Ueber Versuche zur Klarstellung des Wirkungsgrades des Locomotivkessels; von Prof. H. Gollner in Prag. (Schluſs des Berichtes S. 494 d. Bd.) Mit Abbildungen auf Tafel 1 und 2. Gollner, Klarstellung des Wirkungsgrades des Locomotivkessels. Die Beziehungen zwischen der specifischen Dampfnässe (x) und dem Strahlungsverluste (W7 ) bezieh. dem Werthe (Ks), sowie der erreichten Verdampfungsziffer (Mn : B) lassen sich in folgender Weise sicherstellen: Bezeichnet man die Summe der Wärmeverluste (W1 bis + W6) + (W9 + W10 ) mit ΣW und wird die Gröſse H – ΣW = ΔW gesetzt, so ist ΔW – (W7 + W8 ) die von 1k Brennstoff gelieferte Nutzwärme, welche sich wieder ausdrückt durch \frac{M_n}{B}\,(1-x)\,(\lambda-q_0) , wobei (Mn die producirte Gewichtsmenge Dampf von der specifischen Nässe = x bedeutet, und wobei Mt = Mn(1 – x) die unter gleichen Umständen erzeugte Gewichtsmenge trockenen Dampfes ausdrückt. Die mit Benutzung der Werthe W7 und W8 dargestellte Beziehung: \Delta\,W-\left(\frac{O}{B}.K_s.T_b.\Delta+\frac{M_n}{B}.x.q_w\right)=\frac{M_n}{B}.(1-x)\,(\lambda-q_0) kann nach mehrfachen Umwandlungen ausgedrückt werden durch: x=\frac{M_n\,(\lambda-q_0)-B\,\Delta\,W}{M_n\,[\lambda-(q_w+q_0)]}+\frac{O.T_b.\Delta}{M_n\,[\lambda-(q_w+q_0)]}\,K_s. Diese Gleichung entspricht der allgemeinen Form x = A + C . Ks als Gleichung einer Geraden in specieller Lage gegen das Coordinatensystem, welche aus den Diagrammen Fig. 3 Taf. 2 zu ersehen ist. Die entwickelte Gleichung kann auch geschrieben werden: XVII) x=\frac{O.T_b.\Delta}{M_n[\lambda-(q_w+q_0)]}.K_s+\frac{(\lambda-q_0)-\left(\frac{B}{M_n}\right)\,\Delta\,W}{\lambda-(q_w+q_0)}; sie laſst erkennen, daſs sich die specifische Dampfnässe aus 2 Theilen additionell zusammensetzt, von welchen die Gröſse des ersten Theiles von den Strahlungsverhältnissen der Kesseloberfläche (W7 ) abhängig ist, während der zweite und im Allgemeinen wesentlich gröſsere Theil eine Function des Betriebes bezieh. des Wirkungsgrades (ηt) der ganzen Kesselanlage ist. Zur Verminderung der Dampfnässe für den Locomotivkessel führt: a) eine geringe wärmedicht gehaltene Kesseloberfläche O, welche einer hohen Lufttemperatur (t) ausgesetzt ist, wobei die Bruttofahrzeit möglichst nahe der Nettofahrzeit Tn kommen soll; b) ein hoher Wirkungsgrad der Kesselanlage ηt selbst, d.i. wegen ΔW groſs, H – ΣW groſs und ΣW klein, daher (B : Mn) klein, d.i. (Mn : B) groſs, nämlich möglichste Schonung der Kesselanlage durch Einleitung einer geringen Anstrengung (AF und AR) der Heiz- und Rostfläche zur Erreichung einer hohen Verdampfungsziffer (Mn : B). Für den Locomotivkessel können die eben angeführten Bedingungen nicht erfüllt werden. Zunächst ist es nicht möglich, den Werth Ks Cal. besonders günstig zu stellen, da nur eine Metallverschalung der Kessel unter Anwendung einer stagnirenden Luftschichte zwischen dieser und der Kesselwandung (oder noch unter Verwendung einer Filzlage, dichte Leinwand) zulässig erscheint, weiter sind die Werthe Tb und t von äuſseren, vielfach sehr ungünstig wirkenden Verhältnissen, die keine Abänderung zulassen, abhängig. Im Allgemeinen stellt sich die absolute Gröſse Oqm oder der Verhältniſswerth O : Mn nicht sehr unvortheilhaft, hingegen werden diese günstigen Einflüsse von den mehrfachen durchaus schädlichen Einwirkungen der übrigen maſsgebenden Gröſsen wesentlich eingeschränkt. Im Weiteren ist zu berücksichtigen, daſs im Allgemeinen ein hoher Wirkungsgrad ηt des Locomotivkessels wegen der unvermeidlichen Forcirung seiner Heiz- und Rostfläche nicht zu erzielen ist, in Folge dessen gleichfalls ein höherer Werth (x) für die specifische Dampfnässe in Aussicht zu nehmen sein wird. Aus obiger Gleichung geht weiter hervor, daſs die specifische Dampfnässe x für Ks = O, d.i. unter der Voraussetzung, daſs keine schädliche Strahlung nach auſsen stattfände, den kleinsten möglichen Werth, d.i. x\ \mbox{min.}=\frac{(\lambda-q_0)-\left(\frac{B}{M_n}\right)\,\Delta\,W}{[\lambda-(q_w+q_0)]} erreicht; die specifische Dampfnässe x wird = O für K_s=-\frac{M_n\,(\lambda-q_0)-B\,\Delta.W}{O.T_b.(w-t)} d.h. wenn der Strahlungscoefficient Ks den Charakter eines Wärmedurchgangscoefficienten von Luft gegen das Kesselinnere annimmt, also wenn der Kesseloberfläche von auſsen Wärme zugeführt werden würde. Aus den eben gelieferten Darstellungen geht endlich hervor, daſs die Erzeugung von trockenem Kesseldampf bei Locomotiven unmöglich ist, daſs bei stationären Dampfkesselanlagen hingegen unter dem Einflüsse des erhitzten Mauerwerkes, wenigstens zweitweise, + Ks in – Ks übergehen kann, wodurch der Werth x sehr nahe oder gleich Null würde, wenn eben die übrigen schon früher hervorgehobenen Bedingungen erfüllbar sind und auch effectiv erfüllt werden. Der Locomotivkessel ist hiernach trotz seiner günstig angeordneten inneren Heizfläche betreffend die Wärmeverluste durch Strahlung und in Folge Dampfnässe im Nachtheile gegenüber den gut eingemauerten stationären Dampfkesseln, wie auch die für die vier Versuchsfahrten A bis D berechneten Werthe von x nachweisen; die zu Berechnung von W8 und des folgenden Correctionsfactors ξn nöthigen Hilfsgröſsen sind in der Tabelle XIX zusammengestellt. Tabelle XIX. Art der Feuerung Nepilly-Feuerung Gewöhnliche Plan-feuerung Zeichen der Versuchsfahrt A B C D Hilfs-Gröſsen O . Tb . Ks . ΔMn[λ – (qw + q0)]Mn(λ – q0 )ΣWΔWB . ΔW   188121,02192755,93355149,61841,52527,52767612,5   205520,72396201,73357705,02351,32504,72562308,1   243805,62782082,53853946,52447,52033,53086853,0   200718,02419057,23362977,22575,71960,32969978,0 Minimale specifische   Dampfnässe x 0,267 0,331 0,276 0,368 Effective specifische   Dampfnässe x 0,355 0,416 0,364 0,451 Gewichtsmenge trocke-   ner Dampf Mt = Mn(I – x) 3339,6 3043,5 3787,3 2879,0 Verhältniſswerth Mt : Mt 1,14 1,18 1,14 1,20 Gewichtsmenge  trockenen Dam-   pfes für kmt 1'' Bruttofahrz.Nettofahrz.   0,0002160,00024   0,0001910,00023   0,0001980,00024   0,0001790,00023 Resultirender Strah-   lungscoefficient Ks Cal. + 1,15 + 1,02 + 1,05 + 1,10 Der Wärmeverlust W8 berechnet sich schlieſslich nach Kenntniſs des Werthes x wie folgt: XVIII) W_8=\frac{x.M_n.q}{B} und XIX) \xi_n=\left(1-\frac{x.M_n.q^w}{H}\right) Beurtheilt man zunächst die gefundenen Näherungswerthe für xmin, welche für die Verwendung der Nepilly-Feuerung zwischen 26,7 und 33,1 Proc., für die Planfeuerung zwischen 27,6 und 36,8 Proc. liegen, und berücksichtigt, daſs diese Werthe unter der Voraussetzung Geltung haben, daſs der Strahlungsverlust W7 = O sei, so muſs erkannt werden, daſs die im günstigsten Falle resultirende specifische Dampfnässe allerdings an sich eine sehr beträchtliche ist und sich der günstige Einfluſs der Nepilly-Feuerung gegenüber der gewöhnlichen Planfeuerung nur in sehr bescheidenem Maſse zur Geltung bringt. Die oben angegebenen specifischen Werthe lassen erkennen, daſs die Strahlungsverhältnisse für den Locomotivkessel trotz der Innenfeuerung und der Innenfeuerzüge sehr ungünstige sind und jene für gut eingemauerte Dampfkessel, für welche durchschnittlich ein Strahlungsverlust von 8 Proc. (Einzelkessel), von 15 Proc. (Batteriekessel) resultirt, weit übersteigen. Die gefundene effective specifische Dampfnässe im Werthe von 35,5 bis 41,6 Proc. für Nepilly- und von 36,4 bis 45,1 Proc. für die gewöhnliche Planfeuerung, je nachdem Nuſs- oder Mittelkohle verfeuert wurde, muſs als sehr bedeutend erkannt werden. Die für alle vier Versuchsfahrten stattgehabte lebhafte Forcirung der Heiz- und Rostfläche, der geringe Werth der ermittelten Verdampfungsziffer weisen schon auf hohe Näherungswerthe hin. Zieht man in Betracht, daſs ein stationärer Röhrenkessel von folgenden Hauptverhältnissen und zwar Ft : R = 48,75, Mn : Ft = A = 10,2, B : R = AR = 75 (für Unterfeuerung) Dampf von der specifischen Nässe x = 16,5 Proc. liefert, so finden die für die effectiven Betriebsverhältnisse des Locomotivkessels für die vier Versuchsfahrten ermittelten Werthe der specifischen Dampfnässe ihre völlige Erklärung und Begründung. Der Wärmeverlust in Folge der Dampfnässe W8 ist gleichfalls ein bedeutender und erreicht etwa 7,0 Proc. Nachdem es – wie ersichtlich – auf dem Rechnungswege nur möglich ist, einen Näherungswerth für die Gröſsen x und W8 zu finden, nachdem der Wärmedurchgangscoefficient Ks von Fall zu Fall auch nur annähernd ermittelt werden kann und die Kenntniſs des Werthes x aus mehrfachen Gründen von Wichtigkeit ist, so liegt das dringende Bedürfniſs vor, auf dem Wege des Versuches durch ein möglichst direktes Verfahren den Werth von x sicher zu stellen und die bisher versuchsweise angewendeten Methoden zur Bestimmung desselben Werthes noch weiter auszubilden und derart zu vervollkommnen, daſs die hier berührte Frage auch unter den für den Betrieb des Locomotivkessels maſsgebenden extremen Verhältnissen befriedigend gelöst werden kann- bis dahin werden die Resultate der analytischen Methode genügen müssen. W9, Wärmeverlust in Folge Anwendung des Injectors für die Zuführung des Speisewassers in den Kessel. Dieser Verlust besteht a) aus einem gewissen Abkühlungsverluste und b) aus dem Wärmeconsum in Folge der Verrichtung einer gewissen mechanischen Arbeit seitens des Kesseldampfes. Nach direkten Messungen anläſslich der Specialuntersuchungen des angewendeten Injectors Nr. 7 nach System Anschütz-Schlu wurden für die gegebenen mittleren Temperaturen (t0 ... q0) des Tenderwassers jene Wassertemperaturen (ti ... qi) ermittelt, welche für die Eintrittsstelle desselben in den Kessel sich ergeben, wenn gewisse Dampfspannungen (pKat) bestehen. Nachdem die dem Kessel zugeführte Wassermenge (Q0k), welche sowohl als Speisewasser wie als Einspritzwasser für die Rauchkammer während der Versuchsfahrten (Bergfahrten) zur Verwendung kam, bestimmt werden konnte, so berechnet sich die durch den Injector consumirte Dampfmenge (Mik), deren Gesammtwärme für lk (λ – q0) Cal. beträgt, nach der Beziehung: Mi(λ – q0) + Q0q0 = (Mi + Q0 )qi oder \frac{Q_0}{M_i}=v=\frac{(\lambda-q_0)-q_i}{q_i-q_0};\ M_i=\frac{Q_0}{v} Hierbei hat qi die Bedeutung der effectiven Flüssigkeitswärme des in den Kessel tretenden Wassers, dessen Temperatur ti eben durch die oben erwähnten Versuche direkt ermittelt wurde, daher auch Mi die effective vom Injector benöthigte Dampf menge bezeichnet, welche zur Förderung von Q0k Kesselwasser diente. Berücksichtigt man, daſs der Wärmeaufwand zur Erzeugung von Q0k Wasser von der Temperatur ti aus Wasser von der Temperatur t0 : Q0 (qi – q0) beträgt, ferner, daſs in Folge der Anwendung des Injectors mit Rücksicht auf die (Fig. 9 Taf. 1) gegebene Disposition und Dimensionirung desselben Mik Dampf, also eine Wärmemenge von Mi (λ – q0) Cal. zu gleichem Zwecke erfordert werden, so ergibt sich zunächst Mehraufwand an Wärme von: W_i=\left[\frac{M_i\,(\lambda-q_0)-Q_0\,(q_i-q_0)}{B}\right]. Nachdem für den vorliegenden Fall der Wärmeverbrauch Wa in Folge Verrichtung einer bestimmten mechanischen Arbeit und zwar durch Einpressen der Wassermenge Q0k in den Kessel von der Spannung pkat in der Zeit Tb (Minuten) W_a=\frac{(h+h_s)\,Q_0}{424.B} ist, wobei die effective Förderhöhe h = 10,0 . pkm, die mittlere Widerstandshöhe hz = 15m,0 erreicht, so berechnet sich W9 wie folgt: XX) W_9=W_i+W_a=\frac{M_i\,(\lambda-q_0)-Q_0\,\left((q_i-q_0)+\frac{h+h_s}{424}\right)}{B} und der Correctionsfactor für den Wirkungsgrad ηt der Kesselanlage: XXI) \xi_J=\left(1-\frac{W_g}{H}\right). In der folgenden Tabelle sind nun die den Verhältnissen der vier Versuchsfahrten (A bis D) entsprechenden Werthe, welche theils im Versuchs-, theils im Rechnungswege gefunden wurden, eingetragen, und sei insbesondere bemerkt, daſs Q0k jene Wassermenge bezeichnet, welche vom Injector für die Bergfahrt (also exclusive des Bedarfes an Wasser für das Dampf halten während der Thalfahrt) und zwar für die Kesselspeisung, Einspritzung in die Rauchkammer dem Kessel zugeführt werden muſste; diese Wassermenge Q0 ist im Allgemeinen von der effectiven Speisewassermenge Mn verschieden. Der Wärmeverlust W9 ist für die vier Versuchsfahrten A bis D wegen des continuirlichen Betriebes des Injectors an und für sich sehr gering und überdies befriedigend übereinstimmend. Tabelle XX. Art der Feuerung Nepilly-Feuerung Gewöhnliche Plan-feuerung Zeichen der Versuchsfahrt A B C D Flüssigkeitswärme der Speise-   wasser. q0Cal. 14,0 17,7 14,2 20,1 Flüssigkeitswärme des in den   Kessel ein tretenden Wassers qi 65,0 69,0 63,0 69,0 Effective mittlere Kesselspan-   nung in at pk   9,7   9,7   9,3   9,2 Brutto Wasser menge für   1 Bergfahrt in den Kessel   gespeist Q 0 k 5177,7 5227,4 5989,5 5347,0 Dampfconsum seitens des   Injectors Mi k 445,5 450,4 486,9 441,9 Verhältniſswerth v = (Q0 : Mi) v 11,72 11,60 12.30 12,10 Förderhöhe (h + hz) in m 112,0 112,0 108,0 107,0 W10, Wärmeverlust in Folge Einspritzens heiſsen Kesselwassers in die Rauchkammer. Dieser Wärmeverlust war für die drei Versuchsfahrten B, C, D unvermeidlich geworden, nachdem sich während derselben und besonders bei der Fahrt D bedeutende Mengen glühender Rückstände aus der Verbrennung in der Rauchkammer ansammelten und das Erglühen der Wandungen derselben zu befürchten war. Nachdem schon vor den entscheidenden Versuchsfahrten durch den am Anfange der Abhandlung beschriebenen Special versuch die Leistungsfähigkeit des Einspritzhahnes für eine Zeiteinheit und bei verschiedenen Kesselspannungen ermittelt wurde und während der freien Fahrt auch die Zeit beobachtet wurde, während welcher der bezeichnete Hahn bei einer bestimmten Dampfspannung eröffnet war, um das Einspritzwasser in die Rauchkammer zu liefern, so konnte auch schlieſslich der Wärmeverlust W10 berechnet werden, dessen Werth sich in der allgemeinen Form ausdrücken läſst: XXII) W_{10}=\frac{q_0\,\times\,q_w}{B} wenn q0 die Gewichtsmenge Einspritzwasser bezeichnet, welche für die Versuchsfahrt verwendet wurde, und qw die der jeweiligen Wassertemperatur entsprechende Flüssigkeitsmenge angibt.. Der aus W10 sich ergebende Correctionsfactor W10 berechnet sich wie folgt: XXIII) \xi_{10}=\left(1-\frac{q_0.q_w}{H}\right) Die Ergebnisse der zum Zwecke der Bestimmung von W10 durchgeführten Beobachtungen sind in der folgenden Tabelle XXI zusammengestellt. Aus denselben geht hervor, daſs die Dauer der bezeichneten Einspritzperiode für die einzelnen Fahrten sehr verschieden ausfielen und zwischen 0 und 170 Secunden variirten. Die Verhältnisse während der Fahrt D erforderten die gröſste Einspritzwassermenge, überhaupt zeigte sich in dieser Richtung die gewöhnliche Planfeuerung wesentlich ungünstiger als die Nepilly-Feuerung, welche im Stande war, die Auswurfmengen zu reduciren. Tabelle XXI. Art der Feuerung Nepilly-Feuerung Gewöhnliche Plan-feuerung Zeichen der Versuchsfahrt A B C D Zeitdauer des Einspritzens te''     0,0   19,0   56,0   170 Eingespritzte Wassermenge q 0 k     0,0   16,0   34,7 103,0 Mittlere effective Kesselspan-   nung p k at     9,7     9,7     9,3     9,2 Flüssigkeitswärme qwCal. 184,5 184,5 180,0 180,0 Auf Grund des bisher vorgeführten Versuchs- und Rechnungsmateriales ist es nunmehr möglich, die besonderen Werthe der bisher allgemein dargestellten Wärme Verluste für 1k Brennmaterial für die Versuchsfahrten A bis D zu bestimmen und dieselben sowohl den absoluten Gröſsen nach in Calorien, als auch in Procenten des theoretischen Heizwerthes (H) des bezüglichen Brennmaterials auszudrücken, um die nöthige Uebersicht über die absolute und relative Gröſse der Verlustwerthe zu gewinnen. Die Haupt-Tabelle XXII bietet in dieser Beziehung den vollständigen Ueberblick und enthält gleichzeitig die nöthigen Angaben über den Träger, sowie über die Art der verlorenen Wärme für 1k Brennmaterial; die einzelnen Wärmeverluste W1 bis einschlieſslich W10 sind derart in zwei Gruppen zusammengefaſst, daſs sofort der Einfluſs der Anordnung und Anstrengung der Feuerung und der Beizfläche auf die Gröſse der bezüglichen Verlustwerthe erkannt werden kann; die Wärmeverluste W9 und W10 als ganz specielle Werthe sind in eine dritte Gruppe vereinigt. Endlich ist noch der summarische Werth ΣW der zehn Wärmeverluste, sowie die resultirende Nutzwärme Wn für 1k Brennmaterial ermittelt und in die Tabelle eingetragen, um derart die für die folgende Bestimmung des absoluten Wirkungsgrades des Locomotivkessels maſsgebenden Gröſsen sofort überblicken zu lassen. Aus den in die Tabelle XXII zusammengestellten Schluſsergebnissen lassen sich bei Beachtung ihrer absoluten und procentischen Werthe folgende Schlüsse ziehen: 1) Die Wärmeverluste in Folge Betriebes des Loeomotivkessels, welche durch die „unentwickelte“ Wärme in den Verbrennungsrückständen entstehen (W1, W2, W3 ) sind mit Rücksicht auf die Natur und das Format der verfeuerten Brennmaterialien von geringerer Bedeutung; bei Verwendung der gewöhnlichen Planfeuerung erreichen dieselben für Nuſskohle und Mittelkohle 3,1 bis 3,8 Proc., für die Nepilly-Feuerung bei denselben Brennmaterialien 1,7 bis 1,6 Proc., also etwa die Hälfte der ersteren Werthe; hieraus geht hervor, daſs die letztere Feuerung als Halbgas-Feuerung unter übrigens gleichen Umständen eine vollkommenere Haupt-Tabelle XXII. Art der Feuerung Nepilly-Feuerung Gewöhnliche Planfeuerung Zeichen der Versuchsfahrt A B C D P.-Nr. Wärmeverluste für1k Brennmaterialin Folge Be-zeich-nung Träger der verlorenenWärme Art derverlorenenWärme inCalorien inProcentenvon H inCalorien inProcentenvon H inCalorien inProcentenvon H inCalorien inProcentenvon H 1 W 1 Rückstände im Aschen-kasten Unentwickelt 27,9 0,64 47,2 0,97 60,5 1,35 74,0 1,64 2 W 2 Rückstände in derFeuerbox „ 8,8 0,21 11,7 0,25 7,6 0,17 6,2 0,14 3 Anordnung undAnstrengungderFeuerungsanlage W 3 Rückstände in derRauchkammer „ 75,7 1,73 77,3 1,59 139,3 3,12 173,8 3,83 4 W 4 Auswurf, Rauch Unentwickeltund entführt 1054,8 24,12 1558,2 32,09 1427,6 31,84 1622,7 35,7 5 W 5 Kohlenoxydgas Unentwickeltund entführt 18,7 0,43 0,0 0,0 88,9 1,98 80,9 1,78 6 W 6 Entweichende Rauchgase Entführt 703,2 16,09 630,0 12,97 700,0 15,62 585,0 12,89 7 Anordnung undAnstrengungder Heizfläche W 7 Kessel-Oberfläche Verloren 171,8 3,94 200,9 4,13 201,1 4,49 159,3 3,51 8 W 8 Wasserdampf Entführt 309,8 7,09 390,9 8,05 257,0 5,73 337,9 7,45 9 Anwendungdes Injectors W 9 Injector Verloren 23,6 0,55 24,2 0,51 16,0 0,36 18,4 0,41 10 Einspritzen desKesselwassers indie Rauchkammer W 10 Kesselwasser Verloren 0,0 0,00 2,7 0,05 7,6 0,18 14,7 0,32 ΣW Summe der Wärmeverluste für 1k Brennmaterial Verloren 2394,3 54,80 2943,1 60,61 2905,6 64,84 3072,9 67,74 Wn Nutzwärme für 1k Brennmaterial Nutzbar 1974,7 45,20 1912,9 39,39 1575,4 35,16 1463,1 32,26 Verbrennung zu liefern vermag als die gewöhnliche Planfeuerung. 2) Der gleichfalls für die Charakteristik der ausgenutzten Feuerung wesentliche Wärmeverlust (W5) in Folge Bildung brennbarer Rauchgase ist gleichfalls an und für sich unbedeutend, erreicht für die gewöhnliche Planfeuerung 1,8 bis 2,0 Proc. und sinkt für die Nepilly-Feuerung bei annähernd gleichen Brennmaterialien hinsichtlich Heizwerth und Korngröſse auf 0,4 Proc. (in einem Falle auf 0,0 Proc.) herab. Dieses Resultat ist um so beachtenswerther, als es bei erheblicher Forcirung der Feuerungsanlage und bei entschieden zu karg bemessener Rostfläche der gewöhnlichen Planfeuerung erreicht wurde; dasselbe läſst gleichzeitig auch die entscheidende Wirkung des Blaserohres erkennen. Die bisher hervorgehobenen Wärmeverluste, welche durch die Art und Anstrengung der Feuerungsanlage bei Verwendung von (Nuſs- und Mittel-) Braunkohle bedingt werden, erreichen für die Nepilly-Feuerung einen Gesammtwerth von 2,8 bis 3,0 Proc., für die gewöhnliche Planfeuerung einen solchen von 6,6 bis 7,4 Proc. 3) Der absolut gröſste Wärmeverlust (W4), welcher ebenfalls von der Art und dem Betriebe der Feuerungsanlage, sowie vom Brennmaterial abhängig ist und dessen Gröſse durch den Effect des Blaserohres bestimmt ist, ist jener, der als Wärmeverlust in Folge „Auswurfes“ bezeichnet wurde. Die diesem entsprechende „unentwickelte“ und „entführte“ Wärme beträgt für Nepilly-Feuerung 24 bis 32 Proc., für die zweite Feuerungsanlage etwa 32 bis 36 Proc., für die gleichen Brennmaterialien bedingt die erstere Feuerungsanlage ein Sinken dieses Verlustes um etwa 8 Proc. (Nuſskohle) und etwa 4 Proc. (Mittelkohle). hieraus kann sofort erkannt werden, daſs a) die Nuſskohle II weniger dem „Auswurf“ unterliegt, als die Mittelkohle I, welche Thatsache durch die dichtere Lagerung der ersteren Kohlensorte auf dem Roste erklärt ist- b) daſs die Nepilly-Feuerung im Vergleiche zur gewöhnlichen Planteuerung wegen der Fähigkeit, zur Verminderung des „Auswurfes“ beizutragen, als eine ökonomische Anlage bezeichnet werden muſs. Zur effectiven Herabsetzung dieses Wärmeverlustes sind die schon an früherer Stelle gekennzeichneten Mittel um so vollständiger und energischer in Anwendung zu bringen und auszunutzen, als der in Rede stehende Wärmeverlust W4 der absolut und relativ gröſste Verlust ist und – wie erwähnt – nach den durchgeführten Untersuchungen 24 bis 36 Proc. erreichen kann. 4) Der sogen. „Essenverlust“ (W6) erscheint auffällig reducirt und schwankt dessen Werth zwischen etwa 13 und 16 Proc., erreicht somit beiläufig die Hälfte des analogen Werthes für stationäre Kesselanlagen. Hinsichtlich dieses Verlustes ist der Einfluſs der Nepilly-Feuerung gegenüber der gewöhnlichen Planfeuerung ein verhältniſsmäſsig geringer; aus den Tabellenwerthen geht übrigens hervor, daſs sich W6 für die Verfeuerung von Nuſskohle etwas günstiger als für Verwerthung von Mittelkohle entwickelt. Der für die vier Versuchsfahrten A bis D berechnete Essenverlust ist bezieh. etwa 0,66, 0,40, 0,5 und 0,36 des Verlustes in Folge „Auswurfes“. Nach den vorangegangenen Darstellungen betreffend die Ursachen des „Essenverlustes“ ist zu erkennen, daſs derselbe im Gegensatze zum „Auswurfverluste“ kaum noch mehr reducirt werden kann. 5) Die neben W6 von der Anstrengung der Gesammtheizfläche abhängigen Wärmeverluste W7 und W8, welch letztere Werthe, wie schon an früherer Stelle begründet, als Näherungswerthe aufzufassen sind, zeigen verhältniſsmäſsig geringe Unterschiede hinsichtlich ihrer Gröſse; insbesondere ist der Strahlungsverlust W7 für die vier Versuchsfahrten von befriedigender Uebereinstimmung und ergeben die Grenzwerthe etwa 3,5 und 4,5 Proc; der procentische Verlust in Folge Dampfnässe (W8) schwankt zwischen 5,7 und 8,0 Proc. und muſs als sehr bedeutend erkannt werden; die zur Verminderung dieser Verluste an früherer Stelle angegebenen Mittel können mit Rücksicht auf andere für die Locomotive im Allgemeinen und für die Locomotivkessel insbesondere maſsgebenden äuſseren Verhältnisse nicht mit entscheidendem Einflüsse angewendet werden. 6) Die Verluste W9 (Injectorverlust), W10 (Einspritzverlust) sind von sehr geringer Bedeutung an sich und gegen die früher hervorgehobenen Hauptverluste, zu welchen W4, W6 und W8 zu zählen sind. Aus dem eben Dargestellten geht hervor, daſs a) für den Locomotivkessel überhaupt sehr zahlreiche Wärmeverluste bestehen und daſs b) einige derselben sich in solcher Gröſse unvermeidlich entwickeln, daſs ein günstiger Werth des absoluten Wirkungsgrades derselben nicht vorausgesehen werden kann. Die lebhafte Anstrengung der Rost- und Heizfläche wegen der unvermeidlich knappen Bemessung ihrer wirksamen Gröſsen, der gleichfalls nothwendige künstliche Luftzug zur Führung des Feuers, ferner die ebenso unvermeidlichen wie zahlreichen auf Abkühlung der Kesseloberfläche einwirkenden äuſseren Umstände, endlich der periodische Betrieb desselben bei schwankender Dampfproduction und Dampfabnahme sind die hauptsächlichsten Ursachen des geringen ökonomischen Effectes des Locomotivkessels an sich und in Beziehung zu den stationären Dampfkesseln. Behufs schlieſslicher Berechnung des absoluten Wirkungsgrades ηt für den Beharrungszustand während der „freien“ Fahrt sind die schon durch Gleichung I) ausgedrückten Regeln zu verwerthen. Nach diesen ist zunächst: \eta_t=\left(1-\frac{\Sigma\,W}{H}\right)=\frac{W_n}{H}=\frac{V_p}{V_t}=\frac{M_t\,(\lambda-q_0)}{B.H}=\left(\frac{A_F}{A_R}\right).\left(\frac{F}{R}\right).\left(\frac{\lambda-q_0}{H}\right). Die erste und zweite Gleichung dieser Gruppe kann mit Benutzung der in der Tabelle XXII zusammengestellten Werthe sofort aufgelöst werden und sind die bezüglichen Ergebnisse in der Tabelle XXIII eingetragen. Zur Controle der erlangten Werthe wird die dritte, vierte oder fünfte Gleichung derselben Gruppe ausgenutzt, deren Ergebniſs bei entsprechender Durchführung der vorbereitenden und entscheidenden Versuche mit jenem der ersten oder zweiten Gleichung übereinstimmen muſs, nachdem: a) die sämmtlichen Wärmeverluste W1 bis W10 für den Beharrungszustand während der freien Fahrt bestimmt wurden, b) in der dritten und vierten Gleichung die Gröſsen Mt und B jene Gewichtsmengen trockenen Dampfes und Brennmateriales bezeichnen, welche gleichzeitig während der angegebenen Bruttofahrzeit Tb producirt bezieh., consumirt wurden, also derart auf den zu berechnenden Werth ηt keinen einseitigen Einfluſs nehmen. Es ist wichtig, besonders hervorzuheben, daſs die aus den eben vorgeführten fünf Gleichungen (von denen übrigens die erste und zweite, sowie die dritte, vierte und fünfte Gleichung identisch sind) berechneten Werthe von ηt aus den eben angegebenen Gründen von jenen Störungen des Werthes des absoluten Wirkungsgrades völlig unabhängig sind, welche durch die Fahrtunterbrechungen in den auf der Versuchsstrecke Bodenbach-Kleinkahn disponirten Stationen unvermeidlich hervorgerufen werden müssen. Die dritte Gleichung ηt = Vp : Vt liefert ein wesentliches Resultat, d.i. Vp = Vt . ηt nämlich die wahre praktische Verdampfungsziffer: Vp, reducirt auf trockenen gesättigten Wasserdampf; dieser Werth allein ist maſsgebend für die Beurtheilung der Leistungsfähigkeit des verfeuerten Brennmateriales für die Betriebsperiode des Locomotivkessels, kann aber bei gewöhnlichen Verdampfungsversuchen wegen Unkenntniſs der spezifischen Dampfnässe (x) nicht ermittelt werden; für denselben wird allgemein angenommen V_p=M_n\,:\,B=\left(\frac{M_t}{1-x}\right)\,:\,B, welcher Werth aber entschieden zu günstig ist (s. früher Mt' : B). Die fünfte Gleichung enthält die Gröſsenverhältnisse der Heiz- und Rostfläche, sowie deren Anstrengung; die Gröſse \left(\frac{F_t}{R}.\frac{\lambda-q_0}{H}\right) ist für die Versuchsfahrten als gegeben zu betrachten und kann als Constante gleich a gesetzt werden. Der Werth ηt = y ist dann von den Urvariablen AF = x und AR = Z abhängig. Obige Gleichung geht nach früher über in: y.\left(\frac{Z}{x}\right)=a. Sie läſst den Einfluſs der Aenderungen von AF und AR auf ηt bei gegebenem Werthe a erkennen; das Aenderungsgesetz entspricht der gleichseitigen Hyperbel, welche für die vier Versuchsfahrten mit Rücksichtnahme auf die dieselbe charakterisirenden Werthe auf Taf. 2 Fig. 4 verzeichnet sind. Letztere Werthe sind übrigens auch in die Tabelle XXIII aufgenommen. Tabelle XXIII. Art der Feuerung Nepilly-Feuerung Gewöhnliche Plan-feuerung Zeichen der Versuchsfahrt A B C D AbsoluterWirkungsgradηt \frac{1-\Sigma\,W}{H}=\frac{W_n}{H} \frac{V_p}{V_t}=\frac{M_t\,(\lambda-q_0)}{B.H} \left(\frac{A_F}{A_R}\right).\left(\frac{F_t}{R}\right).\left(\frac{\lambda-q_0}{H}\right) 0,452 0,452 0,452 0,394 0,395 0,394 0,359 0,360 0,360 0,322 0,323 0,322 Verhältniſs-werthe AF = Mt : FtAR = B : RFt : R(λ – q0)a=\left(\frac{F_t}{R}\right).\left(\frac{\lambda-q_0}{H}\right) 18,59444,672,910,148310,812 15,53380,572,910,13269,667 17,34488,270,240,144410,143 15,05462,870,240,14139,925 Wahre prak-tische Ver-dampfungsziff. (Mt : B) 3,04 2,97 2,48 2,28 Die bisher gefundenen Werthe von ηt, für deren Berechnung die früher hervorgehobenen Gleichungen benutzt wurden, haben bekanntlich die mittleren Ergebnisse der für die Dauer des Beharrungszustandes während der „freien“ Fahrt gemachten Beobachtungen zur Grundlage; sie stützen sich auf die Gröſsen (Mt, B, AF, AR), welche für die Bruttofahr zeit (Tb) der Probezüge, d.i. für die Nettofahrzeit Tn mehr der Gesammtdauer der Fahrtunterbrechungen in den einzelnen Stationen ermittelt wurden, allein wegen ihres gleichzeitig sich aufhebenden Einflusses auf ηt für diesen Schluſswerth nicht maſsgebend sind. Derselbe Werth η kann nun noch aus Gröſsen berechnet werden, deren Mittelwerthe, für den Beharrungszustand während der freien Fahrt bestimmt, in Folge des Einflusses der mehrfachen Fahrtunterbrechungen einer Correction bedürfen. Diese Gröſsen sind a) der Wirkungsgrad des Feuerraumes ηf und b) jener der gesammten Heizfläche ηF. Die Art des erwähnten Einflusses auf ηf ergibt sich sachgemäſs aus Folgendem. Eine Reihe von Wärmeverlusten, und zwar W1 bis einschlieſslich W5 , deren Werthe aus Beobachtungen während des Beharrungszustandes der „freien“ Fahrt abgeleitet wurden, ändern ihre Gröſsen während des Stillstandes der Locomotive in den Stationen, wie schon aus der Bedeutung von ηf = (G . c . T0 ) : H hervorgeht. Dies gilt hauptsächlich von den Wärmeverlusten W3, W4 und W5; die beiden ersteren werden z.B. für die Stillstandsperioden gleich Null, der Verlust W5 wird in Folge Erzeugung von Kohlenoxydgas wieder gröſser u.s.f. Alle diese Veränderungen in der Gröſse der Wärmeverluste beeinflussen aber den Mittelwerth des effectiven Wirkungsgrades des Feuerraumes ηf, welcher nothwendig für den Beharrungszustand der freien Fahrt einen neuen Werth annehmen muſs. Würde ηf aus den Beobachtungsergebnissen für den Beharrungszustand der „freien“ Fahrt berechnet werden, so müſste ein Werth erscheinen, der für den Fall, als keine Fahrtunterbrechungen stattfinden, richtig ist, allein für die vorliegenden vier Versuchsfahrten entschieden zu groſs wäre. Die genaue Beziehung zwischen diesen Mittelwerthen kann allerdings nicht festgestellt werden, nachdem Beobachtungen während der Stillstände der Locomotive in den Stationen grundsätzlich nicht gemacht wurden, da es sich um die Ermittelung des Werthes ηt für den Beharrungszustand während der „freien“ Fahrt handelte; trotzdem ist aber schon aus dem Zusammenhange der maſsgebenden Gröſsen sofort ersichtlich, daſs der für die „freie“ Fahrt bestimmte Mittelwerth von ηf eine Veränderung erfahren muſs, deren Gröſse sich aus dem Folgenden klar ergeben wird. Aehnliche Verhältnisse bestehen bezüglich des Wirkungsgrades der Gesammtheizfläche ηF und der Wärmeverluste W6, W7 und W8, welche für die zweite Hauptgröſse, d.i. den praktischen Wirkungsgrad der gesammten Heizfläche (ηF) maſsgebend sind. Auch der effective Mittelwerth dieser Gröſse kann unter dem störenden Einflüsse der Fahrtunterbrechungen unmöglich in Uebereinstimmung sein mit dem factisch ermittelten Mittelwerth der Gesammtheizfläche für den Beharrungszustand der „freien“ Fahrt, wie auch schon Bedeutung von \eta_F=\left(\frac{T_0-T_2}{T_0}\right)\,\xi hervorgeht, nachdem sowohl T0 als T2 für die Dauer der Betriebsunterbrechung des Locomotivkessels wesentlich andere Werthe annehmen müssen. Bezeichnet man den für (ηf . ηF) nach Obigem nothwendigen Correctionsfactor mit (c), so berechnet sich zunächst nach den gemachten Beobachtungen der absolute Wirkungsgrad ηt für den Beharrungszustand der „freien“ Fahrt ohne Rücksicht auf jene Correctur nach: \eta_t=\eta_f.\left(\frac{T_0-T_2}{T_0}\right).\xi_s.\xi_n.\xi_J.\xi_w oder, wenn (ξs . ξn . ξJ . ξw) = ξ gesetzt wird, nach: XXIV) \eta_t=\eta_f\,\left(\frac{T_0-T_2}{T_0}\right)\,\xi. Hierbei ist (T0 – T2 ) : T0 der theoretische Wirkungsgrad der gesammten Heizfläche und ξ der resultirende Correctionsfactor und nöthig a) wegen des Strahlungs-, b) des Nässeverlustes, c) wegen der Verluste in Folge der Verwendung des Injectors und des Einspritzens des Kesselwassers in die Rauchkammer. Der nach Gleichung XXIV berechnete Werth ηt berücksichtigt die durch die Stillstände der Locomotive in den einzelnen Stationen hervorgerufenen calorischen Störungen, d.i. den „Einfluſs der Fahrtunterbrechungen“ auf den absoluten Wirkungsgrad des Locomotivkessels keineswegs, wobei noch zu bemerken ist, daſs unter allen Umständen eben wegen der Störungen des Beharrungszustandes für die freie Fahrt durch die „Stillstände“ der Locomotive effective Wärmeverluste eintreten, bezieh. ein Mehraufwand von Wärme nothwendig sein wird, um den gestörten Beharrungszustand der „freien“ Fahrt wieder zu erreichen und zu erhalten. Hieraus ist ersichtlich, daſs der Werth ηt, nach Gleichung XXIV berechnet, ein zu günstiges Resultat ergeben muſs, und daſs dieses durch Anwendung des Correctionsfactors c < 1, durch welchen eben „der Einfluſs der Stillstände und Aufenthalte in den Stationen“ berücksichtigt werden soll, zu rectificiren ist. Der Werth c läſst sich a priori nicht berechnen, sondern nur bestimmen aus Gleichung XXV. XXV) \eta_t=\eta_f.\left(\frac{T_0-T_2}{T_0}\right)\,\xi.c. Für Dauerfahrten ohne Unterbrechungen wird c = 1 sein müssen, da sich nach Obigem ergibt, daſs der Einfluſs der häufigen Fahrtunterbrechungen der Locomotive auf den Wirkungsgrad ihrer Kesselanlage ein ungünstiger ist. Zum Nachweis des Werthes c, welcher für die vier Versuchsfahrten sehr nahe eine constante Gröſse sein wird und zum Zwecke der Vorführung der Gröſsen \eta_f.\frac{(T_0-T_2)}{T_0} und der nach den früheren Gleichungen berechneten Correctionsfactoren ist die Tabelle XXIV aufgenommen. Tabelle XXIV. Art der Feuerung Nepilly-Feuerung Gewöhnliche Plan-feuerung Zeichen der Versuchsfahrt A B C D Wirkungsgrad des Feuer-   raumes für den Beharrungs-   zustand der freien Fahrt ηf 0,745 0,651 0,615 0,567 Theoretischer Wirkungsgrad   der Heizfläche für den Be-   harrungszustand der freien   Fahrt \frac{T_0-T_2}{T_0} 0,781 0,794 0,750 0,761 Effectiver Wirkungsgrad der   Heizfläche f.d. Beharfungs-   zustand der freien Fahrt ηF . ξs . ξn 0,696 0,699 0,676 0,679 Correctionsfactoren ξs ξn ξJ ξ 10 0,9610,9290,9941,000 0,9590,9200,9950,999 0,9550,9430,9960,998 0,9650,9260,9960,996 Resultirender Corrections-   factor ξ 0,886 0,875 0,894 0,884 Absoluter Wirkungsgrad nach   Gl. XXIV ohne Berücksich-   tigung der Störungen ηt 0,505 0,453 0,413 0,382 Correctionsfactor c 0,895 0,870 0,872 0,843 Einfluſs der Stillstände der   Locomotive in den Sta-   tionen auf ηt Δηt 0,053 0,059 0,053 0,060 Zusammenfassung. Die in den Tabellen XXIII und XXIV zusammengestellten Schluſsergebnisse lassen erkennen, daſs 1) der absolute Wirkungsgrad des Locomotivkessels im günstigsten Falle 45,2 Proc. erreicht, wobei eine Anstrengung der Heizfläche von AF = 18k,59, eine solche der Rostfläche von AR = 444k,6 besteht, ferner ein Brennmaterial mit dem Heizwerthe H = 4369 Cal. verfeuert wurde. Dieser günstigste Fall ist unter Anwendung der Nepilly-Feuerung (Fahrt A) erreicht worden, welche gegenüber der gewöhnlichen Planfeuerung (bei sehr nahe gleichwerthigem Brennmaterial) (Fahrt C) einen Gewinn für den Wirkungsgrad der Kesselanlage von 9,2 Proc. erreichen läſst, welcher sich auch durch das Verhältniſs der wahren praktischen Verdampfungsziffern d.i. 3,04 : 2,48 = 1,214 sicher stellen läſst. Der störende Einfluſs der Fahrtunterbrechungen in den Stationen beträgt übereinstimmend 5,3 Proc. Die Detailanordnung des Rostes für die Nepilly-Feuerung paſst befriedigend für das Format (Nuſskohle II) und die maſsgebenden Eigenschaften der verwendeten Braunkohle. 2) Daſs der mindeste Werth des absoluten Wirkungsgrades derselben Kesselanlage (Fahrt D) für dieselben Verkehrsverhältnisse 32,2 Proc. erreicht, wobei eine Anstrengung der Heizfläche von AF = 15k,05, eine solche der Rostfläche von 462k,8 eintrat und bei Verwendung der gewöhnlichen Planfeuerung das verfeuerte Brennmaterial (Braunkohle, Mittelkohle I) einen Heizwerth H= 4536 Cal. nachwies. Die erreichte wahre praktische Verdampfungsziffer ist 2,28, der störende Einfluſs der Fahrtunterbrechungen in den Stationen beziffert sich auf 6,0 Proc. Durch Ausnutzung der Nepilly-Feuerung bei nur wenig werth vollerem Brennmateriale und sonstig im Wesentlichen unveränderten äuſseren Verkehrsverhältnissen ist (Fahrt B) ein Gewinn für den Wirkungsgrad der Kesselanlage von 7,2 Proc. zu erreichen; das Verhältniſs der bezüglichen Praktischen Verdampfungsziffern beträgt 2,97 : 2,28 = 1,300. Die verfeuerte Mittelkohle I fordert für ihre ökonomische Verbrennung andere Rostdetails als die angeordneten, welch letztere dem Formate und den übrigen charakteristischen Eigenschaften der Mittelkohle I nicht völlig entsprechen. 3) Der Wirkungsgrad des Feuerraumes, reducirt auf den Beharrungszustand der freien Fahrt ηf erreicht im günstigsten Falle (Fahrt A) 74,5 Proc. in Folge der Anwendung der Nepilly-Feuerung und sinkt unter übrigens sehr nahe denselben äuſseren Umständen (Fahrt C) um 13 Proc. auf 61,5 Proc. zurück. Bei Verfeuerung der Mittelkohle I ergibt sich bei Anwendung der Nepilly-Feuerung ηf mit 65,1 und reducirt sich dieser Werth bei Benutzung der gewöhnlichen Planfeuerung aber kräftigerer Kohle um 8,4 Proc., also auf 56,7 Proc. fallend. 4) Der effective Wirkungsgrad der Gesammtheizfläche (ηF), reducirt auf den Beharrungszustand der freien Fahrt, ist für die entscheidenden Versuchsfahrten mit Nepilly-Feuerung (A und B) sehr nahe constant (69,6 und 69,9 Proc.), desgleichen für die zwei Versuchsfahrten (C und D) mit gewöhnlicher Planfeuerung (67,6 und 67,9 Proc.) also um etwa 2 Proc. geringer als für die Fahrten (A und B). 5) Der resultirende Correctionsfactor ξ in Folge Strahlung, Dampfnässe, Benutzung des Injectors und des Kesselwassers zum Einspritzen in die Rauchkammer ist für die vier Versuchsfahrten sehr nahe constant und im Mittel ξm = 0,885. 6) Berücksichtigt man endlich die von Prof. Grove ermittelten charakteristischen Werthe für die Bestimmung des absoluten Wirkungsgrades des Locomotivkessels u.s.w. für Koks- und Steinkohleheizung und stellt diese mit den analogen Mittelwerthen, welche für die in Rede stehenden vier Versuchsfahrten mit Braunkohleheizung für den Beharrungszustand der freien Fahrt gewonnen wurden, zusammen, so ergeben sich endlich die in die Tabelle XXV aufgenommenen Schluſswerthe. Tabelle XXV. Verhält-niſswerthe Koks-heizung Steinkohle-heizung Braunkohleheizung Nepilly-Feuerung GewöhnlichePlanfeuerung Ft : R 70 70 73 70 B : R 500 450 412 476 T2° Cels. 528,0 467,0 290,5 304,0 Mn : B 5,7 5,6 4,91 4,05 Mt . B – – 3,0 2,38 ηt 0,6 0,52 0,423 0,34