der Rost- und Heizfläche den erforderlichen Dampf für eine um etwa 22 vH größere Leistung der Lokomotive, als ohne Ueberhitzer möglich war. Der Kessel wird durch den Einbau des Ueberhitzers um 22 VH leistungsfähiger oder entsprechend weniger angestrengt, wenn Zugkraft und Geschwindigkeit der Lokomotiven in beiden Fällen dieselben bleiben. Das vorige Beispiel soll weiter dazu benutzt werden, die Größe der Ueberhitzung zu berechnen. Es soll nunmehr vorausgesetzt werden, daß der Dampf vermöge seines lebhaften Umlaufes im Ueberhitzer dieselbe Wärmemenge aufnehme wie vorher das vom Ueberhitzer verdrängte Wasser, daß also die Temperaturabnahme ▲T der Gase in der durch den Ueberhitzer begrenzten Heizzone in beiden Fällen dieselbe sei. Zuvor ist bereits 4T 130° ermittelt worden. Der Ueberhitzer ist also im Verhältnis Fig. 3 und 4. Ueberhitzer von Pielock. keitswärme (nahezu gleich der Temperatur) des Speisewassers, r die Verdampfungswärme, t die Temperatur des gesättigten Dampfes, die des überhitzten Dampfes, τ = ť — t die Ueberhitzung, c, die spezifische Wärme des Dampfes, i die Erzeugungswärme für 1 kg gesättigten Dampf, in welchem y kg unverdampftes (mitgerissenes) Wasser enthalten sind, ¿' die Erzeugungswärme für 1 kg überhitzten Dampf, x den Anteil des Ueberhitzers an der Dampferzeugung, so ist bekanntlich λ qo yr Die Rauchkammertemperatur ermittelt man am bequemsten mit Hülfe der Temperaturkurve der Figur 2, wenn man die der Heizfläche zwischen der vorderen Rohrwand des Ueberhitzers und der Rauchkammerrohrwand entsprechende Länge 64 40,8 rd. 23 an die Abszisse für T 562° anträgt, nämlich Ta' 370o, d. h. nur 10° höher als vor dem Einbau des Ueberhitzers. Der Gütegrad des Kessels wird nach Gl. (11) Die Größen (2. — q。) und r sind aus Dampftabellen zu entnehmen; x ergibt sich für einen bestimmten Ueberhitzer aus der Temperaturkurve in Fig. 2, die spezifische Wärme kann nach Zeuner c 0,48 gesetzt werden. Der Wassergehalt des Dampfes wird angenommen, sofern er nicht aus Beobachtungen an Lokomotiven bekannt ist. Man wird zweckmäßig die Ueberhitzung zunächst für trockenen, gesättigten Dampf (y = 0) nach Gl. (15) berechnen und die Temperaturabnahme des Dampfes für je 1 vH Wassergehalt an Da Temperaturmessungen ausgeführten Ueberhitzern vorliegen 1), wird sich umgekehrt aus Gl. (15) ein geeigneter Wert für y finden lassen, welcher der Be bestimmen. 1) Z. 1904 S. 17. |