Zur Beurtheilung der Feuerluftmaschinen; von Dr. A. Slaby. Mit Abbildungen. Slaby, zur Beurtheilung der Feuerluftmaschinen. Die ersten Constructionen offener Luftmaschinen verblieben lange Zeit bei der Anwendung äuſserer Feuerung. Man erhitzte die Luft entweder in geschlossenen Röhrensystemen (Ericsson * 1834 51 81. 173. Redtenbacher 1853 128 86. Burdin und Bourget 1866 179 249), oder in glockenförmig gestalteten Heiztöpfen, welche von der Feuerung umspült wurden (Ericsson 1853 129 186. * 1856 140 259. 1860 157 162. * 321. 158 394. * 1861 159 82. 161. 407. Wilcox * 1861 160 337. * 1863 170 321. Rider, American Artizan 1871). Roper (* 1869 194 173. * 1865 178 249) und Belou (1861 159 241. * 1865 177 413. * 1867 185 409) scheinen die ersten gewesen zusein, welche das System der äuſseren Feuerung verlieſsen und die Verbrennungsproducte, die in einem geschlossenen Ofen unter höherem Druck erzeugt wurden, direct in den Arbeitscylinder überführten. Seitdem hat sich der Erfindungstrieb mit besonderer Ausdauer auf die Construction dieser Gattung von Luftmaschinen geworfen, und ein Blick in die Patentlisten der letzten Jahre zeigt darin auch heut noch keine Abnahme.Die im Arbeitscylinder zur Wirkung kommenden Gase bestehen nur zum kleinsten Theile aus Luft, wie weiter unten gezeigt werden wird; mir scheint es deshalb zweckmäſsig, die besprochene Maschinengattung, wie vorgeschlagen, als „Feuerluftmaschinen“ zu bezeichnen, um sie besser von den eigentlichen offenen Luftmaschinen mit äuſserer Feuerung unterscheiden zu können. Der Grund für die besondere Bevorzugung des Principes der Feuerluftmaschinen seitens der Erfinder liegt klar zu Tage. Die directe Benutzung der Verbrennungsproducte ist auf den ersten Anschein die rationellste Methode für die Verwerthung der im Brennmaterial zur Verfügung stehenden Wärme. Eine Feuerluftmaschine müſste ohne weiteres (wenn keine anderen Wärmeverluste stattfänden) vor jeder Luftmaschine, welche mit äuſserer Feuerung versehen ist, und welche fast die Hälfte der vom Brennmaterial erzeugten Wärme zum Schornstein hinausschickt, in Bezug auf die Oekonomie den Vorzug verdienen. Wenn man nun die ganze Reihe der etwa 100 Patente, welche in den letzten 20 Jahren auf Feuerluftmaschinen in den verschiedenen Ländern genommen wurden, und welche durch die Journalliteratur bekanntgeworden sind, überblickt, so steht man vor der auffallenden Thatsache, daſs der Fortschritt, der sich seit Roper und Belou in der Construction der Feuerluftmaschinen vollzogen hat, ein keineswegs sehr bedeutender ist; derselbe erstreckt sich im Allgemeinen nur auf constructive Einzelheiten. Nicht selten findet man sogar offenbare Rückschritte gegen die gründlich durchdachte Construction Belou's. Angesichts dieser Thatsache kann es nicht befremden, wenn man sieht, wie sämmtliche neu auftretenden Feuerluftmaschinen, nachdem sie kurze Zeit ihr Dasein gefristet, ebenso wie ihre Vorgänger wieder verschwinden. Es ist von Interesse, nach den Gründen dieser Erscheinung zu forschen. Abgesehen von einem Versuch, welchen Tresca mit einer Belou'schen Maschine unternommen hat (vgl. * 1867 184 409. Bulletin d'Encouragement, 1867 S. 9), sind leider in der gesammten Literatur, so groſses Interesse sie auch sonst diesen Maschinen entgegengebracht hat, keine Berichte über ausführlichere, wissenschaftlich durchgeführte Versuche aufzufinden, aus welchen man eine genügende Erklärung der angeführten Thatsache entnehmen könnte. Seit einiger Zeit nun sind zwei neue Feuerluftmaschinen aufgetreten, welche zu weiterer Verbreitung gelangt sind, und welche deshalb von dem oben Gesagten eine Ausnahme zu machen scheinen. Die eine ist der Sparmotor von J. Hock in Wien (* 1877 225 227. 1878 227 104), die andere die „Caloric engine“ von A. und F. Brown in New-York (* 1879 231 486). Der Sparmotor von Hock ist in Deutschland vielfach in die Kreise des Kleingewerbes gedrungen, die Brown'sche Maschine wird in Amerika und England seit einiger Zeit für die Nebelhörner der Küsten Stationen verwendet. Die Fabrik von Siemens und Halske in Berlin hat vor Kurzem eine Brown'sche Maschine aufgestellt, mit welcher ich einige ausführliche Versuchsreihen vorzunehmen Gelegenheit hatte. Die nachfolgende Abhandlung enthält einen Bericht über diese Untersuchung und über einige sich daraus ergebende Folgerungen für die gesammte besprochene Maschinengattung. Der Versuch fand am 14. November 1878 in einem Räume der Fabrik von Siemens und Halske statt und wurde von Hrn. E. Brauer und mir geleitet. Während die Maschine durch einen Prony'schen Zaum gebremst wurde, verzeichnete ein Tourenzähler die Anzahl der Umdrehungen. Gleichzeitig wurden vom Ofen, vom Pump- und vom Arbeitscylinder zahlreiche Diagramme (meist alle 3 Minuten) mit Indicatoren nach Kraft in Wien und nach Richards genommen. Die Hebellänge des Bremszaumes betrug 1m,1775. Eine summarische Zusammenstellung der Resultate aus dem umfangreichen Originalprotokoll gibt die nachfolgende Tabelle. Dimensionen der Maschine. m     Durchmesser des Pumpcylinders 0,331     Hub der Pumpe 0,461     Durchmesser des Arbeitscylinders 0,406     Hub des Arbeitskolbens 0,415. Resultat. e     Mittlere indicirte Leistung des Arbeitscylinders 10,94     Mittlere indicirte Leistung der Luftpumpe   8,05 ––––––     Mittlere indicirte Nutzleistung   2,89 ––––––     Mittlere Bremsleistung   2,17Diese Werthe sind erhalten, indem die entsprechenden Werthe der einzelnen Perioden mit deren Dauer in Minuten multiplicirt, deren Summe gebildet und diese wieder durch die Gesammtdauer des Versuches in Minuten dividirt wurde.     Mittlerer Wirkungsgrad \left(=\frac{\mbox{Bremsleistung}}{\mbox{indicirte Nutzleistung}}\right)   0,75     Gesammtdauer des eigentlichen Versuches 2 St. 57 Min.     Anzahl sämmtlicher Touren 13 806     Mittlere Tourenzahl in der Minute 78. Brennmaterialverbrauch. k     a) zum Anheizen 7,4 Holzkohlen     b) während des Versuches 28,35 Kokes     c) für 1 Stunde und 1e während des Versuches   4,43 Kokes. Nr. der Periode Dauer derPeriode MittlereTourenzahl derPeriode Belastung desBremshebels GebremsteArbeit NutzbareMittelspannungim Arbeits-cylinder Indicirte Arbeitdes Arbeits-cylinder Mittelspannungim Pump-cylinder Indicirte Arbeitder Pumpe Gesammteindicirte Arbeit Wirgungsgrad Min. k e k auf 1qc e k auf 1qc e e I 15   88,6 14,3 2,08 – – – – – – II   7   94,7 15,3 2,38 1,242 14,04 1,192 9,95 4,09 0,58 III   5   94,2 15,8 2,45 1,253 14,09 1,203 9,99 4,10 0,60 IV   7   89,4 16,8 2,47 – – – – – – V 15   83,5 18,8 2,58 1,284 12,80 1,233 9,07 3,73 0,69 VI 14   81,8 20,8 2,80 1,316 12,85 1,263 9,11 3,74 0,75 VII   8   90,8 18,8 2,81 1,280 13,88 1,229 9,84 4,04 0,70 VIII 23   81,1 19,8 2,64 1,270 12,30 1,219 8,72 3,58 0,74 IX   7   52,8 18,8 1,63 1,089   6,86 1,045 4,87 1,99 0,82 X 20   64,9 17,8 1,90 1,193   9,24 1,145 6,55 2,69 0,71 XI 21   70,8 15,8 1,84 0,960   8,11 0,922 5,75 2,36 0,78 XII 35 73 13,8 1,66 1,175 10,24 1,128 7,26 2,98 0,56 Aus der Tabelle ist zunächst die Thatsache zu entnehmen, daſs die Regelmäſsigkeit der Leistung viel zu wünschen übrig läſst. Trotz der aufmerksamsten Controle der Feuerung, welche von einem erfahrenen und mit der Maschine durchaus vertrauten Heizer bedient wurde, muſste die Belastung des Bremshebels ziemlich häufig geändert werden, um eine einigermaſsen constante Tourenzahl zu erzielen. In Folge dessen ist der gesammte Versuch in 12 Arbeitsperioden getheilt worden, die in der Tabelle mitgetheilten Resultate sind Mittelwerthe der einzelnen Perioden und wurden aus zahlreichen Beobachtungen berechnet. Fig. 1 bis 3 sind Abbildungen von Diagrammen, die vom Pumpcylinder, vom Arbeitscylinder und vom Ofen genommen wurden. Fig. 1 ist das Diagramm für die Luftpumpe. AB zeigt den Verlauf der Compression der angesaugten Luft bis zu einer Spannung von 3k auf 1qc, BC gibt die Veränderung der Spannung beim Hineindrücken der gepreſsten Luft in den Ofen. Die Luftpumpe besitzt einen groſsen schädlichen Raum; in Folge dessen erfolgt beim Aufgang des Pumpenkolbens die Expansion der in den schädlichen Räumen verbliebenen Luft von C bis D, und erst jetzt beginnt das Heben des Einlaſsventiles und die Ansaugung frischer Luft. Dieser Periode entspricht die horizontale Linie DA des Diagrammes. Fig. 1., Bd. 232, S. 203 Fig. 2., Bd. 232, S. 203 Fig. 2 zeigt das Diagramm des Arbeitscylinders. Bei geöffnetem Einlaſsventil erfolgt die Einströmung der heiſsen Luft, während welcher Zeit der Druck constant bleibt. In B ist der Schluſs der Volldruckperiode und es beginnt die Expansion von B bis A. Die Füllung des Arbeitscylinders erfolgt, während der Kolben 0,48 seines gesammten Hubes zurücklegt. Die Expansion vollzieht sich nicht bis zur atmosphärischen Spannung, die Luft entweicht bei Oeffnung des Austrittsventiles zunächst mit höherer Spannung. Die Horizontale AF entspricht der Entleerungsperiode; doch erfolgt die Austreibung der erhitzten Luft mit den Verbrennungsproducten nicht während des ganzen Kolbenrücklaufes. In F findet bereits der Schluſs des Austrittsventiles statt und Compression des im Arbeitscylinder verbleibenden Luftvolums. AF beträgt 0,85 des gesammten Kolbenhubes. In der unteren Endstellung des Kolbens öffnet sich das Eintrittsventil und die Spannung erhebt sich sofort bis C, es folgt die frische Füllung. Fig. 3., Bd. 232, S. 203 Fig. 3 ist ein vom Ofen genommenes Diagramm. Während der Saugeperiode des Pumpkolbens beschreibt der Indicatorstift die Horizontale AB; da während dieser Zeit die Entleerung des Arbeitscylinders von statten geht, so ist der Ofen während dieser Periode vollkommen geschlossen, die Spannung hält sich constant auf 3k,25 auf 1qc. Während des Rückganges des Pumpkolbens ist zunächst das Druckventil, welches zum Ofen führt, noch geschlossen. Da aber während dieser Zeit die Füllung des Arbeitscylinders erfolgt, so sinkt die Spannung im Ofen um ein Weniges. Von C bis D dagegen steigt die Spannung, weil das Einlaſsventil des Arbeitscylinders sich schlieſst, das Druckventil der Pumpe aber sich öffnet. Es ist aus den Diagrammen zu entnehmen, daſs sowohl der Pump-, als auch der Arbeitscylinder groſse schädliche Räume besitzen. Ehe in die Berechnung der Brown'schen Maschine eingetreten wird, soll erst in Kürze eine theoretische Erörterung der Wirkungsweise der Luft in der Maschine unter Vernachlässigung der schädlichen Räume gegeben werden. Fig. 4., Bd. 232, S. 204 Fig. 5., Bd. 232, S. 204 Fig. 6., Bd. 232, S. 204 Die arbeitende Luft trete unter der Spannung p1 in den Arbeitscylinder. Ist der Ofen groſs genug, so wird der Druck während der Füllungsperiode nahezu constant bleiben. Bezeichnet OE (Fig. 4) das Volum der Luft in dem Augenblick, in welchem die Absperrung erfolgt, so wird, unter Voraussetzung eines Cylinderquerschnittes gleich der Flächeneinheit, OE der unter constantem Druck OA zurückgelegte Weg des Kolbens sein. Die absolute Temperatur der Luft im Punkte B sei T1. Nach erfolgter Absperrung findet Expansion der Luft statt, und da während dieses Theiles des Kolbenhubes Wärme von auſsen weder zugeführt, noch abgeleitet wird, so muſs die Aenderung der Spannung nach der adiabatischen Curve erfolgen bis zur Höhe des äuſseren Luftdruckes. OF sei das Volum der Luft am Ende des Kolbenhubes, also der Gesammtinhalt des Arbeitscylinders. Die Temperatur der Luft am Ende der Expansion sei T2. Indem der Kolben nun seinen Weg rückwärts beginnt, erfolgt unter constantem äuſseren Druck die Ausstoſsung der verbrauchten Luft. Die Fläche ABCD (Fig. 4) ist ein Maſs für die während des ganzen Processes auf den Kolben übertragene Arbeit. Von dieser ist jedoch die Arbeit der Luftpumpe noch in Abzug zu bringen. OK (Fig. 5) sei das für den Hub angesaugte Volum bei atmosphärischer Spannung und der Temperatur T3. Dieses Volum wird ohne Wärmeentziehung (also nach der adiabatischen Curve) auf das Volum OJ comprimirt, die Temperatur steige dabei auf T4. Schlieſslich wird die Luft unter constantem höchsten Druck in den Ofen gepreſst. Die Fläche DHGA ist ein Maſs für die von der Pumpe zu leistende Arbeit. Werden beide Flächen (Fig. 4 und 5) über einander gelegt, so liefert die Differenz für den Hub gewonnene Arbeit. Das theoretische Spiel der Maschine läſst sich hiernach durch folgenden Kreisproceſs darstellen (Fig. 6). Ein Volum Luft vom Zustande p1, v4, T4 geht unter constantem Druck in den Zustand p1, v1, T1 über, unter einem Wärmeaufwand von Q1 Calorien, vom Zustand p1, v1, T1 weiter auf der adiabatischen Curve in den Zustand p2, v2, T2 ohne Zu- oder Abführung von Wärme. Unter constantem Druck geht nun die Luft in den Zustand p2, v3, T3 über, wobei Q2 Calorien abzuführen sind, und schlieſslich ohne Wärmeaufwand auf adiabatischer Curve in den Anfangszustand p1, v4, T4 zurück. Bei diesem Proceſs werden Q1 Calorien Wärme zu- und Q2 Calorien abgeführt. Die Differenz hat sich in nutzbare Arbeit umgesetzt, welche gemessen wird durch die beim Kreisproceſs umlaufene Fläche. Bezeichnet man das wirkende Luftgewicht in Kilogramm mit G und die specifische Wärme der Luft für constanten Druck mit cp, so istEs sind hier jederzeit die Bezeichnungen Zeuner's gewahlt worden und muſs für eingehendere Information auf dessen „Mechanische Wärmetheorie“ verwiesen werden.: Q_1=G\;c_p\,(T_1-T_4) und Q_2=G\;c_p\,(T_2-T_3). Bekanntlich ist nun die specifische Wärme der Luft c_p=\frac{ARk}{k-1}, mithin: Q_1=G\,\frac{ARk}{k-1}\,(T_1-T_4) und Q_2=G\,\frac{ARk}{k-1}\,(T_2-T_3). Es ist ferner nach dem Gesetz der adiabatischen Curve: \frac{T_4}{T_3}=\left(\frac{p_1}{p_2}\right)^{\frac{k-1}{k}}=\frac{T_1}{T_2}. Hieraus folgt: T_2=\frac{T_1\,T_3}{T_4}. Setzt man diesen Werth in den Ausdruck für Q2, so wird Q_2=Q_1\,\frac{T_3}{T_4}. Die geleistete Arbeit ist mithin: L=\frac1A\,(Q_1-Q_2)=\frac{Q_1}{AT_4}\,(T_4-T_3)=G\,\frac{Rk}{k-1}\,\frac{(T_1-T_4)\,(T_4-T_3)}{T_4}. Die Gröſse der geleisteten Arbeit hängt von den Temperaturen ab. Von diesen sind zwei durch die Bedingungen des Problems bestimmt, nämlich T1 und T3, die höchste und die niedrigste. Die höchste Temperatur sollte eigentlich 300° nicht überschreiten. Alle Feuerluftmaschinen gehen jedoch darüber hinaus. Wenn die höchste und die niedrigste Temperatur festgestellt worden ist, können die Temperaturen T2 und T4 zwischen den gegebenen Grenzen offenbar beliebig gewählt werden. Die richtigste Wahl wird diejenige sein, für welche die Arbeit ein Maximum wird. Die Ableitung des Arbeitsausdruckes nach T4 liefert: -\;1+\frac{T_1\,T_3}{{T_4}^2}=0 oder T_4=\sqrt{T_1\,T_3}. Es war aber T_2=\frac{T_1\,T_3}{T_4}=\sqrt{T_1\,T_3}. Hieraus ergibt sich die wichtige Folgerung, daſs das Maximum der Arbeit nur dann geleistet wird, wenn die Punkte (p1, v4) und (p2, v2) auf derselben Isotherme liegen, d.h. wenn die Luft im Zustande der gröſsten Compression im Pumpcylinder dieselbe Temperatur besitzt wie am Ende der Expansion im Arbeitscylinder. Unter Benutzung der gefundenen Werthe wird nun: L_{max}=G\,\frac{Rk}{k-1}\,(\sqrt{T_1}-\sqrt{T_3})^2 Die secundliche Leistung dieser idealen Maschine in Perdestärken ist (bei u Umdrehungen in der Minute): L^s_{max}=\frac{u}{60\times 75}\,G\,\frac{Rk}{k-1}\,(\sqrt{T_1}-\sqrt{T_3})^2. Die Spannung im Ofen p1 ergibt sich aus der Beziehung: \left(\frac{p_1}{p_2}\right)^{\frac{k-1}{k}}=\frac{T_4}{T_3}. Der Inhalt des Pumpcylinders wird: v_3=G\,\frac{RT_3}{p_2}. Der Inhalt des Arbeitscylinders: v_2=G\,\frac{RT_2}{p_2}. Das Volum der Füllung des Arbeitscylinders im Momente der Absperrung: v_1=G\,\frac{RT_1}{p_1}. Sehen wir jetzt, in wie weit die Brown'sche Maschine diesen theoretischen Proceſs thatsächlich erfüllt. Für die Berechnung des dem Ofen für jeden Hub zugeführten Luftgewichtes muſs zunächst die Gröſse des schädlichen Raumes der Luftpumpe ermittelt werden. Dies geschieht am einfachsten aus den Diagrammen. Die Compressionscurve AB (Fig. 1) ist adiabatischer Natur, da während des Verlaufes derselben Wärme weder zugeführt, noch abgeleitet wird; die Gleichung der Curve hat die Form: pvk = Const, worin p die specifische Spannung (Kilogramm auf 1qm Fläche), v das Volum der Luft in Cubikmeter und k das Verhältniſs der specifischen Wärmemengen für constanten Druck und für constantes Volum bedeutet, welche Zahl für die Luft bekanntlich zu 1,41 ermittelt worden ist. Die Abscissenachse dieser Curve ist die der Nulllinie entsprechende Horizontale; es handelt sich um die Lage der Ordinatenachse, d.h. um die Entfernung des Anfangspunktes O von E. Die Spannungen in den Punkten A und B sind bezieh. 10000 und 30000k; bezeichnet man OE mit x, so muſs demnach die Gleichung erfüllt sein: 10000\,(x+EG)^{1,41}=30000\,(x+EF)^{1,41}, worin EG=120^{mm} und EF=40^{mm}. Die Auflösung der Gleichung ergibt den Werth: x=27,8^{mm}. EG entspricht dem vom Pumpenkolben durchlaufenen Raum; der Hub beträgt 0m,461 und der Durchmesser 0m,331. Hieraus folgt EG=0^{cbm},039668 und OE=x=0^{cbm},009189. Das Maximalvolum der in der Pumpe eingeschlossenen Luft ist mithin = 0cbm,048857. Das Gewicht dieses Luftvolums ist: G_0=\frac{0,048857\times 10000}{29,27\times 293}=0^k,056968, wobei die Temperatur zu 20° angenommen wird. Für die Berechnung des dem Ofen zugeführten Luftgewichtes hat man hiervon noch das Luftgewicht des schädlichen Raumes in Abzug zu bringen. Bezeichnet man die dem Punkte B der Compressionscurve entsprechende Temperatur mit T4, die Spannung mit p1 und dieselben Werthe für den Punkt A mit p2 und T3, so ist nach dem Gesetz der adiabatischen Zustandsänderung: T_4=T_3\,\left(\frac{p_1}{p_2}\right)^{\frac{k-1}{k}}. Da p_1=BF=30000, so folgt: T_4=403=273+130°. Es soll angenommen werden, daſs die Temperatur der Luft, während sie aus der Luftpumpe in den Ofen übertritt, welcher Periode das Stück BC des Diagrammes entspricht, nicht wesentlich verändert wird. Erheblich ist jedoch die hierbei stattfindende Steigerung der Spannung, welche sich von p_1=30000^k auf p_1'=37000^k erhebt. Das im schädlichen Raum verbleibende Luftgewicht findet sich wie oben: G_s=\frac{0,009189\times 37000}{29,27\times 403}=0^k,028828. Zieht man dieses Gewicht vom gesammten Luftgewicht, welches die Pumpe in der äuſseren Todtpunktlage des Kolbens enthielt, ab, so verbleibt das wirkende Luftgewicht, d.h. dasjenige, welches den Ofen für jeden Hub wirklich zugeführt wird: G_w=0^k,028140. Die Maschine hat während des gesammten Versuches 13806 Touren gemacht und während dieser Zeit 28k,35 Kokes verbraucht. Rechnet man den Aschengehalt derselben zu 5 Proc. so verbleiben 26k,94 reiner Kohlenstoff', mithin für den Hub 0k,001951, welche verwandelt zu Kohlensäure oder Kohlenoxyd aus der Maschine entweichen. 1k Kohlenstoff verlangt zur vollständigen Verbrennung 11k,59 Luft. Zur vollständigen Verbrennung sind mithin nöthig für den Hub: 0k,022612 Luft, d.h. von der gesammten dem Ofen zugeführten Luft werden 80 Proc. benutzt zur Unterhaltung der Verbrennung, wenn man annimmt, daſs diese durchweg vollkommen erfolgt. Aus dem Arbeitscylinder entweichen für den Hub: 0k,028140 Luft + 0k,001951 Kohlenstoff = 0k,030091 Gase. Der Arbeitscylinder hat einen Hub von 0m,415 bei einem Durchmesser von 0m,406, mithin einen Inhalt von 0cbm,053726. Dieser Rauminhalt entspricht jedoch noch nicht dem Gewicht der jeden Hub entweichenden Gase; der Schluſs des Austrittsventiles erfolgt nämlich schon vor Vollendung des Kolbenniederganges, der Verlauf des Diagrammes (Fig. 2) zeigt die Compression des im Arbeitscylinders verbleibenden Luftgewichtes. Die Austreibung der Verbrennungsproducte erfolgt, während der Arbeitskolben 0,85 seines Hubes durchläuft. Hieraus folgt das Volum der hubweise ausgetriebenen Gase =0^{cbm},045667. Es ist jetzt das Volum der austretenden Verbrennungsproducte, ihr Gewicht und ihre Spannung bekannt. Die Temperatur wurde unmittelbar am Austrittsventil gemessen und gefunden zu 290°. Man kann hieraus die Constante R, welche für das Gasgemisch gilt, berechnen. Die Verbrennungsproducte werden nun zum kleinen Theil aus Luft (R=29,27) bestehen, zum gröſseren Theil werden sie zusammengesetzt sein aus Kohlensäure (R=19,14) und aus Stickstoff (R=30,13). Nach der Zustandsgleichung der Gase: G=\frac{Vp}{RT} findet sich: R=\frac{0,045667\times 10000}{563\times 0,030091}=26,96. Die Zusammensetung der Verbrennungsproducte ergibt sich unter Voraussetzung einer vollständigen Verbrennung durch Rechnung folgendermaſsen: k Stickstoff 0,017411 Kohlensaure 0,007153 Luft 0,005528 –––––––––––––––– Gemisch 0,030092. Wenn man die Gewichtsmengen des Stickstoffes, der Kohlensäure und der Luft einzeln mit ihren Constanten R multiplicirt, die erhaltenen Werthe addirt und durch 0,030092 dividirt, so erhält man 27,35, eine Zahl, welche von der oben gefundenen nur wenig abweicht. Die Ermittlung des schädlichen Raumes des Arbeitscylinders erfolgt am besten wie beim Pumpcylinder aus dem Diagramm Fig. 2. Die Füllung erfolgt auf 0,48 des Kolbenhubes. Die Expansionscurve BA ist adiabatisch, die Spannungen in B und A sind bezieh. 27000k und 11700k. Bezeichnet man wieder die unbekannte Entfernung des Anfangspunktes O von E mit x, so muſs die Gleichung erfüllt sein: 27000\,(EH+x)^{1,41}=11700\,(EG+x)^{1,41}, worin EH=56^{mm},5 und EG=116^{mm}. Die Auflösung ergibt x=17^{mm}. EG entspricht dem vom Arbeitskolben durchlaufenen Raum gleich 0cbm,053726. Hiernach berechnet sich der schädliche Raum des Arbeitscylinders: OE=x=0^{cbm},007873. Das Gesammtvolum des Arbeitscylinders in der oberen Todtlage des Kolbens beträgt also 0cbm,061599. Die Spannung dieses Volums ist 11700, mithin das Gewicht desselben (T=290+273=563): G=\frac{0,061599\times 11700}{26,96\times 563}=0^k,047347. Das mit jedem Hub entweichende Gewicht war = 0k,030091. Hieraus folgt das im Arbeitscylinder verbleibende schädliche Luftgewicht = 0k,017256. Die höchste Temperatur T1 im Arbeitscylinder findet sich aus dem Gesetz der adiabatischen Curve: T_1=T_2\,\left(\frac{27000}{11700}\right)^{\frac{k-1}{k}}=718=273+445°. Auf Grund der erhaltenen Resultate läſst sich nun die Wärmeberechnung ausführen. Die Luft tritt mit einer Temperatur T_4=403 von der Luftpumpe in den Ofen über. Die Wärmezuführung erfolgt unter constantem Druck bis zur Maximaltemperatur T_1=718; die Temperaturdifferenz beträgt also 315°. Es soll davon abgesehen werden, daſs das schädliche Luftgewicht des Arbeitscylinders eine höhere Temperatur als die angenommene von T_4=403 besitzt; der Fehler wird dadurch ausgeglichen, daſs die aus der Pumpe kommende Luft bei ihrem Uebertritt in den Ofen sich in der ziemlich langen Rohrleitung abkühlt und mit einer etwas niedrigeren Temperatur als der angenommenen in den Ofen eintritt. Das gesammte Luftgewicht, welches hiernach bei jedem Hub um 315° zu erwärmen ist, beträgt 0k,047347. Die Erwärmung findet bei constantem Druck statt; es berechnet sich also die hubweise zuzuführende Wärme Q1 folgendermaſsen: Q_1=0,047347\times 315\times  0,23751=3^c,5423.0,23751 ist die specifische Wärme der Luft bei constantem Druck; es ist diese Zahl beibehalten worden, weil die entsprechenden Werthe für Kohlensaure und Stickstoff nur wenig davon abweichen. Der Versuch hat gezeigt, daſs für den Hub 0k,001951 Kohlenstoff verbrennen. Nimmt man an, daſs die Verbrennung eine vollständige ist, und daſs der Heizwerth der Kokes 7000c beträgt, so ergibt sich, daſs bei der Verbrennung eine Wärme frei wird von 0,001951\times 7000=13^c,657. Durch Strahlung, unvollkommene Verbrennung und andere Unvollkommenheiten gehen also: 13,657-3,5423=10^c,1147 für jeden Hub verloren. Der Wirkungsgrad der Feuerung ist hiernach: \eta_f=\frac{3,5423}{13,657}=0,26. Zur richtigen Beurtheilung der Maschine sollen nun auch noch die anderen Wirkungsgrade ermittelt werden, zunächst der Wirkungsgrad des Systemes. Die mittlere indicirte Leistung des Arbeitscylinders beträgt laut Protokoll 10e,94, die mittlere Tourenzahl 78. Dieser Arbeit entspricht mithin ein Wärmewerth für den Hub von: \frac{10,94\times 75\times 60}{78\times 424}=1^c,4885. Die gleichzeitig aus dem Arbeitscylinder mit den Verbrennungsproducten entweichende Wärmemenge ist also: 3,5423-1,4885=2^c,0538. Zur Controle soll die entweichende Wärme auch noch auf anderem Wege berechnet werden. Für den Hub entweichen 0k,030091 Verbrennungsproducte bei einer Temperatur von 290°. Das Abzugsrohr mündete direct in das Freie. Nimmt man die Temperatur der Luft auſserhalb des Gebäudes zu 5° an, so ist die Temperaturdifferenz 285°, mithin ist die bei jedem Hub entweichende Wärmemenge auch: 0,030091\times 285\times  0,23751=2^c,0368, ein Werth, welcher mit dem oben berechneten gut übereinstimmt. Es werden also hubweise 1c,4885 im Arbeitscylinder in Arbeit umgesetzt; doch kommt diese der Maschine noch nicht zu Gute. Es ist noch in Abzug zu bringen der Wärmewerth, welcher der Arbeit der Pumpe entspricht. Die Pumpe erfordert eine mittlere indicirte Leistung von 8e,05. Bei 78 Umdrehungen in der Minute liefert dies beim Hub einen Wärmewerth von \frac{8,05\times 75\times 60}{78\times 424}=1^c,0704. Die wirklich in Arbeit umgesetzte Wärme ist demnach: 1,4885-1,0704=0^c,4181 und das Verhältniſs zu der gesammten der Maschine zugeführten Wärme von 3c,5423 = 0,12. Diese Zahl soll als „thermisches Güteverhältniſs“ des Systemes bezeichnet werden. Den Wirkungsgrad des Systemes (nach Zeuner) erhält man, wenn man dieses Güteverhältniſs auf dasjenige als Einheit bezieht, welches der zwischen denselben Grenztemperaturen arbeitende Carnot'sche Kreisproceſs besitzt, d. i. 1-\frac{278}{718}=0,39. Folglich ist der Wirkungsgrad des Systemes der Brown'schen Maschine: \eta_s=\frac{0,12}{0,39}=0,31. Den richtigsten Maſsstab für die Beurtheilung der gesammten Maschine liefert schlieſslich das wirthschaftliche Güteverhältniſs: \eta=\eta_f\,\eta_s\,\eta_i\,\left(1-\frac{T_2}{T_1}\right). Hierin bedeutet: \eta_f den Wirkungsgrad der Feuerung, d.h. das Verhältniſs der in der Feuerung in der Secunde nutzbar entwickelten Wärme zu dem Heizeffect des gleichzeitig verbrauchten Brennstoffes. \eta_s den Wirkungsgrad des Systemes, d.h. das Verhältniſs der Arbeit, welche der wirklichen Zustandsänderung entspricht, zur disponiblen Arbeit, d.h. zu derjenigen, welche bei denselben Grenztemperaturen dem idealen Kreisprocesse entsprechen würde. \eta_i den indicirten Wirkungsgrad gleich dem Verhältniſs der Bremsarbeit zur indicirten Arbeit. 1-\frac{T_2}{T_1} das thermische Güteverhältniſs des Carnot'schen Kreisprocesses für die Grenztemperaturen T1 und T2. Es wird \eta=0,26\times 0,31\times 0,75\times 0,39=0,023; das wirthschaftliche Güteverhältniſs stellt sich hiernach nicht gröſser als bei den geschlossenen Luftmaschinen. Von der gesammten Heizwärme des Brennstoffes werden 2 bis 2½ Proc. in nutzbare Arbeit umgesetzt. Ueberblicken wir nun zum Schluſs die gesammten Versuchs- und Rechnungsresultate. Der groſse Vortheil, den man sich von der geschlossenen Feuerung und der directen Benutzung der Verbrennungsproducte versprach, ist illusorisch. Der Wirkungsgrad des Brown'schen Ofens ist 0,26, d.h. von der gesammten Wärme des Brennmaterials kann nur der vierte Theil wirklich dem Kreisproceſs der Maschine mitgetheilt werden. Der Wirkungsgrad der offenen Feuerungen der geschlossenen Luftmaschinen ist erheblich gröſser.Siehe meine Abhandlung: Beitrage zur Theorie der geschlossenen Luftmaschinen (Verhandlungen des Vereines zur Beforderung des Gewerbfleiſses, 1878 S. 375), worin die Wirkungsgrade der Feuerungen Lehmann'scher und Stenberg'scher Luftmaschinen zu 0,50 berechnet werden. Der Hauptzweck also, welchen die Erbauer der Feuerluftmaschinen im Auge hatten, wird thatsächlich in der Brown'schen Maschine nicht nur nicht erreicht, sondern das Resultat bleibt hinter dem in den neueren geschlossenen Luftmaschinen ermöglichten fast um die Hälfte zurück. Im ersten Augenblick erscheint dieses Resultat überraschend. Zur Erklärung lassen sich jedoch verschiedene Gründe anführen. In erster Linie ist der Wärmeverlust durch Strahlung und Leitung ein bedeutender. Während des Versuches war es nicht möglich, längere Zeit in der Nähe des Ofens zu bleiben; das Verbindungsrohr des Ofens mit dem Arbeitscylinder wurde in der Nähe der Einmündungsstelle in den Ofen sogar rothglühend. Die gemauerten Oefen der geschlossenen Luftmaschinen haben zwar den Nachtheil, gröſsere Mengen Brennmaterial für das Anheizen zu benöthigen. Diese Wärme kommt der Maschine jedoch wieder zu Gute, indem das gründlich und gleichmäſsig durchwärmte Mauerwerk ein sicheres Schutzmittel gegen ubermäſsige Ausstrahlung von Wärme während des Betriebes wird. Ferner leidet die Brown'sche Maschine an Unvollkommenheiten in Bezug auf den theoretischen Proceſs, die Verbrennungsproducte entweichen bei viel zu hoher Temperatur. Es ist gezeigt worden, daſs die Feuerluftmaschine dann am günstigsten arbeitet, wenn die Temperatur der abziehenden Verbrennungsproducte ebenso groſs ist wie die Temperatur der in den Ofen eintretenden gepreſsten Luft. Bei der Brown'schen Maschine haben wir statt dieser Gleichheit eine Differenz von 160°. Ein letzter Fehler liegt schlieſslich in den unverhältniſsmäſsig groſsen schädlichen Räumen, welche die Brown'sche Maschine im Pump- und im Arbeitscylinder aufweist. Um den Einfluſs dieser Unvollkommenheiten richtiger würdigen zu können, mögen hier die Zahlen folgen, welche sich ergeben, wenn man die S. 204 vorausgesetzte ideale Maschine mit dem wirkenden Luftgewicht und mit den Temperaturgrenzen der Brown'schen Maschine berechnet. Setzt man in die Formel für L^s_{max} (auf S. 206) u=78 und G=0,028140, so erhält man eine Maximalleistung von 4e,60. Für die Ermittlung des thermischen Güteverhältnisses ergeben sich zunächst die Temperaturgrenzen T_1=718 und T_3=293. Hieraus folgt T_2=T_4=458,7 und das thermische Güteverhältniſs = 0,36. Selbstverständlich wird diese Maximalleistung niemals zu erreichen sein; doch lehrt die Rechnung, nach welcher Richtung die Maschine zu verbessern sein dürfte. Die thermischen Güteverhältnisse der neueren geschlossenen Luftmaschinen schwanken zwischen 0,10 und 0,13. Die Untersuchung (welche für den vorliegenden Fall ein thermisches Güteverhältniſs von 0,12 ergeben hat) zeigt, daſs also auch in Bezug auf das thermische Güteverhältniſs die Feuerluftmaschine vor der geschlossenen Luftmaschine nichts voraus hat. Einen Vorzug bieten dagegen die Feuerluftmaschinen in Bezug auf den indicirten Wirkungsgrad dar. Derselbe stellt sich bei der Brown'schen Maschine erheblich höher heraus als bei den geschlossenen Maschinen. Dies ist auch der Grund, weshalb die Brown'sche Maschine schlieſslich in Bezug auf das wirthschaftliche Güteverhältniſs, d.h. in Bezug auf den Brennmaterialverbrauch für die effective Leistung den geschlossenen Luftmaschinen nicht nachsteht. – Weitere Vergleiche über den Preis, die Dauerhaftigkeit u. dgl. der beiden Maschinengattungen anzustellen, geht über das der vorliegenden Arbeit gestellte Ziel hinaus.