Stahl und Eisen, Jg. 62, Heft 29

STAHL UND EISEN

Z E I T S C H R I F T F Ü R D A S D E U T S C H E E I S E N H Ü T T E N W E S E N

H era u sg eg e b e n v o m V e r e in D e u tsc h e r E ise n h ü tte n le u te im N S .-B u n d D e u tsc h e r Technik G e le it e t v o n D r.-In g . D r. m ont. E. h. O . P e t e r s e n

unter Mitarbeit von D r. J. W. Reichert und Dr. W . Steinberg für den wirtschaftlichen Teil

H E F T 29 16. JU L I 1 9 4 2 6 2 . J A H R G A N G

Vereinheitlichung von Heißwindschiebern und Heißwindleitungen.

Von A r t h u r R e in in Bochum.

[B ericht N r. 207 des H ochofenausschusses des Vereins D eutscher E isen h ü tten le u te im N SBD T.*).]

(Möglichkeiten der Vereinheitlichung a uf Grund der gegebenen Betriebsverhältnisse. Erfassung der einzelnen Schieber­

abmessungen, einschließlich K ühlringe un d Zungen. Berücksichtigung der Schutzausmauerung, Kühlwasserführung. B etäti­

gung un d A bdichtung der Schieberzunge. Angleichung der Rohranschlüsse, der Blechstärken un d Ausgestaltung der feuerfesten A u skleidung sowie der Isolierung der H eißw indleitungen.)

D

ie Vorteile der Einordnung von Bedarfsgegenständen und Maschinenteilen in Normen und die dadurch bedingten vereinfachten Herstellungsverfahren und tech­

nischen F ortschritte sind bekannt. W eitere Vorteile der Normung liegen auf wirtschaftlichem Gebiet und in der Verkürzung der Lieferzeiten, sowie in der Vereinfachung der Lagerhaltung. Die deutsche W irtschaft muß im Sinne der Rationalisierung besonderen W ert darauf legen, bei der Herstellung und Lagerhaltung von Gegenständen, die nur durch Zufall oder die W illkür einzelner G estalter ihre Form und ihre Abmessungen erhalten haben, nicht unnötige Arbeitskräfte und W erkstoffe zu verschwenden. Sie will durch planmäßige G estaltung und Zusammenlegung einer Vielzahl von Form en und Ausmerzung überflüssiger und unzweckmäßiger A usführungsarten zu einer Vereinfachung und Verbilligung in der H erstellung gelangen. W irtschaft­

liche und planmäßige G estaltung u n ter weitgehender Be­

rücksichtigung der günstigsten Herstellungsmöglichkeiten sind neben der Verwendung einheimischer Rohstoffe oberstes Gebot. Normen sollen das Ergebnis gemeinschaft­

licher Arbeit und des Uebereinkommens von Erzeugern, Händlern und Verbrauchern, Behörden und der Wissen­

schaft sein. Jeder Gruppe der Beteiligten muß genügend Gelegenheit zur M itarbeit geboten werden. So ergab sich für die G e m e i n s c h a f t s a r b e i t d ie A u f g a b e , die be­

stehenden sehr zahlreichen und verschiedenartigen Aus­

führungen von Heißwindschiebern auf eine möglichst geringe, aber für die Betriebsbedürfnisse doch genügende Anzahl von Größen und Ausführungsformen zu verm indern.

Im vorliegenden F alle h andelt es sich um Schieber für einen höchsten Betriebsdruck von 2 atü und Tem peraturen bis 1100°. Das grundlegende Maß für jeden Schieber ist die l i c h t e W e ite . Es ist vorgesehen, die lichten W eiten von 300 bis 1400 mm durch die Norm ung zu erfassen, da kleinere oder größere Heißwindschieber zu den seltensten Ausnahmen gehören. Dabei dürfen die Abstufungen der lichten Weiten nicht zu groß sein. Bei zu großen A bstu­

fungen entstehen entweder unnötig hohe Anlagekosten und Wärmeverluste oder zu große D ruckverluste, die durch

*) V orgetragen in d er 58. S itzu n g des A rbeitsausschusses am 11. F eb ru ar 1942 in D üsseldorf. — Sonderabdrucke sind vom Verlag Stahleisen m . b. H ., D üsseldorf, P o stsch ließ fach 664, zu beziehen.

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erhöhten Kraftaufwand der Gebläsemaschine ausgeglichen werden müssen. Bei gegebener Maschinenleistung ver­

ringert sich die Ofenleistung.

Es gibt also für jeden Betrieb eine günstigste lichte W eite der Heißwindleitungen, die nach der in der Zeit­

einheit durchgesetzten größten Windmenge und der höchsten H eißw indtem peratur bestim m t wird. Die günstigsten Ge­

schwindigkeiten des heißen Windes liegen bei gut isolierten Leitungen zwischen 60 und 120 m /s. Diese groß erscheinende Spanne wird völlig durch die sehr veränderliche Menge und Tem peratur des Windes in Anspruch genommen. Es fällt z. B. die Windgeschwindigkeit um etwa 46 % wenn Menge und Tem peratur um 30 % herabgesetzt werden, bezogen auf eine Anfangstemperatur von 1000°. Derartige Schwan­

kungen gehören aber zu den täglichen Betriebserforder­

nissen. Daher sind die gebräuchlichsten Weiten von 100 zu 100 mm abzustufen, wobei die lichte W eite von 1300 mm ausfallen kann. Der Sprung von 1200 auf 1400 mm beträgt nur 36 % und ist nicht größer als der Sprung von 600 auf 700 mm. Bei den Größen u nter 600 mm sind die Sprünge größer, über 700 mm kleiner als 36 % .

In dem Vorschlag nach Zahlentafel 1 und Bild 1 sind die N e n n w e ite n nach den bereits bestehenden Normen für Absperrschieber aufgestellt. Lediglich bei den kleinen Ab­

messungen sind die lichten W eiten von 350 und 450 mm fortgelassen, weil Heißwindschieber m it so kleinen Ab­

messungen nur in ganz seltenen Fällen Vorkommen. Es wäre unwirtschaftlich, für diese Einzelfälle besondere Mo­

delle bereitzuhalten. Die in der Zahlentafel (Spalte d) mit Klammer versehenen Nennweiten 300, 400 und 1100 mm sollen auch möglichst ausgemerzt werden und bei Neubauten ganz verschwinden. Bei vorhandenen Anlagen kann in manchen Fällen durch Aenderung der Rohrflanschen die Möglichkeit für den Einbau genormter Schieber geschaffen werden.

Die B a u lä n g e n der Heißwindschieber (Spalte L) lassen sich nicht in gleicher Weise steigern wie die der übrigen Absperrschieber. F ü r die Baulänge ist maßgebend, daß jeweils zwischen den beiden gekühlten Dichtungsringen m it Rücksicht auf die Bauform der Schieberplatten und der Rohranschlüsse ein A bstand von etwra 105 mm bestehen m uß, der bei allen Größen gleich ist. Auch der Querschnitt der wassergekühlten Ringe muß aus praktischen Gründen

601

602 S tah l un d E isen A . B ein: Vereinheitlichung von Heißwindschiebern und H eißwindleitungen_______ 62. Ja h rg . N r. 29

ungefähr gleich sein, denn sonst läßt sich der Anschluß der Kühlwasserzu- und -abfiihrung nicht unterbringen.

F erner muß neben den wassergekühlten Ringen noch ein Raum für die Schutzausmauerung vorhanden sein. Aus diesen Erwägungen ergibt sich eine verhältnismäßig geringe Steigerung der Baulängen von 450 mm bei der kleinsten Nennweite bis auf 600 mm bei der größten Nennweite.

Bild 2. K om pensator-H eißw indschieber Bild 1. H eißw indschieber m it A nschlußleitung. m it einteiligem S tahlgußgehäuse.

Z ah len ta fel 1. A b m e s s u n g e n (mm) f ü r H e i ß w i n d s c h i e b e r u n d - l e i t u n g e n .

R ohranschlußflansch R o h rle itu n g

Ge- Loch- Schrauben

L ich te W eite

A usm auerung

Flansch- dicke

weite ß au -

länge L

D urch­

m esser kreis-

durch- Ge­

w inde Loch- durch- m esser

Dicke P tein e1) Iso lie rste in e 1) A usgleich­

d D

m esser K

A nzahl

s a b c 1 t>.

s c h ic h t

s Sl

(300) 450 975 920 24 M 27 30 35 800 84 46 123 250 78

73 52

57 24

(400) 450 1075 1020 24 M 27 30 36 900 84

78 46

52 123 250 78

73 52

57 — 26

500 450 1175 112 0 28 M 27 30 40 1000 78 52 123 250 78

73 52

57

—

26

600 450 1305 1240 28 M 30 33 42 110 0 78

73 52

57 123 250 73 57

—

26

700 500 1405 1340 32 M 30 33 44 1200 78

73 52

57 123 250 73

70 57

60

—

28

800 900

500 600

1640 1640

1560 1560

36 36

M 33 M 33

36 36

46 46

1400 1400

78 73 73

52 57 57

123 123

250 250

73 70 73 70

57 60 57 60

52 35

35

1000 600 1840 1760 40 M 33 36 50 1600 73

70 57

60 123 250 73

70 57

60 52 35

(110 0 ) 600 1840 1760 40 M 33 36 50 1600 73

70 57

60 123 250 73

70 57

60 ^— 35

1200 600 2060 1970 44 M 36 40 54 1800 73

70 57

60 123 250 70 60 52 40

1400 600 2260 2180 48 M 39 43 56 2000 70 60 123 250 70 60 52 40

Die Schieber m it F la n sch en n a ch N D 6 sind b estim m t zum E in b a u in H e ißw ind-(L uft-)L eitungen bei ein er h öchsten Tem pe­

r a tu r des W indes (der L u ft) vo n 1100°. F eh len d e M aßangaben, z. B. fü r die B a u h ö h e, sin d n ic h t fe stg e leg t, d a sie v o n der B au art a b h än g ig sind. Die ein g ek lam m erten W erte sin d m öglichst zu v erm eid en .

*) F eu erfeste Steine gem äß D IN 1082.

Im allgemeinen kommt nur das g e t e i l t e S c h ie b e r ­ g e h ä u s e aus H ä m a t i t g u ß in Frage. Andere Bauarten sind als Notlösungen zu betrachten und haben unangenehme Begleiterscheinungen im Gefolge. Auf die Schwierigkeiten bei der Abdichtung der Kühlringe in ungeteilten Gehäusen und die höheren Kosten der Stahlgußgehäuse sei nur an­

deutungsweise hingewiesen.

Heißwindschieber m it S ta h lg u ß g e h ä u s e n sind nur dann erforderlich, wenn es nicht möglich ist, die durch die Temperaturschwankungen hervorgerufenen Längenände­

rungen der Heißwindleitungen durch Kompensatoren un­

schädlich zu machen. Eine Sonderstellung nimm t der von der Firm a Dango und Dienenthal entwickelte Kompen­

sator-Heißwindschieber nach Bild 2 ein. Dies ist ein unge­

teilter Heißwindschieber aus Stahlguß, an dem ein äußerer und ein innerer W ellrohrkom pensator angebaut ist. Die Bau­

länge des Schiebers ist normal gehalten.

Die Flanschen der Heißwindschieber bisheriger Bauart sind m it Rücksicht auf eine überm äßig starke Ausmauerung der Heißwindleitung sehr groß. Im B etrieb erw ärm t sich also das Gehäuse wesentlich stärker als der frei liegende große Flansch. Die Folge ist eine V e r f o r m u n g der w a a g e ­ r e c h t e n V e r b i n d u n g s f l a n s c h e n , die zum Undicht- werden des Gehäuses und zum Bruch der Verbindungs- flanschen führen^ kann. Dieser Zustand ist übertrieben in Bild 3 auf der rechten Bildseite dargestellt. Bei Schieber-

16. Juli 1942 A . R ein: Vereinheitlichung von Heißwindschiebern und Heißwindleitungen Stahl und E isen 603

eehäusen aus Stahlguß ist die ungleiche Ausdehnung be­

sonders groß, da der Ausdehnungswert des Stahlgusses etwa l,6m al so groß ist als der des H äm atitgußeisens.

Eine weitere Ursache für das A useinandertreiben der Yerbindungsflanschen ist in der A u s b ild u n g d e r H a l t e - rin g e für die Schieberausm auerung zu sehen. Diese H alte­

ringe stellen eine F ortsetzung der Gehäuseflanschen nach

Schamotte

Bild 3. H eißw indschieber m it N ockens teinen.

innen dar, sie liegen aber in der Zone der höheren Tempe­

ratur und treiben deshalb besonders stark. Ganz verzichten auf eine H altevorrichtung der Schieberausmauerung kann man aber nicht, weil die ausgem auerten Heißwindschieber in flacher Lage befördert werden, wobei die Ausmauerung gehalten werden muß. Um den geschilderten Uebelstand zu

mauersteine auf ganz wenige Erzeuger zu beschränken, die sich ihrerseits über die Verteilung der einzelnen Größen einigen müßten.

Die K ü h lw a s s e r f ü h r u n g zur Schieberplatte soll bis 700 mm Nennweite m it zentral angeordneten Zu- und Ab­

flußrohren, ab 800 mm m it getrennt liegenden Zu- und Ab­

führungsrohren erfolgen. Den Schieberzungen m it doppel- spiraliger W asserführung nach Bild 4 ist der Vorzug zu geben. Gegen die Verwendung von zentral angeordneten Zu- und Abflußrohren wird eingewandt, daß die Durchgänge

Manometer

Schmutz wassereintrilt

Manometer

Austritt des gereinigten Wassers

Schmutz-und Spülwasser - austritt

— ÍL.

Hauptabscheider Nebenabscheider

B ild 5 a . O ben: A nordnung des Schlam m abscheiders.

U n ten : A nordnung m it X ebenabscheider.

zu eng seien, so daß Koks, Holzstücke oder andere feste Gegenstände aus dem Kühlwasser die Durchgänge leicht verstopfen könnten. D erartige Betriebsstörungen lassen sich vermeiden, wenn in die Zuleitung eine gute S ie b - v o r r i c h t u n g nach A rt des von der Rhein-Emsc-her-Arma- turenfabrik entwickelten S c h la m m a b s c h e id e r s einge­

b au t wird, der in Bild 5 a und -51 im einzelnen wieder­

gegeben ist.

Bild 4. H eißw indschieberkeil m it spiralförm iger W asserführung (sogenannte Spiralzunge).

vermeiden, werden die H alteringe beseitigt und durch H a lte n o c k e n (B ü d 3) ersetzt. Dabei sind die Steinfugen so zu legen, daß sie jeweils durch einen Haltenocken über­

deckt werden. Bei richtig ausgeführten Schiebergehäusen aus H äm atit sind Undichtigkeiten nicht zu befürchten, so daß Stahlgußgehäuse weniger zu empfehlen sind. Selbst­

verständliche Voraussetzung ist die richtige Anordnung von Kompensatoren.

Die S c h u t z a u s m a u e r u n g der Schiebergehäuse muß ebenfalls weitgehend vereinheitlicht werden. Die Eigenart der Ausmauerung erfordert ohnehin für jede Schiebergröße die Herstellung von sieben verschiedenen Steinformen, also für elf Schieber 77 Steinmodelle. Um viel Leerlauf zu ver­

meiden, muß versucht werden, die H erstellung der Schieber­

B ild 5 b. S chlam m abscheider m it ausgezogenen S iebrosten.

Normale Labyrinth-Stopfbüchsen für die Schieber­

plattenrohre werden in verhältnism äßig kurzer Zeit undicht;

die 'W iederherstellungsarbeiten daran sind zeitraubend und schwierig. Es ist daher eine von der letztgenannten F irm a entwickelte S t o p f b ü c h s e n a b d i c h t u n g (B ild 6) zu

604 S ta h l und Eisen A . H ein: Vereinheitlichung von Heißwindschiebern u nd H eißw indleitungen_______ 62. Ja h rg . N r. 29

empfehlen. Wie aus Bild 6 a ersichtlich, sind fünf Kammern aus Winkelringen vorgesehen, die außen fest anliegen und nach innen spannende Dichtringe m it Sondergraphiteinlage tragen. Die Kammern sind in einem Topf angeordnet, der zur Ueberwachung der Spannringe m it Kopfschrauben leicht aus der H aube herausgehoben werden kann. Diese Ausführung erlaubt genau wie die normale L abyrinth­

dichtung eine Verschiebung der Schieberplattenrohre p ar­

allel zu sich selbst. Hierdurch wird ein einwandfreies Auf­

liegen der Schieberplatte auf den Schieberringen und dam it ein dichtes Abschließen des Schiebers erzielt. Diese Neue­

rung ist auch bei alten Schiebern leicht einzubauen (B ild 6b).

Bild 6 a und b. L abyrinth-S topfbüchsen.

F ü r die B e t ä t i g u n g d e r S c h ie b e r z u n g e ist bis zu einer Nennweite von 700 mm ein Hebel- und Gewichts­

ausgleich, ab 800 mm lichte W eite Seilzug oder K ettenzug vorzusehen.

L aut behördlicher Anordnung kom m t Kupfer für die Herstellung von S itz r in g e n und S c h ie b e r z u n g e n der Heißwindschieber nicht mehr in Betracht, daher sind für die H erstellung a u s S t a h l noch besondere Normen auszu­

arbeiten. Auch die beweglichen Kühlwasserleitungen, be­

stehend aus Stahlrohren und Drehgelenken, sind m it zu erfassen. Jedenfalls muß versucht werden, möglichst viele Teile der Heißwindschieber einheitlich zu gestalten. Sollte dies in Form eines Norm blattes nicht möglich sein, so ist eine Einigung unter den Herstellerfirmen durch gegen­

seitigen Austausch der Zeichnungen anzustreben, nachdem die voneinander abweichenden Maße und Ausführungs­

arten möglichst weitgehend aufeinander abgestimmt sind.

Die Vereinheitlichung der Heißwindschieber würde den be­

absichtigten Zweck nur teilweise erfüllen, wenn sie nicht auch den bereits bestehenden Normen für R o h r le itu n g e n , Rohrflanschen und S te in e angeglichen werden könnten.

Bei Neuanlagen ist dies ohne Schwierigkeiten möglich;

schwieriger wird es aber, wenn es sich um die Beschaffung von Ersatzschiebern für bestehende Heißwindleitungen handelt. Diese sind teils dünner, teils dicker ausgemauert.

Außerdem wurden die Abmessungen der Rohrflanschen und Lochkreisdurchmesser willkürlich bestimm t, so daß teils kleinere, teils größere Flanschendurchmesser gegenüber dem Normenvorschlag entstanden sind. Bei zu kleinen Rohrflanschen kann m an sich dadurch helfen, daß bei der Bestellung die abnorme Größe und Lage der Schrauben­

löcher angegeben wird, sofern die Baulänge stim m t.

F ü r die Fälle, in denen die Rohrflanschen größer sind als die normgerechten Schieberflanschen, müssen die auf die Anschlußflanschen bezogenen Maße für jeden Einzelfall bei der Schieberbestellung angegeben werden.

F ü r die G e s t a l t u n g d e r F l a n s c h e n r i n g e der R o h r l e i t u n g werden Winkel, gebogener Flachstahl, aus P latten geschnittene oder nahtlos gewalzte Ringe ver­

schiedener Querschnittsformen verw endet ( Bild 7). Die Ringe können sowohl aufgenietet oder aufgeschweißt als auch stum pf geschweißt m it den Blechrohren verbunden werden. Die in der Spalte sx der Zahlentafel 1 angegebenen Flanschenstärken gelten für geschnittene, gebogene oder nahtlos gewalzte Ringe m it rechteckigen Querschnitten, die aufgezogen und m it innerer und äußerer K ehlnaht gut an­

geschweißt werden. Diese F orm h a t vor allem den Vorzug der einfachsten Herstellungsmöglichkeit sowie der kürzesten

Lieferzeit und kann allen Schwankungen in der Ausführung der Rohre weitgehend angepaßt werden, was für die nahtlos gewralzten Winkelringe nur beschränkt zutrifft. Es muß auch dam it gerechnet werden, daß künftig die Blechrohre in den größten Nennweiten nahtlos gewalzt oder überlappt geschweißt, m it normgerechten Flanschen versehen, einbau­

fertig angcliefert werden. Dabei kann aber die zulässige Durchmesserabweichung z. B. bei einem R ohr von 2000 mm lichter W eite im ungünstigsten F alle 26 mm betragen.

Ferner ist für die R undheit der Rohre bei dem Beispiel ein Unterschied zwischen dem größten und dem kleinsten Durchmesser bis zu 28 mm zulässig. W enn auch diese Ab­

weichungen bis auf die H älfte eingeschränkt werden können, wird es in vielen F ällen nicht möglich sein, m it nahtlos gewalzten Winkelringen auszukommen, besonders weil auch diese den Maßschwankungen unterliegen. D er F la n s c h m it r e c h te c k ig e m Q u e r s c h n i t t kann aber allen prak­

tisch vorkommenden Maßschwankungen der Rohre leicht angepaßt werden, weshalb er besonders zu empfehlen ist.

Mit Rücksicht darauf, daß m an bei kleineren Rohren mit nur einer Längsnaht, bei größeren m it nur zwei Längs­

nähten auskommt, werden für die R o h r e folgende B le c h ­ s t ä r k e n vorgeschlagen:

8 bis 8,5 mm für die kleinsten Rohre, 10 bis 12 mm für die m ittleren Rohre, 14 mm für die größten Rohre.

Die Längen werden bis 8 m ohne R u ndnaht und bis 16 m m it einer R undnaht ausgeführt.

Bei B etrachtung der bisher üblichen H a l t e r i n g e fü r d a s M a u e r w e r k ( Bild 8 a) fällt die große Stahlmenge auf, die sich als Frem dkörper zwischen der Ausmauerung be­

16. J u li 1942 A . Hein: Vereinheitlichung ron Heißwindschiebern und Heißwindleitungen Stahl und E isen 605 findet. Die beiden Winkelringe sind besonders geeignet,

unerwünschte Tem peraturerhöhungen und Spannungen auf das Blechrohr zu übertragen; außerdem gibt ih r Vorhanden­

sein zu Undichtigkeiten in der Ausm auerung Anlaß. Bei einer Heißwindleitung, die im k alten Zustand befahren werden kann, werden danach die Flanschenübergänge am besten so durchgem auert, als wenn sie nicht vorhanden wären (Bild 8 b). N ur bei senkrecht oder schräg nach oben liegenden Heißwindleitungen sind H alteringe anzuordnen.

Der Einwand, daß die H alteringe an allen Stellen wichtig seien, an denen ein Auseinandernehmen der Heiß W ind­

leitungen erforderlich w ird, ist unbegründet.

CL)

B ild 8 a u n d b . A u s m a u e ru n g m it u n d o h n e H a lte r in g e .

Bei in Betrieb befindlichen Leitungen kom m t ein ge­

legentlicher Ausbau einzelner Teile fast nur bei den Schiebern vor. Auch hier sind im Gegenflansch keine H alteringe erforderlich, weil das M auerwerk sich auch hier ohnehin gut hält. Zweckmäßig w ird hier bis auf etw a 1 cm an den flansch herangem auert u nd der verbleibende Spielraum beim Einbau des Schiebers m it Scham ottem örtel gut aus­

gestrichen. D er durch die Erw ärm ung des Mauerwerks entstehende Längs druck wird von den Kühlringen des Heißwindschiebers anstandslos aufgenommen, wenn die erforderlichen Dehnungsfugen im Mauerwerk ordnungs­

mäßig angeordnet sind; auf je 5 m Leitung sind 25 bis 30 mm Fuge vorzusehen.

Entgegen der bisherigen Uebung, kleinen Leitungen schwächere und größeren Leitungen stärkere Ausmaue­

rungen zu geben, sind künftig alle Heißwindleitungen m it e in e rA u s k le id u n g v o n g le ic h e r S t ä r k e , und zwar von 250 mm zu versehen, da A usm auerung u nd Isolierung von der T e m p e r a tu r des Heißwindes bestim m t werden müssen.

Zweckmäßig w ählt m an dabei z w e i verschiedene S t e i n ­ rin g e . Der innere w ird in einer dichten, verschleißfesten, der äußere in einer porigen, schlecht w ärm eleitenden Stein­

sorte hergestellt. Die Abmessungen der A usm auerung sind gleichfalls in Zahlentafel 1 wiedergegeben. Die in Frage kommende einheitliche Steinform erhält die Abmessungen 250 • 123 mm. denn die G rundbedingung für eine reibungs­

lose Herstellung un d schnelle Liefermöglichkeit ist eine für die Lagerhaltung genügend kleine Anzahl an erforder­

lichen Modellen und einfache, d. h. preßfähige F orm ate.

Die Nennweiten von 800,1000,1200 und 1400 mm erhalten m it Rücksicht auf die Verwendung norm gerechter Blech- rohre außer den beiden Steinringen einen 52 mm starken Füllring aus Isoliermörtel (B ild 1).

Dm m it einer möglichst g e r in g e n A n z a h l v o n S t e i n ­ f o r m e n auszukommen, wird fü r jede Steinringgröße die Verwendung von Steinen m it zwei verschiedenen Keil- maßen vorgeschlagen. F ü r die Ausmauerung der Heiß­

windleitungen m it den vorgeschlagenen 11 verschiedenen Nennweiten, also 22 verschiedenen Steinringdurehmessem, kom m t m an auf diese Weise m it nur vier Steinform aten aus.

Die oft aus besonderer Vorsicht geforderten großen und verschiedenartigen P a ß s t e i n e erfordern viel H andarbeit sowie großen Stoffaufwand und Zeitverlust bei der Form en­

herstellung. Auch hier m uß bei dem E ntw urf der Heiß- windleitungen schon weitgehend auf einfachste Formgebung Rücksicht genommen werden. Ergeben sich an schwierigen Abzweigstellen begründete Bedenken gegen die H altbarkeit der Decke, so soll m an hier lieber auf die Isolierschicht ver­

zichten u nd die fragliche Stelle m it G a n z w ö lb e r n aus Schamotte oder Leichtstein in Norm alformaten herstellen, zum al da es sich immer nur um ganz kleine Flächen handelt.

F ü r die in zwei Lagen hergestellte Ausmauerung sind 5 Halbwölber vorgesehen, von denen drei F orm ate bereits im N orm blatt D IN 1082 festgelegt sind, während zwei weitere F orm ate 2 H 38 (123 x 84/46 x 250 mm1) und 2 H 26 (123 x 78/52 x 250 mm3) zur späteren Aufnahme vorgeschlagen werden.

Die Verwendung bestgeeigneter I s o l i e r s t e i n e ist natürlich von ausschlaggebender Bedeutung für die E r­

zielung der geringsten W ärmeverluste bei den Heißwind­

leitungen. E s sind hier nur Stoffe zu verwenden, die in bezug auf Erweichungsbeginn, Druckfestigkeit, Tem peratur­

beständigkeit und W ärmeschutzwirkung den Anforderungen entsprechen, die an Isoliersteine für Heißwindleitungen gestellt werden müssen. Nachstehend sind einige Isolier­

stoffe m it ihren Eigenschaften zusammengestellt, die sich als besonders geeignet für Heißwindleitungen erwiesen h a b e n :

HandelsJjezeichc nng

Erwei- chongs- begiim bei 2 ke Be­

lastung

• C

Druck- . Raum- fetig- pe wicht keit J ~ y

e grenze

bei 20*

kg/mJ kg cm! bis • C Wanne- leitzahl beiSOO*

kcal m • h - * C 1. S te r c h a m o l 22 . .

2. S te r c h a m o l S u p e rio r 3. M o le r H . P . I . . . 4 . D i a t o m i t A . . .

1030 985

45 0 5 — 10 1070 5 5 0 8 — 12 1000 45 0 10— 15 900 40 0 5 — 11 1000

0 ,1 4 8 0 ,1 4 3 0 ,1 6 5 0,181 Die W ärmeschutzwirkung dieser Isoliersteine entspricht in allen F ällen mindestens der einer dreim al so starken A usm auerung m it Scham ottesteinen. Man m üßte also eine Heißwindleitung etwa 500 m m stark m it Scham ottestein ausm auem , um den entsprechenden W ärmeschutz zu er­

halten, den eine n u r 250 m m starke A usm auerung nach den vorliegenden Vorschlägen gew ährleistet. H ierbei ist der höhere W ärm everlust, der durch die größere Abstrah- lunsrsfläche des stärker ausgem auerten Rohres verursacht wird, noch nicht berücksichtigt.

Z u s a m m e n f a s s u n g .

E s wurde versucht, das gesamte Gebiet der Heißwind­

schieber, der Heißwindleitungen u n d der feuerfesten Ausklei­

dung nach neuzeitlichen Gesichtspunkten zu betrachten und die einzelnen Teile soweit als möglich normgerecht zu ord­

nen. D abei wurden bereits bestehende Normen weitgehend berücksichtigt. Durch die darüber hinaus gegebenen R icht­

linien für die zweckmäßigste G estaltung und W erkstoffaus- wahl werden die vorgeschlagenen Abmessungen näher be­

gründet. Einzelheiten der Schieberzubehörteile blieben da­

bei unberücksichtigt.

606 S tah l und Eisen Urkundlicher Beitrag zur Geschichte des eisenhüttenmännischen Verbandswesens______ 62. Ja h rg . N r. 29

Urkundlicher Beitrag zur Geschichte des eisenhüttenmännischen Verbandswesens.

D

ie Quellen über die Anfänge des Verbandswesens» in der deutschen Eisen- und Stahlindustrie fließen nur recht spärlich. Das gilt nicht nur für die Zeit vor der Gründung des Zweiten Reiches, sondern auch für eine lange Reihe späterer Jahre. Häufig wissen wir bei den ältesten und älte­

ren Verbänden nicht viel mehr als die Tatsache ihres Bestehens und etwa noch das Gründungs jahr, während uns genaue Kenntnisse über Zwecke und Ziele der verschiedenen Zusammenschlüsse, ihren inneren Aufbau, die Zahl der Mitglieder u. ä. mehr oder weniger fehlen. Besonders stark aber ist der Mangel an urkundlichen Unterlagen, mag es sich um Gründungs­

akten, Sitzungsniederschriften, Eingaben an Behörden oder sonstige wich­

tige Schriftstücke handeln. Jede Entdeckung auf diesem Gebiet ist daher als besonders wertvoll anzusprechen. Das gilt in hervorragendem Maße für die Auffindung der Urschrift über die Gründungsversammlung eines Vereins der westdeutschen H ütten- und Walzwerksbesitzer vom 28. Juli 1843, die dem Geschäftsführer der Bezirksgruppe Südwest der W irtschaftsgruppe Eisen schaffende Industrie, Dr.

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habil. F r i t z H e llw ig , bei der Wiederaufstellung der seinerzeit geräumten Firm enakten des Saarwirtschaftsarchivs vor kur­

zem gelungen ist. An sich war diese Vereinsgründung, die unter die ersten Zusammenschlüsse der deutschen Eisenindustrie rechnet, längst bekannt; so bewahrt der Verein Deutscher Eisenhütten­

leute seit Jahren in seinem Archiv ein Aktenstück, das eine Abschrift des H auptteils der U r­

kunde darstellt. Zur Geschichte der Vereinsgründung sei kurz folgendes verm erkt:

Am 28. und 29. Juli 1843 versammelten sich in Bonn 32

H ü tte n -u n d Walzwerksbesitzer, um einen „Bericht des Bergrats B ö c k in g aus Saarbrücken über den Erfolg seiner Reise nach Berlin entgegen zu nehmen, wo er, während eines fünfmonatlichen (so!) Aufenthalts, als Be­

vollmächtigter eines großen Theils der Rheinischen- und Westfälischen Eisenproduzenttn das Interesse dieser Industrie bei den höchsten und hohen Behörden zu vertheidigen sich bem ühte; sodann aber auch, sich über die Maaßregeln zu berathen die weiter zu ergreifen sein möchten, um bei dem im Monat September zu Berlin s ta tt habenden Zollcongresse diejenigen Anträge zu machen, welche zur R ettung des dem gänzlichen Ruin nahe stehenden Eisengewerbes am geeignetsten erscheinen.“

Nachdem die Versammlung den Bericht des H errn Böcking angehört hatte, erwählte sie als Bevollmächtigte für Berlin vier Herren, an ihrer Spitze Bergrat Böcking, faßte gleichzeitig Beschluß über neue Zollsätze für Roheisen aller Art, für Bruch- und Schrotteisen, für alles geschmiedete und gewalzte Grob- und Feineisen sowie für schwarzes Eisenblech und Platten, Anker und Ankerketten, und beauftragte die Bevollmächtigten, diese Zoll­

sätze zu beantragen und m it Energie zu verteidigen. Außerdem wurde

„den H erren Bevollmächtigten dringend ans Herz gelegt, ihr ganzes Streben dahin zu richten, daß für den neuen Zolltarif eine längere Dauer, als die bisher übliche, bewilligt und zugleich bestimm t werden möchte, daß partielle Conzessionen zu Gunsten Einzelner in Zukunft nicht ertheilt, noch aber die Möglichkeit gestatt[et] werde, den Zoll unter Vorwänden zu umgehen“ .

Außerdem wurden die Bevollmächtigten gebeten, eine Denkschrift über die Lage der Eisenindustrie abzufassen und den Regierungen aller Vereins­

staaten zu überreichen. Dabei sollte der Versuch gemacht werden zu er­

reichen, daß die Denkschrift vor der betreffenden Kommission des Zoll­

kongresses erläutert und nötigenfalls verteidigt werden könne.

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Bild 1 . W iedergabe des Beschlusses über die V ereinsgründung.

16. J u li 1942 f rkundlicher Beitrag zur Gesrlnrhte des eisenhüttenmännischen Verbandsiresens S tah l un d E isen 607

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B ild 2. U n te rsch riften zum H a u p tp ro to k o ll.

608 S tahl un d Eisen F . Kluge: Das Turbogebläse im Hochofen- und Stahlwerksbetrieb 62. Ja h rg . N r. 29 Die Einsicht in die Nöte der Zeit führte schließlich die

Teilnehmer an der Versammlung dazu, sich für die Zukunft enger zusammenzuschließen. W ir geben diesen Teil der Niederschrift nach dem Original wieder und fügen auch die U nterschriften bei, die besonders reizvoll sind und die Erinnerung an manchen verdienten Eisenhüttenm ann wecken (siehe Bild 1 und 2).

In einem „Separat-Protokoll“ wurde u. a. über die Aufbringung der Mittel und die weiteren Zusammenkünfte noch folgendes beschlossen:

„Außer den in dem Hauptprotokoll niedergelegten Be­

schlüssen sind die Unterzeichneten noch über folgende

P unkte übereingekommen: Alle m it der Wirksamkeit der im H auptprotokoll gebildeten Vereine für Beförderung der Eisenindustrie verbundenen Unkosten sollen gemein­

schaftlich getragen werden, und zwar in d e m Verhältniß, daß 4 Frischfeuer einem Puddelofen und 2 Puddelöfen einem Hochofen gleich gerechnet werden. Frischfeuer und Oefen, welche den größten Theil des Jahres außer Betrieb sind, bleiben außer Anschlag. Das Maximum der Beiträge soll zwanzig Thaler für einen Hochofen und zehn Thaler für einen Puddelofen nicht übersteigen. Zur Besprechung ihrer Angelegenheiten werden sich die Eisengeweike auf nähere Einladung des Centralsvereins jedes Ja h r im Monat Juni zu Bonn versam m eln.“

Das Turbogebläse im H ochofen- und Stahlwerksbetrieb.

Von F r i e d r i c h K lu g e in Duisburg.

[B ericht N r. 98 des M aschinenausschusses des Vereins D eutscher E isen h ü tten leu te im N SB D T. — Schluß von Seite 591.]

Wärmewirtschaftliche Seite des Turbogebläses.

D

ie W irtschaftlichkeit eines Turbogebläses hängt von sei­

ner Belastung ab. Der Bestpunkt des Wirkungsgrades liegt im Auslegungspunkt, für den die Beschaufelung des Gebläses bei der Konstruktion bestimm t ist, während für H öchstlast und für Teillasten der Wirkungsgrad abfällt.

F ür ein größeres Hochofengebläse m it einer Ansaugemenge von 150 000 m 3/h und einer Verdichtung von 1 ata auf 2,2 ata, wie sie für Hochofengebläse üblich ist, kann mit neuzeitlichen Gebläsen im B estpunkt ein W irkungsgrad, bezogen auf adiabatische Verdichtung von 77 bis 78 %, m it Sicherheit erreicht werden. F ür die nachfolgende W irt­

schaftlichkeitsberechnung ist mit einem Dauerwirkungsgrad bei Norm allast von 76 % , bezogen auf adiabatische Ver­

dichtung, gerechnet, während für 25 % U eberlast ein W ir­

kungsgrad von 74 % , bei zwei D rittel ein solcher von 75 % und bei halber L ast ein W irkungsgrad von 69 % , bezogen auf adiabatische Verdichtung, eingesetzt ist. Diese W irkungs­

grade sind m it Sicherheit im Dauerbetrieb bei einem neu­

artigen Turbogebläse der obengenannten Größe zu erreichen.

Auch die Dampfturbine, die als Antriebsturbine für das Turbogebläse vorausgesetzt ist, h at einen B estpunkt in dem sogenannten Auslegungspunkt der Turbine, für den die Be­

schaufelung der Turbine vorgesehen ist. Im allgemeinen wird m an den B estpunkt des Gebläses und den B estpunkt der Turbine ungefähr auf den gleichen Betriebspunkt legen, so daß das Gesamtaggregat in diesem Betriebspunkt seinen besten Wirkungsgrad hat, während bei Teillasten und bei Ueberlast der Wirkungsgrad der Turbine in ähnlicher Weise wie der Wirkungsgrad des Gebläses fällt. Der Wirkungsgrad der Dampfturbine hängt außer von der B auart von dem gewählten Frischdampfdruck, der gewählten Frischdam pf­

tem peratur, sowie von der Tem peratur des Kühlwassers, das zur Kühlung des Kondensators dient, ab.

F ü r einen Frischdam pfdruck von 13 ata, eine Frisch­

dam pftem peratur von 350°, kann man bei einem Vakuum von 0,07 ata, entsprechend rückgekühltein Wasser von 27°, einen Turbinenwirkungsgrad im Dauerbetrieb von 8 0 % erreichen, während bei Höchstlast mit einem Wirkungsgrad von 77 % , bei zwei D rittel L ast m it einem W irkungsgrad von 76,5 % und bei halber L ast mit einem Wirkungsgrad von 73,5% gerechnet wurde. Unter diesen Annahmen ergeben sich die in der Zahlentafel 2 angegebenen Dampf­

verbrauchszahlen D, die unter Zuschlag eines Betrages von 2% % für die Hilfsmaschinen bei Motorantrieb auf die Werte D' in kg/h erhöht wurden. Hieraus folgen die spezi­

fischen Dampfverbrauchszahlen d' in kg/m 3 Luft.

Will m an zum Zweck eines w ärmewirtschaftlichen Ver­

gleiches das durch Dam pfturbine angetriebene Turbogebläse dem durch Großgasmaschine angetriebenen Kolbengebläse gegenüberstellen, so ist es erforderlich, für die Turbo- maschine den Dampferzeuger in die B etrachtung einzu­

beziehen, da in der Großgasmaschine das vom Hochofen kommende Gichtgas unm ittelbare V erarbeitung findet, während bei einer Dam pfturbine die Zwischenschaltung eines Dampferzeugers notwendig wird. Setzt m an einen Kesselwirkungsgrad einschließlich Vorwärmer und Ueber- hitzer von 82 % voraus und fü h rt m an das anfallende Kon­

densat, wie üblich, in den Dampferzeuger zurück, so ergeben sich bei den genannten B elastungspunkten des Maschinen­

satzes die in Zahlentafel 2 angegebenen spezifischen Wärme­

verbrauchszahlen q' W ärm eeinheiten/m 3 angesaugte Wind­

menge. Im B estpunkt erhält m an einen spezifischen Wärme­

verbrauch von 138,2 W ärm eeinheiten/m 3, bei Höchstlast von 149,5 und bei H alblast von 162,3 W ärmeeinheiten/m3.

Da das Turbogebläse im Verdichtungswirkungsgrad dem Kolbengebläse gegenüber etwas unterlegen ist, vor allem bei Teillasten, t r i t t die L uft am D ruckstutzen des Turbo­

gebläses m it höherer Tem peratur aus als bei Kolbengebläsen, denn die inneren Verluste finden sich in Form fühlbarer Wärme in der austretenden Luft. Diese am Druckstutzen des Turbogebläses in der L uft enthaltene W ärme ist aber für den Hochofenbetrieb kein Verlust. Sie kommt vielmehr bis auf die Leitungs- und Strahlungsverluste dem Hoch­

ofenbetrieb zugute, da im Falle des Turbogebläses eine E r­

wärmung der L uft im W inderhitzer um einen geringeren Unterschiedsbetrag nötig ist als im F alle des Kolbengebläses, in dem die Verdichtung nahezu adiabatisch erfolgt. Unter Berücksichtigung dieser Verhältnisse ergeben sich für das durchgerechnete Beispiel spezifische W ärmeverbrauchs­

zahlen im N orm alpunkt von 133,3, im H öchstpunkt von 144,1 und bei H alblast von 155,1 W E /m 3 Wind. Hierbei ist für den W inderhitzer ein W irkungsgrad von 85 % vor­

ausgesetzt.

Durch Erhöhung des D am pfeintrittsdruckes auf 40 ata und der E in trittstem p eratu r auf 450° wird das Wärnie- gcfällc der Turbine wesentlich erhöht. Bei Verwendung rückgekühlten Wassers von 27° lassen sich Turbinenwir­

kungsgrade von 78 % im B estpunkt, 75 % bei Höchstlast und 71,5% bei H alblast erreichen. U nter Zugrundelegung gleicher Kesselwirkungsgrade und W inderhitzerwirkungs­

grade und gleicher Verhältnisse, wie im vorigen Beispiel, ergeben sich spezifische W ärm everbrauchszahlen im Best­

p u n k t von 112,8, bei H öchstlast von 121,4 W E /m 3 Wind.

16. J u li 1942 F . K luge: D as Turbogebläse im Hochofen- und Stahlwerksbetrieb S ta h l un d E isen 609

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Noch etwas günstiger werden die Verhältnisse, wenn man an Stelle des rückgekühlten Wassers Frischwasser für den K ondensator verwendet und hierbei ein Vakuum von 0,05 im N orm alpunkt zugrunde legt und einen Turbinenw irkungs-.

grad von 77 % im B estpunkt. Es ergibt sich hierbei ein spezifischer W ärm everbrauch des Dampfturbogebläses von 111,4 W E /m 3 Wind.

29.«

B ild 30. W ärm everbrauch einer Hochofen-Turbogebläseanlage

bei D am pfturbinenantrieb.

Die Ergebnisse sind in Kurvenform in Bild '¿0 zusammen­

gestellt. Hieraus ist ersichtlich, daß vor allem die Erhöhung des Frischdam pfdruckes und der Frischdam pftem peratur den spezifischen W ärmeverbrauch des durch Dam pfturbine angetriebenen Turbogebläses verbessert, Es sei noch be­

sonders darauf hingewiesen, daß die eingesetzten Gebläse- und Turbinenwirkungsgrade keine Spitzenwirkungsgrade darstellen, wie sie bei kurzzeitigen Paradeversuchen gefahren werden können, sondern W erte, die m it neuzeitlichen Maschinen im D auerbetrieb m it Sicherheit erreicht werden können.

Zusammenfassung.

Die Turbogebläse zeichnen sich im Betrieb aus durch stoßfreie Förderung der L uft, einfache Bedienung und niedrige W artungskosten. Bei Turbinenantrieb bietet sich für das Turbogebläse eine geradezu ideale Regelmöglichkeit, die es g estattet, das Turbogebläse den gestellten Betriebs­

forderungen weitestgehend anzupassen. Das Turbogebläse zeichnet sich aus durch niedrige Anschaffungskosten, durch geringen Platz- und Raum bedarf und daher leichte und billige Fundam ente. Da die obere Baugrenze der Turbo­

gebläse sehr hoch liegt, ist der Bau großer Einheiten möglich.

Die Möglichkeit auftretender Störungen im Betrieb ist gering, so daß die Lagerhaltung von nur wenigen E rsatz­

teilen erforderlich ist, wie z. B. Lagerschalen, Dichtungen und dergleichen.

Die wärm ewirtschaftliche Seite des durch D am pfturbine angetriebenen Turbogebläses konnte durch Steigerung der Frischdam pfdrücke und -tem peraturen stetig verbessert werden.

Die Steigerung der Drehzahlen und Umfangsgeschwindig­

keiten gestattete, die Stufenzahlen und dam it die Bau­

gewichte der Turbogebläse gegenüber älteren Bauarten herabzusetzen.

Auf G rund dieser Eigenschaften findet das Turbogebläse als Stahlwerks- und auch als Hochofengebläse weitgehend Anwendung.

58

610 S tah l u n d Eisen F . Kluge: Das Turbogebläse im Hochofen- un d Stahlwerksbetrieb 62. J a h rg . N r. 29 An den V ortrag schloß sich folgende A u s s p r a c h e an.

M. S t e f f e s , E sch: H err K luge kennzeichnet H ochöfen von 400 t Roheisen/24 h als klein, jene von 1000 t als groß. U m hier kein M ißverständnis aufkom m en zu lassen, sei erw ähnt, daß H e rr K luge d am it jedenfalls auf westfälische V erhältnisse a n ­ spielt. F ü r das M inettegebiet m it einem M öllerausbringen von rd. 28 % k an n ein Ofen von täglich 400 t K oksdurchsatz, e n t­

sprechend 350 t Thomasroheisen, bereits als „ n o rm a l“ bezeichnet werden, da er im m erhin 4,5 bis 5,0 m G estelldurchm esser a u f­

w eist. U eberhaupt zieht der H ochöfner es v o r1), die Leistung m it dem Koksdurchsatz zu bemessen. Die K e n n za h l,,kg K o k s/m2 Gestellfläche un d S tunde“ ist d an n fü r Vergleichszwecke be­

sonders w ertvoll, weil sie den Einfluß des K okssatzes auf die Roheisenerzeugung ausschließt.

n=Z600 Ulmin

(.extrapoliert)

mo mo i6oo

Windmenge in m.3!min

Bild 31. H ochofengasverbrauch un d W indm enge eines Dam pfturbo-H ochofengebläses (1 N m3 Gas = 1000 kcal).

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1600 1800 Windmenge in Tn.3/min

Bild 32. Spezifischer W ärm everbrauch und W indm enge eines Dam pfturbo-H ochofengebläses.

70 cm iJS

W eiter gehe ich m it dem V ortragenden einig, daß n euzeit­

liche Hochofenturbogebläse bei m ustergültiger F ü h ru n g die von ihm angegebenen W ärm everbrauchszahlen im D auerbetrieb erreichen. Auf G rund von V ersuchen an einem Alsthom -Dampf- tu rb o satz2) w urden die Bilder 31 und 32 abgeleitet und daraus ein W ärm everbrauch von 108 k c al/m3 W ind (1 a ta , 15°) bei einer Pressung auf 65 cm QS un d einer W indm enge von 1200 m 3/m in e rm ittelt. Die Antriebsmaschirie ist eine 1930 erb au te 3400-PS- Z oelly-K ondensationsturbine m it sieben L aufrädern, regelbar zwischen 2400 und 3400 U /m in. D er D am pfzustand vor E in la ß ­ ventil b eträg t rd. 30 a tü un d 375°, der K ondensatordruck 0,06 a ta . Das Gebläse ist fü r 1200 m 3/m in ^Vindförderung und eine Pressung von 65 cm QS ausgelegt; es ist ein ungekühltes, zweiseitig ansaugendes Pokorny-K reiselgebläse m it drei Lauf- rädern. Die U m rechnung von D am pf auf das im K essel3) v e r­

feuerte Hochofengas ergab sich aus der V erhältniszahl 0,925 N m3 G as/kg Dam pf.

x) W a g e n e r . A .: Rev. techn. luxem b. 19 (1927) Sonder­

num m er J u n i, S. 15/27; vgl. S tahl u. Eisen 47 (1927) S. 1298/99.

P a v l o f f , M .: Abmessungen von Hoch- un d M artinöfen. Leip- Bd 39)28 S 32 ^Der Industrieofen in Einzeldarstellungen.

2) S t e f f e s , M., un d R. W e i t e r ; W ärm e 56 (1933) S. 620/22.

3) S t e f f e s , M., und R. W e i t e r : R ev. techn. luxem b 24 (1932) S. 119/22; Chal. & In d . 15»(1934) Dezember

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B ild 35. H ochofengasverbrauch u n d W indm enge eines G askolben-Stahlw erksgebläses (1 N m 3 Gas = 1000 kcal).

4) V eröffentlichung dem nächst.

Aehnlich w urde neulich bei V ersuchen4) an einem MAN- Hochofcnkolbengebläse D TG 14 nach den B ildern 33 und 34 ein W ärm everbrauch vo n 72,5 k c a l/m3 W ind (1 a ta , 15°) für den Auslegewert 65 cm QS, 1240 m 3/m in W indm enge festgestellt.

Die K raftm asch in e ist ein liegender doppeltw irkender V iertakt­

m otor in T andem anordnung: Z ylinderdurchm esser 1350 mm, H u b 1400 m m, indizierte L eistu n g 3000 P S bei 80 U /m in. Das

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Bild 34. Spezifischer W ärm everbrauch u n d W indm enge eines Gaskolben-H ochofengebläses (ohne A bhitzeverw ertung).

VO

Bild 33. H ochofengasverbrauch u n d W indm enge eines Gaskolben-H ochofengebläses (1 N m3 Gas = 1000 kcal).

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V00 300 1200 1600 2000 2W0 2800 Windmenge in m 3lmin

Bild 36. Spezifischer W ärm ev erb rau ch u n d W indm enge eines G askolben-S tahlw erksgebläses (ohne A bhitzeverw ertung).

LeistungNeund Nvin%

16. J u li 1942 F . K luge: D as Turbogebläse im Hochofen- un d Stahlwerksbetrieb S ta h l u n d E isen 611 u nm ittelbar m it der G asm aschine gekuppelte einzylindrige K o l­

bengebläse ist gleichfalls d o p p eltw irk en d ; d e r Z ylinderdurch- messer b e trä g t 2900 m m . D ie gew ährleistete angesaugte W ind- menge beläuft sich auf 1240 m 3/m in bei 65 cm QS F ö rd erd ru ck .

E ndlich ergaben U n tersu ch u n g en 5) a n einem m it H ochofen­

gas betriebenen Skoda-Stahlw erksgebläse gem äß den Bildern 35 und 36 einen W ärm everbrauch von 142,5 k c a l/m3 W ind (1 a ta , 15°). D ieser W ert gilt, wie ersichtlich, fü r eine P ressung von 2,5 a tü und 1800 m 3/m in A nsaugew ind.

Abschließend erscheint es w ünschensw ert, fü r K olben- un d Turbogebläse zwecks E rm ittlu n g der G esam tgestehungskosten nähere schaubildliche A ngaben ü ber K a p ita ld ie n st, B rennstoff­

kosten un d U n te rh a lt kennenzulernen, w obei d er jeweilige E in ­ fluß von B eschäftigungs- u n d B e lastungsgrad in E rscheinung treten soll.

R . R ü c k e r t , B erlin (nachträglich ergänzt): N eben dem D am pfantrieb ist auch ü b er den elektrischen A ntrieb fü r K reisel­

verdichter gesprochen un d d ab ei zum A usdruck g eb rach t w orden, daß dieser u n d besonders die D rehzahlreglung des D reh stro m ­ induktionsm otors un w irtsch aftlich sei. A nderseits h a t H e rr K luge in seinem V o rtrag den D rehstrom a n trieb bei A nw endung einer Flüssigkeitsregelkupplung (V oith-S inclair-K upplung) als günstig bezeichnet.

W ir k u n g sg r a d des elektrischen A ntriebes beispielsweise bei halber D rehzahl etw a 0,94 • 0,5 = 0,47. Bei Reglung m it fallendem D rehm om ent ist der M otorw irkungsgrad zu berücksichtigen, der sich bei voller D rehzahl m it dem R egeldrehm om ent ergeben w ürde. E r b e trä g t etw a 86 % , so daß der G esam tw irkungsgrad einschließlich der W iderstandsverluste etw a 0,86 • 0,5 = 0,43 ist.

Obgleich also die W irkungsgrade keine großen U nterschiede au f­

weisen, sind die tatsäch lich en V erluste, wie ein Blick auf B ild 37 b zeigt, bei ko n stan tem D rehm om ent n ich t w eniger als vierm al so groß wie bei d e r Reglung m it q u ad ratisch fallendem D reh ­ m om ent! Die elektrischen V erluste bei K reiselgebläsereglungen bleiben also in durchaus erträg lich en Grenzen. U n d genau die gleichen V erhältnisse ergeben sich bei Anw endung d er Flüssig- keitsregelkupplung. D ie V erluste sind auch hier erträglich un d lassen sich in F o rm von W ärm e abführen, weil eben das D re h ­ m om ent q u ad ratisch zurückgeht.

E s ist n ich t unw ichtig, einm al die verschiedenen Regelm ög­

lichkeiten bei elektrischem A ntrieb gegenüberzustellen, wie es in B ild 38 geschehen ist. Diese D arstellung der spezifischen V er­

brauchsw erte h a t eine gewisse A llgem einbedeutung. F ü r die B erechnung w urde eine neuzeitliche H ochofengebläseleistung von norm al 75 000 m 3/h bei 1,2 a tü , u n d höchstens 85 000 m 3/h bei 2 a tü zugrunde gelegt. 85 000 m 3/h entsprechen dabei in der

Bild 37a und b. L eistungsabgabe un d W iderstandsverluste bei Regelung v o n D reh stro m -In d u k tio n sm o to ren .

N ea = Leistungsabgabe in % d er N o rm alleistu n g bei R egulierung m it k o n stan tem D rehm om ent,

N eb = Leistungsabgabe in % d e r N o rm alleistu n g b ei R egulierung m it q u a d ra ti­

schem D reh m o m en t,

N va = W id erstan d sv erlu st in % d er N o rm alleistu n g b ei R egulierung m it k o n ­ s ta n te m D rehm om ent,

N vh = W id erstan d sv erlu st in % d er N o rm alleistu n g bei R egulierung m it q u ad ra­

tisc h em D rehm om ent, n — D rehzahl in % .

Die T atsache, d aß in O berschlesien u n d L o th rin g en der elektrische A ntrieb vielfach a n zu treffen ist, zeigt, d aß er m an ch er­

lei Vorteile aufweisen m uß, den n sonst w äre es kein g utes Zeugnis für die in diesen G ebieten g etroffenen E n tscheidungen. U eber die Verhältnisse bei der D rehzahlreglung des D re h stro m in d u k ­ tionsm otors m ittels W iderstands g ib t B ild 37a und b in einfachster Weise A ufklärung. E s ist zuzugeben, d a ß der D reh stro m m o to r ganz allgemein als schlechter R egelm otor b e k an n t ist. Diese A uffassung stim m t, a b er n u r d a n n , w enn die R eglung bei k o n ­ stantem D rehm om ent erfolgt (vgl. V erlustfläche Nya in B ild 3 7 a ) . Bei Reglung von K reiselgebläsen, bei denen das D rehm om ent quadratisch u n d Hamit, die L eistu n g in der d ritte n P o ten z m it d er D rehzahl zurückgeht, sin d auch die elektrischen V erluste im R egelw iderstand entsprechend geringer (Nvb in B ild 37 a) ; sie nehmen bei w eitgehender R eglung sogar w ieder ab. D er Begriff des W irkungsgrades ist h ier geradezu irrefü h re n d . E r g eht einerseits im geraden V erhältnis m it d e r D rehzahlreglung zurück, ist anderseits von den in n eren V erlu sten im M otor selbst a b h ä n ­ gig. N im m t m an den W irk u n g sg rad des M otors bei voller D reh ­ zahl und vollem M om ent m it, etw a 94 % an, so is t d e r G esam t- 5) S t e f f e s , M.: R ev. tec h n . lux em b . 24 (1932) S. 65/66;

Chal. & Ind. 15 (1934) Septem ber.

B ild 38. Spezifischer L eistungsverbrauch fü r H och- ofen-K reiselgebläse bei verschiedenen R egelungsarten.

1 = spezifischer L eistungsbedarf an d er Gebläsewelle,

2 = spezifischer L e istu n g sv erb rau ch bei elek trisch er Doppelzonen­

regelung,

3 = spezifischer L eistu n g sv erb rau ch bei D am pfantrieb, 4 = spezifischer L eistungsverbrauch bei elek trisch e r W id erstan d s­

regelung,

5 = spezifischer L eistu n g sv erb rau ch bei elektrischem A n trieb und F lüssigkeits-R egelkupplung (M otordrehzahl k o n stan t), 6 = spezifischer L eistu n g sv erb rau ch b ei D rehschaufelregelung auf

d er Saugseite (n = k o n stan t),

7 = spezifischer Leistungsverbrauch b ei Drosselregelung (n = k o n stan t),

n = D rehzahl,

V = angesaugte Luftm enge.

V erh ältn iszah l fü r die D am pfum rechnung: 1,1 = 4,2 kg /k W h , bei d er N orm alleistung (g ü n stig ste r D am pfverbrauch) d er Frisch­

d am p ftu rb in e.

Abszisse 100 % L uftm enge u n d 100 % D re h z a h l; die O rd in ate fü r d en L eistungsbedarf erg ib t dabei 4000 kW e = 100 % . F ü r alle D rehzahlreglungsarten (K ennlinien 2 bis 5) g ilt der in der K ennlinie 1 w iedergegebene gleiche V erlauf des L eistungsbedarfs.

D ie K ennlinie 2 der elektrischen D oppelzonenreglung (über- und u n tersy n ch ro n e D rehzahlreglung des D reh stro m in d u k tio n s- m otors) e rg ib t die günstig sten V erhältnisse. D er spezifische V er­

b rauch bzw. der W irk u n g sg rad dieses R egelantriebes bleibt zwischen synchroner D rehzahl (N orm allast) u n d übersynchroner H öch std reh zah l (H öchstlast) p ra k tisc h gleich. Die A nschaffungs­

k osten einer d e rartig e n elektrischen D oppelzonenkaskade fü r v erlu stfreie R eglung e n tsp rec h en ung efäh r denen einer Frisch- d a m p ftu rb in en an lag e m it vo llstän d ig er K o n d en satio n . D ie R eglung m it F lü ssigkeitsregelkupplung 6 ist etw a 2 % u n g ü n ­ stiger als bei d er W iderstandsreglung 5, weil ia der dem V o llast­

schlupf entsprechende W irk u n g sg rad zu berücksichtigen ist.

6 en tsp rich t der von H e rrn K luge erw ähnten saugseitigen D reh- Orehzah! ti in % ^{Drehzahl tl in °/o}