Ueber Versuche zur Klarstellung des Wirkungsgrades des Locomotivkessels; von Prof. H. Gollner in Prag. (Fortsetzung des Berichtes S. 1 d. Bd.) Mit Abbildungen auf Tafel 1 und 2. Gollner, Klarstellung des Wirkungsgrades des Locomotivkessels. Die Ermittelung des absoluten Wirkungsgrades des Locomotivkessels. Der absolute Wirkungsgrad einer Dampfkesselanlage ist eine Function ihrer constructiven Durchführung (Art und Gröſse) sowie der gewählten Betriebsverhältnisse (Heizer, Brennstoff, Dampfmenge); nachdem in dem vorliegenden Falle sämmtliche maſsgebenden Verhältnisse im Voraus bestimmt sind, so ist auch nur ein bestimmter, absoluter Wirkungsgrad zu erreichen, um dessen Sicherstellung es sich nun handelt. Es wird dieser Wirkungsgrad nur dann mit dem ökonomisch günstigsten Wirkungsgrad der Kesselanlage übereinstimmen können, wenn für diese die Summe der Zinsen der erforderlichen Kapitalsanlage und der jährlichen Betriebskosten ein Minimum wird; nachdem beide Summanden wieder Functionen der Gröſse (Art, Lage) der Heiz- und Rostfläche, sowie der Betriebsart des Kessels sind und diese beiden Hauptgröſsen für den Locomotivkessel nur bis zu einer gewissen oberen Grenze entwickelt und angeordnet werden können, im Allgemeinen sogar in ihrer Entwicklung durch unveränderliche äuſsere Verhältnisse beschränkt werden müssen, endlich noch die Folgen des periodischen Betriebes des Locomotivkessels gleichfalls ungünstig sind, so ergibt sich, daſs zwischen dem absoluten und öconomisch günstigsten Wirkungsgrade des Locomotivkessels im Allgemeinen eine bedeutende Differenz bestehen muſs, welche für stationäre Kesselanlagen wesentlich verringert werden kann, wenn überhaupt die oben erwähnten maſsgebenden Verhältnisse sachgemäſs gewählt und ausgenützt werden. Der absolute Wirkungsgrad einer Dampfkesselanlage überhaupt und daher auch jener eines Locomotivkessels kann auf analytischem Wege festgestellt werden, wenn eine Reihe von wichtigen und begründeten Erfahrungszahlen zur Verfügung steht:, diese können aber nur im Versuchswege von Fall zu Fall ermittelt werden, worin die besondere Bedeutung des wissenschaftlichen Experimentes für die praktische Theorie begründet ist. Im vorliegenden Falle wurden die Ergebnisse der Versuche mit der Rechnung verbunden und derart schlieſslich das Gesammtmaterial für die Theorie des Locomotivkessels bei Braunkohlenheizung für die Verhältnisse der Dux-Bodenbacher Eisenbahn gewonnen. Bezeichnet nun im folgenden: Die totale Heizfläche des Loco-   motivkessels qm Ft Die Verdampfungswärme für 1k   gesättigten, trockenen Kessel-   dampf Cal. (λ – q0) Die totale Rostfläche „ R Die Anstrengung der Heiz-   fläche Ft AF  = \frac{M_t}{F_t} Die in der Bruttofahrzeit derProbezüge erzeugte Gewichts-menge Dampf (trocken) k Mt Die Anstrengung der Rost-   fläche R AR = \frac{B}{R} Die in gleicher Zeit hierfür   verbrauchte Gewichtsmenge   Brennstoff k B Den Wirkungsgrad des Feuer-   raumes für den Beharrungs-   zustand während der effec-   tiven Fahrzeit ηf Den theoretischen Heizwerth   derselben Cal. H Den Wirkungsgrad der gesamm-   ten Heizfläche für den Be-   harrungszustand während der   effectiven Fahrzeit ηF Die praktische Verdampfung in   derselben Zeit (praktische   Verdampfungsziffer Vp) = \frac{M_t}{B} C und ξ Correctionsfactoren von   der Bedeutung, daſs (ηfηF) C. ξ Die theoretische Verdampfung   (theoretische Verdampfungs-   ziffer Vt) = \frac{H}{\lambda-q_0} den absoluten Wirkungsgradder Kesselanlage während desfür die Nettofahrzeit bestehen-den mittleren Beharrungszu-standes wird. Den absolutenWirkungsgrad der Kesselan-    lage für den Beharrungszu-   stand während der NettofahrzeitDen summarischen Wärmever-   lust für 1k Brennstoff in Folge   Anlage und Betrieb des Kes-   sels Cal. ηt ΣW so ist dann (H – ΣW) = ΔW = Wn die für 1k Brennstoff erzeugte Nutzwärme in Calorien; es kann sonach der absolute Wirkungsgrad der Kesselanlage ausgedrückt werden durch: I) \eta_t=(\eta_f\,\eta_F)\,\xi.C=\frac{V_p}{V_t}=\frac{\left(\frac{M_t}{B}\right)}{\left(\frac{H}{\lambda-q_0}\right)}=\left(\frac{A_F}{A_R.V_t}\right).\left(\frac{F_t}{R}\right)=\left(1-\frac{\Sigma\,W}{H}\right) Die Gleichungen 2, 3 und 4 sind identisch und nur formal verschieden. Die Möglichkeit ihrer Benützung zur Ermittelung von ηt hängt von der Kenntniſs des Wärmeverlustes in Folge der Dampfnässe ab, durch welchen der Verhältniſswerth (Mt : Mn) bestimmt wird. Die letzte Gleichung 5 eignet sich am rationellsten für die Ermittelung von ηt und liefern die Glieder für den Summenwerth ΣW zugleich das Material für die Lösungen der übrigen vier Gleichungen. Wird in Gleichung 4 x = AF, Z = AR, ferner für den vorliegenden Fall (Ft : R.Vt) = a = Const. und endlich y = ηt gesetzt, so ergibt sich die allgemeine Beziehung: y=a\,\left(\frac{x}{Z}\right), oder y.\left(\frac{Z}{x}\right)=a=\mbox{Const.} Diese Gleichung entspricht der gleichseitigen Hyperbel, deren Spezialisirung an späterer Stelle erfolgen wird. Wird AF als die mittlere Anstrengung der gesammten Kesselheizfläche (Ft) aufgefaſst, von welcher die direkte Heizfläche (Fd) wegen Erzeugung von (Md)k Dampf, die indirekte Verdampffläche (Fi) wegen Erzeugung von (Mi)k Dampf für die Stunde aus Wasser, welches von der Vorwärmfläche von (t0)0 auf (w)0 vorgewärmt wurde, eine bezügliche Anstrengung von (Ad) und (Ai) erleidet, bezeichnen ferner (ξd) und (ξi) Correctionsfactoren für (Fd) und (Fi) wegen der schädlichen Strahlung dieser Verdampfflächen, s den specifischen Strahlungswerth der direkten Verdampffläche, sind weiteres Kr und Kw die Wärmedurchgangscoefficienten im Sinne der Hypothesen nach Redtenbacher und Werner, (Tp – T1 ) = ΔT das Temperaturgefälle im Bereiche von Fi, so ist: A_F=\frac{1}{F_t}.(M_d+M_i) oder wegen M_d=\frac{B.H.\eta_f.s.\xi\,d}{(\lambda-q_w)} und (nach Redtenbacher): M_i=F_i.\frac{K_r.\xi_i\,\Delta\,T}{(\lambda-q_w)\,log\,C},\ C=\frac{T_p-w}{T_1-w} sowie (nach Werner): M_i=F_i\,\frac{K_w.\xi_i\,(T_p-w)\,(T_1-w)}{\lambda-q_w} auch zu schreiben A_F=\frac{1}{F_t}\left[\frac{B.H.\eta_f.s\,\xi\,d}{\lambda-q_w}+F_i\,\frac{K_r\,\xi_i\,\Delta\,T}{(\lambda-q_w)\,log\,C}\right] nach Redtenbacher, bezieh. A_F=\frac{1}{F_t}\left[\frac{B.H.\eta_f.s.\xi\,d}{\lambda-q_w}+F_i.\frac{K_w\,\xi_i\,(T_p-w)(T_1-w)}{(\lambda-q_w)}\right] nach Werner. Nachdem \eta_t=\frac{A_F}{A_R\,V_t}.\left(\frac{F_t}{R}\right) so ist mit Benützung des Obigen: \eta_t=\frac{\left(\frac{F_t}{R}\right)}{(A_R.V_t)}.\frac{1}{F_t}\,\left[\frac{B\,H\,\eta_f.s.\xi\,d}{\lambda-q_w}+F_i\,\frac{K_r\,\xi_i\,\Delta\,T}{(\lambda-q_w)\,\log\,C}\right]nach Redtenbacher oder \eta_t=\frac{\left(\frac{F_t}{R}\right)}{(A_R.V_t)}.\frac{1}{F_t}\,\left[\frac{B\,H\,\eta_f.s.\xi\,d}{\lambda-q_w}+F_i\,\frac{K_w.\xi_i\,(T_p-w)\,(T_1-w)}{\lambda-q_w}\right] nach Werner und wegen V_t=\frac{H}{\lambda-q_0} und A_R=\frac{B}{R} nach mehrfachen Umwandlungen: II) \eta_t=\frac{\lambda-q_0}{\lambda-q_w}\,\left[\eta_f.s.\xi\,d+\left(\frac{F_i}{B\,H}\right).\frac{K_r.xi_i.\Delta\,T}{log\,C}\right] nach Redtenbacher oder \eta_t=\frac{\lambda-q_0}{\lambda-q_w}.\left[\eta_f.s.\xi\,d+\left(\frac{F_i}{B.H}\right).K_w\,\xi_i\,(T_p-w)\,(T_1-w)\right] nach Werner. Hierbei ist: III) \xi\,d=\frac{M_d\,(\lambda-q_w)}{B.G.c\,(T_0-T_p)};\ \xi_i=\frac{M_i\,(\lambda-q_w)}{B.G.c.(T_p-T_1)}; wenn B.G.c die Wärme der erzeugten Verbrennungsproducte für 1° Temperaturerhöhung und T0 die Initialtemperatur derselben bezeichnet. Die Bedeutung der Gröſsen ξd, ξi in Gleichung III ist, wie sofort ersichtlich, jene von Correctionsfactoren, welche auf den theoretischen Werth des Wirkungsgrades der bezüglichen Heizflächen Einfluſs nehmen müssen wegen der durch die schädliche Strahlung derselben bedingten Wärmeverluste. Die Gleichung II und die Gruppe III der obigen Gleichungen können wohl erst am Schlusse der vorliegenden Abhandlung specialisirt werden, nachdem die Werthe der in denselben enthaltenen Gröſsen erst durch die Feststellung des absoluten Wirkungsgrades der Kesselanlage zu ermitteln sind. Die Gleichung II läſst den Einfluſs der Hauptverhältnisse der Kesselanlage auf die Gröſse ihres absoluten Wirkungsgrades sofort erkennen. Um ηt möglichst groſs zu erhalten, ist anzuordnen: 1) Eine möglichst beschränkte direkte Verdampffläche von wirksamer Strahlungsfähigkeit bei vorzüglicher Wärmedichtheit ihrer Umgebung, ferner eine rationelle Feuerung, die sachgemäſs zu erwarten ist. Hieraus ist zu schlieſsen, daſs zunächst innen gelegte strahlungsfähige direkte Verdampfflächen von beschränktem Ausmaſse zweckmäſsig sind, solange es gelingt die Bedingungen für die Anlage einer rationellen Feuerung und deren Wartung zu erfüllen. Die möglichste Beschränkung der direkten Verdampffläche ist erforderlich, um der aus Gleichung II hervorgehenden Bedingung der Anlage einer groſsen indirekten Verdampffläche Fi, sowie einer reichlichen Vorwärmfläche Fv bei gegebener Gesammtheizfläche Ft genügen zu können. Sie ist weiteres in der Bedingung gegründet, den Temperaturabfall ΔT groſs zu erhalten, was nur durch Erhaltung einer hohen Anfangstemperatur Tp für Fi, d.h. bei reducirter direkter Verdampffläche Fd zu erreichen ist. 2) Eine groſse und werthvolle, d.h. reine und günstig gelegene und vertheilte indirekte Verdampffläche, welche hohe Werthe von Kr bezieh. Kw und einen bedeutenden Temperaturabfall (Tp – T1 ,) erzielen läſst. Letztere Bedingung setzt für groſse Werthe von (s) hohe Initialtemperaturen To und Tp voraus, welche auſser kleinen Werthen von Fd auch eine besondere Führung des Feuers, und zwar eine solche erfordert, welche durch beschränkten Zutritt der Verbrennungsluft charakterisirt ist. Die indirekte Verdampfungsfläche ist selbstverständlich möglichst wärmedicht zu halten. 3) Eine nach dem Verhältnisse \left(\frac{\lambda-q_0}{\lambda-q_w}\right) Gröſse nach zu wählende werthvolle Vorwärmfläche, welche wärmedicht zu halten ist. Der günstige Einfluſs der Vorwärmfläche auf den Werth ηt wird mit der Verminderung der Anstrengung der Kesselanlage stetig gröſser. Werden diese für sämmtliche Typen der Dampfkessel maſsgebenden Ergebnisse insbesondere auf den in Rede stehenden Locomotivkessel angewendet, so läſst sich im Allgemeinen schon erkennen, daſs derselbe 1) trotz der vorzüglichen Qualität der angeordneten inneren Verdampf- und Vorwärmflächen wegen unvermeidlich beschränkter indirekter und der Rostverhältnisse wegen reichlich entwickelter direkter Verdampffläche, 2) wegen der ungünstigen Feuerungsverhältnisse, welche ungewöhnlich groſse Wärmeverluste (Auswurf) in Folge der Einwirkung des Blasrohres trotz der Anlage der Innenfeuerungen bedingen, einen Kesseltypus repräsentirt, welcher mehrfachen entscheidenden Bedingungen eines hohen absoluten Wirkungsgrades nicht entsprechen kann und nachweislich auch nicht entspricht. Behufs Erhöhung des Werthes von ηt müſsten für den in Rede stehenden Locomotivkessel folgende Bedingungen erfüllt werden: 1) Reduction der direkten Verdampffläche, sehr hohe Initialtemperaturen der Verbrennungsproducte, vorzügliche Wärmedichtheit der ersteren. 2) Vergröſserung der indirekten Verdampffläche als Innenröhrenheizfläche. 3) Verminderung des Auswurfes in Folge der Blasrohrwirkung. 4) Verminderung der Wärmeverluste in Folge Dampfnässe und Wärmestrahlung nach auſsen. In der Gleichung II drücken sich die schon früher erwähnten, auf den Werth ηt einen wesentlichen Einfluſs nehmenden Gröſsen, und zwar die Art und Gröſse der Kesselanlage, ferner das Brennmaterial und die Führung des Feuers, sowie die Intensität des Kesselbetriebes in analytischer Form aus und erscheint es der speciellen Entwickelung des Werthes ηt wegen nothwendig, für den vorliegenden Versuchslocomotivkessel die eben bezeichneten Verhältnisse zu erörtern und sicher zu stellen. Die Art und Gröſse des Versuchskessels ist einerseits durch die schematische Darstellung in Fig. 1 Taf. 1 grundsätzlich klar gemacht, andererseits durch die bezüglichen Daten für den Haupttypus der Versuchslocomotive auſser Zweifel gestellt. Es soll aber durch Fig. 5 und 6 Taf. 1 eine vollständigere Darstellung der Kesselconstruction geliefert werden, zu welcher nunmehr noch die wichtigsten Details, und zwar nach Fig. 2, 3, 4, 7, 8, 9, 11 Taf. 1 die Feuerungsanlagen, welche für die Probefahrten ausgenutzt wurden, ferner das Blasrohr sammt Kamin und die Injectoranlage, in gröſserem Maſsstabe gezeichnet, behufs vollständiger Charakterisirung hinzukommen mögen. Die Fig. 5 und 6 Taf. 1 erfordern zu ihrer Uebersicht keine weitere Bemerkung, daher nur noch folgende Constructionsverhältnisse für den Versuchskessel hervorgehoben werden mögen: 0qm Wasserspiegel im Innern des Kessels für 20 Proc. Steigung, wenn der Wasserstand an der für die Probefahrten angenommenen Wasserstandmarke eingehalten ist: 5,781. frqm freier Querschnitt der Siederohre an der vorderen Rohrwand: 0,375. fbqm freier Querschnitt der Blasrohrmündung, von 0,0056 bis 0,0160 einstellbar. fkqm freier Querschnitt des Kamins: 0,1486. Betreffend die für die Probefahrten ausgenutzten Feuerungsanlagen der Locomotive Nr. 28 sei wiederholend bemerkt, daſs eine Serie Fahrten erledigt wurden, nachdem erstere mit Nepilly's Patentfeuerung versehen war, während für eine weitere Serie von Versuchsfahrten, unter übrigens gleichen äuſseren Umständen, in die Feuerbox derselben Locomotive ein Planrost, aus Gruson's Patentroststäben (Hartguſs) gebildet, eingebaut wurde. Zur Kennzeichnung der Nepilly-Patentfeuerung, wie sie insbesondere für die Probelocomotive zur Verwendung kam, sei zunächst auf die Fig. 5, 6, 7 und 8 Taf. 1 hingewiesen. Hiernach besteht dieselbe aus einem geneigten Planroste, dessen guſseiserne Stäbe im vorderen Theile 0m,735 lang, im hinteren Theile des Rostes 0m,863 lang, oben 12mm (bei 4mm Spaltenbreite) breit und 40mm hoch gehalten sind, während für den Fall der Anwendung von Schmiedeeisenroststäben diese die Profildimensionen 50 × 10mm bei einer Spaltenbreite von 9mm nachweisen. An diesen Planrost schlieſst sich zuweilen ein sogen. Fallrost (Kipprost, Schlackenrost) in horizontaler Lage an, welcher mittels eines (übrigens für den Versuchskessel aufgelassenen) Mechanismus vom Heizerstande aus bethätigt werden kann. Zunächst der Rohrwand der Feuerbox ist ein feststehender „Stehrost“ von 0qm,568 freier Rostfläche eingebaut, welcher am oberen Ende als Träger des Chamottegewölbes (Feuerschirm) ausgebildet erscheint, dessen Lage, Form und Dimensionen im Wesentlichen aus den bezeichneten Figuren zu ersehen sind. Als kennzeichnender Bestandtheil für diese Feuerungsanlage muſs der feststehende „Stehrost“ erkannt werden, welcher den wesentlichen Zweck hat, den Zutritt der secundären Verbrennungsluft an passender Stelle des Feuerraumes und in entsprechender Menge zu vermitteln. Zu bemerken ist, daſs die freie Rostfläche des „Stehrostes“, welcher nach früher für die Versuchslocomotive mit 0qm,568 erhoben wurde, von unveränderlicher Gröſse ist. Die Wirkung der secundären Verbrennungsluft wird wesentlich durch die Anordnung des schon a.a.O. vielfach für Locomotiv- (und stationäre) Feuerungen verwendeten Feuerschirmes gefördert. Dieser sichert (für den Beharrungszustand der Feuerung) nämlich die rauchfreie Verbrennung durch seine hohe Temperatur sowie durch die bedingte Rückflammung bezieh. Wendung des entstandenen Gasstromes; derselbe vermindert zweifellos den sogen. „Auswurf“ unverbrannter Brennstofftheile durch das Kamin je nach dem Formate des Brennmateriales in mehr oder weniger wirkungsvoller Weise. Die Patentfeuerung nach Nepilly rangirt nach ihrer mechanischen Einrichtung und Wirkungsweise zu den locomotiven Halbgasfeuerungen, über deren Wirkungsgrad im Folgenden sachgemäſse Aufschlüsse gegeben werden sollen. Betreffend Gruson's Rost sei noch ergänzend bemerkt, daſs dessen Roststäbe die aus Fig. 11 Taf. 1 ersichtliche Einrichtung und Dimensionirung zeigen; über den Wirkungsgrad dieser Feuerungsanlage sollen gleichfalls bei Verbrennung von Nuſskohle II und Mittelkohle I die ermittelten Werthe angegeben werden. Die (bekannte) Einrichtung des bei der Versuchslocomotive in Verwendung gebrachten variablen Blasrohres ist desgleichen aus Fig. 2, 3 und 4 Taf. 1 zu ersehen, die freien Querschnitte seiner Mündung in ihren Grenzwerthen sind schon erwähnt; hierzu sei noch bemerkt, daſs für gewisse Stellungen jenes Mechanismus, welcher die Klappen des Blaserohres zu bethätigen bestimmt ist, die freien Mündungsquerschnitte des Blasrohres durch besondere Messungen ermittelt wurden. Das cylindrische Kamin ist mit 0m,435 lichtem Durchmesser und Funkenfänger ausgeführt; die Kaminhöhe von der Befestigungsflansche, dem Stutzen des Rauchkastens, bis zur höchsten Stelle des Funkenfängers beträgt 1m,60, die eigentliche Höhe des Kamins 1m,200. Die Einrichtung und Anordnung des Injecteurs nach System Anschütz-Schlu ergibt sich endlich nach Fig. 9 Taf. 1; die Saug- und Druckleitung hinsichtlich Anordnung und Dimensionirung sei wegen ihres Einflusses auf den Wirkungsgrad der Injectoranlage besonders hervorgehoben. Während der Probefahrten (freie Fahrt) war der kleinere Injector Nr. 7 dauernd im Betriebe und war es dadurch günstiger Weise möglich, finden Beharrungszustand während der freien Fahrt der Locomotive die markirte Wasserstandshöhe im Kessel sehr genau einzuhalten; nur ausnahmsweise wurde der zweite Injector Nr. 9 während des kurzen Aufenthaltes in den Stationen als Hilfsinjector verwendet. Um die Wirkungsfähigkeit beider Injecteurs hinsichtlich ihrer quantitativen Leistung sowie der Temperaturerhöhung des Tenderspeisewassers sicher zu stellen, wurden besondere controlirte Versuche durchgeführt, welche folgende Resultate ergaben: Tabelle I. Injector Nr. 7 9 Effective Kesselspan-   nung in at 8,0 8,5 9,0 9,5 10,0 8,0 8,5 9,0 9,5 10,0 Temperatur des Tender-   wassers in ° C. 25 25 25 25 25 25 25 25 25 25 Temperatur des vom   Injector gelieferten   Wassers in ° C. 69,2 70,3 73,4 75,2 77,4 67,1 70,2 73,4 74,5 76,4 Temperatur-Differenz 44,2 45,3 48,4 50,2 52,4 42,1 45,2 48,4 49,5 51,4 Gewichtsmenge Wasser   vom Injector für 1''   gefördert 1,13 1,18 1,22 1,23 1,25 1,57 1,65 1,72 1,79 1,87 Auſser den beiden Injecteurs muſste noch der Einspritzhahn für die Hauchkammer hinsichtlich seiner Leistungsfähigkeit erprobt werden, um jene Wassermengen bemessen zu können, welche bei mehreren Probefahrten in die Rauchkammer eingespritzt werden muſsten, um die daselbst angehäuften glühenden Verbrennungsrückstände zu löschen. Diese derart verwendeten Wassermengen von der Dampftemperatur (w) sind als Verluste bezüglich jener Speisewassermenge anzusehen, welche dem Kessel zum Zwecke der Dampfbildung während der Bruttofahrzeit zugeführt wurde. Die bezüglichen mehrfach durchgeführten Specialversuche ergaben folgende Resultate: Tabelle II. Effective Kesselspannung   in at 8,5 9,0 9,5 10,0 – Gewichtsmenge Wasser   in k für 1'' 0,60 0,61 0,62   0,63 – Die Art und Gröſse des Dampfkessels der Versuchslocomotive sammt den eben besonders hervorgehobenen Detailseinrichtungen war für sämmtliche Versuchsfahrten, gleichgültig, ob sie als Instructions- oder Control- oder endlich als entscheidende Fahrten Geltung hatten, unverändert dieselbe, ausgenommen die Feuerungsanlagen, deren Charakteristik schon an früherer Stelle gegeben wurde und welche auch zum Motive für die Gruppirung der entscheidenden vier Versuchsfahrten wurden, über welche allein in der Folge die gewonnenen Schluſsergebnisse vorgeführt werden sollen. Zur Kennzeichnung des Brennmateriales übergehend, welches für die vier der Berechnung unterzogenen Probefahrten verfeuert wurde, und die bei Ausnutzung der Nepilly-Patentfeuerung fortan mit A (Nuſskohle II) und B (Mittelkohle I), bei Verwendung der gewöhnlichen Planfeuerung mit Gruson-Rost, mit C (Nuſskohle II) und D (Mittelkohle I) bezeichnet werden sollen, muſs zunächst auf die mechanischen Eigenschaften desselben hingewiesen werden. Nach zahlreichen unmittelbaren Beobachtungen bei Verwendung der „Nuſskohle II“ (Herbertzeche) ergab sich, daſs diese in Stücken von 1 bis 3cc Inhalt verfeuert wurde. Die Kohle selbst zeigt eine gleichmäſsige tiefbraune Farbe, bei dichtem Gefüge und schwach muscheligem, erdigem, frischem Bruche, welcher schwachen Fettglanz erkennen läſst. Die einzelnen Kohlenstücke zeigen eine geringe Festigkeit gegen Bruch und weisen selten staubige Beimengungen auf. In der Feuerbox wurde wegen sehr dichter Lagerung des Brennstoffes eine mäſsig hohe Schichtenhöhe eingehalten. In den meisten Fällen der Verwendung dieses Brennstoffes wurde trotz der lebhaften Wirkung des Blaserohres keine vollkommene Verbrennung erzielt, indem sich Kohlenoxydgas in den Rauchgasen nachweisen lieſs. Diese Braunkohle auf dem Roste der Nepilly-Feuerung verbrannt, liefert einen geringeren „Auswurf“, bei fast vollständig geschwundenem Funkenwurf; die Bewegungen der leichteren Brennmaterialstückchen auf dem Roste unter dem Einflüsse der Blasrohrwirkung sind gering. Der gebildete Rauch ist nach frischer Aufgabe des Brennstoffes dunkelbraun gefärbt; eine rauchlose Verbrennung ist nicht erzielbar. Die Verbrennung derselben Braunkohle auf dem gewöhnlichen Planroste ist wesentlich ungünstiger wegen des reicheren Auswurfes und Funkenwerfens bei geringerer Vollkommenheit des Verbrennungsprozesses. Die Stücke der verwendeten „Mittelkohle I“ erreichen etwa Faustgröſse. Sie sind tief braun gefärbt, zeigen einen entschieden muscheligen, schwach fettglänzenden Bruch bei meist dichtem Gefüge. In der Feuerbox wurde eine hohe Brennstoffschichte bei lebhaftem Grundfeuer erhalten. Auf Nepilly-Rösten verfeuert, entsteht ein geringerer Auswurf in den Rauchkasten, es findet eine sehr nahe vollkommene Verbrennung bei hoher Anfangstemperatur statt. Die Verbrennung auf gewöhnlichem Planroste liefert bedeutendere Mengen von in der Rauchkammer angesammelten glühenden Rückständen, zu deren Löschung das Einspritzen von Kesselwasser in dieselbe erforderlich wurde. Die Rauchbildung war lebhaft, der Rauch dunkel gefärbt, der Funkenwurf entschieden vermehrt. Die chemische Zusammensetzung derselben Brennstoffe wurde im chemisch-technischen Laboratorium der k.k. deutschen technischen Hochschule zu Prag ermittelt und ergaben die einschlägigen Elementaranalysen für die zu den 4 Versuchsfahrten A, B, C, D verwendeten Brennstoffe folgende Resultate: Tabelle III. Art der Feuerung Nepilly-Feuerung Gewöhnliche Plan-feuerung Zeichen der Versuchsfahrt A B C D Brennmaterial (Braunkohle) Nuſskohle II(Herbert-zeche) Mittelkohle I(Johanna-schacht) Nuſskohle II(Herbert-zeche) Mittelköhle I(Johanna-schacht) Kohlenstoff in Proc. C 47,66 51,14 48,73 49,84 Wasserstoff  „    „ H   3,71   4,31   3,90   3,96 Sauerstoff    „    „ O 13,45 13,77 14,16 15,88 Hygroscopisches Wasser in   Proc. H 2 O 29,58 27,46 29,40 27,89 Asche in Proc. A   5,57   3,30   3,79   2,42 Theoretischer Heizwerth H Cal. 4369 4856 4481 4536 Die Ergebnisse der Tabelle III lassen zunächst erkennen, daſs die chemische Zusammensetzung der 4 vorgeführten Brennstoffe keine wesentlichen Unterschiede zeigt, was sich endlich auch in den für die theoretischen Heizwerthe gefundenen Zahlenwerthen ausdrückt, daher eine etwaige bedeutende Differenz in den Werthen von ηt nicht im entscheidenden Maſse auf die benützten Brennmaterialien zurückzuführen sein wird. Nicht ohne Wesenheit ist noch die Mittheilung, daſs das für die chemische Analyse bestimmte Brennmaterial durch Abnahme von geringen grusigen und körnigen Partien sowie von gröſseren Stücken desselben von jeder für die Feuerung bestimmten mit Braunkohle gefüllten Schaufel zusammengebracht wurde, wodurch eine verläſsliche Probe behufs Ermittelung der durchschnittlichen Zusammensetzung, sowie des theoretischen Heizwerthes gesichert war. Betreffend die Führung der Feuerung, welche nach früher gleichfalls einen wesentlichen Einfluſs auf den Werth des absoluten Wirkungsgrades der zu untersuchenden Kesselanlage hat, kann constatirt werden, daſs auf dieselbe von keiner Seite irgend ein Einfluſs genommen wurde und es dem Maschinenpersonale völlig überlassen blieb, nach der bisher unter analogen Verhältnissen geübten und auch bewährten Methode die Feuerung zu warten. Es wurde dieser Grundsatz für sämmtliche Probefahrten eingehalten und trat in der That auch für die entscheidenden 4 Versuchsfahrten betreffend dieses wichtigen Umstandes keinerlei Störung ein. Die Art der Führung des Feuers während der entscheidenden Versuchsfahrten erhellt wohl am besten aus den in Tabelle IV eingestellten Ergebnissen von Beobachtungen, welche, ohne Wissen des Maschinenpersonales durchgeführt, sich auf die Anzahl der eingeführten gefüllten Kohlenschaufeln, ferner auf die Zeit bezog, während welcher die Heizthür zu Feuerungszwecken während der Bruttofahrzeit offen gehalten werden muſste. Die Ergebnisse dieser Sonderbeobachtungen sind: Tabelle IV. Art der Feuerung Nepilly-Feuerung Gewöhnliche Plan-feuerung Zeichen der Versuchsfahrt A B C D Zugbelastung in t Z 214,4 214,4 214,4 214,4 Brutto-Fahrzeit in Minuten Tb   77,0   84,0   93,5   82,0 Netto-Fahrzeit   „       „ Tn   69,5   70,0   77,5   64,0 Differ. gegen norm. 68,0 Min. ΔT – 1,5 – 2,0 – 9,5 + 4,0 Zahl der aufgegebenen Schau-   feln s 203 140 305 181 Zeit in Minuten, während der   die Heizthür behufs Heizens   offen war th     8,1     5,7     9,9     7,7 Zeit in Proc. der Brutto-   Fahrzeit Proc. 10,5     6,9     9,6     9,4 Die in der vorletzten Horizontalcolonne der Tabelle IV eingestellten Werthe, betreffend die absolute Zeitdauer, während welcher die Heizthüre behufs Aufgabe des Brennstoffes für die Bruttofahrzeit offen gehalten werden muſste, lassen die Annahme rechtfertigen, daſs durch diese Verhältnisse eine Störung des Beharrungszustandes der Feuerung, und zwar durch überreiche Zuführung von secundärer Verbrennungsluft eintritt, welche sich schlieſslich auch durch die niederen Temperaturen der Verbrennungsproducte in der Feuerbüchse nachweisen lassen wird. Der Feuerschirm der Nepilly-Feuerung vermindert zweifellos einerseits den schädlichen Einfluſs dieser eintretenden oxydirenden Verbrennungsluft auf die rückwärtige Rohrwand (Kupfer) und auf die in diese gelegten Rohrverbindungen, und vermittelt andererseits vermöge seiner eigenen hohen Temperatur eine rasche und intensive Erwärmung derselben eintretenden Luft, worin weitere Vortheile der Anordnung des Chamottegewölbes im Feuerraume begründet sind. Nach Sicherstellung jener Umstände, welche nach früherem den Werth ηt wesentlich zu beeinflussen geeignet sind, kann nunmehr auf die Entwickelung dieses Werthes übergegangen werden. Nach Gleichung I ist \eta_t=1-\left(\frac{\Sigma\,W}{H}\right)=1-\left[\frac{W_1+W_2+.\ .\ .\ W_9+W_{10}}{H}\right] wobei also ΣW die Summe der Werthe W1, W2 ... W9 + W10 bedeutet, welche je einen Wärmeverlust, ausgedrückt in Calorien und reducirt auf die Gewichtseinheit Brennstoff, darstellen. Die Bedeutung der einzelnen Wärmeverluste ergibt sich aus Folgendem: W1 Wärmeverlust in Folge unvollkommener Verbrennung; darin begründet, daſs die nach jeder Versuchsfahrt im Aschenkasten des Locomotivkessels vorgefundenen Gewichtsmengen Verbrennungsrückstände einen theoretischen Heizwerth Ha > 0 nachweisen lassen und gleichzeitig von der Initialtemperatur To auf die Lufttemperatur (t) ohne nützliche Wärmeabgabe abkühlen; schädliches Temperaturgefälle daher ΔTo = (To – t). W2, W3 Wärmeverluste in Folge unvollkommener Verbrennung, nachdem auch die am Roste (Feuerbox) und in der Rauchkammer vorgefundenen Gewichtsmengen Verbrennungsrückstände bezieh. einen theoretischen Heizwerth Hb > 0 und Hr > 0 finden lassen und gleichzeitig von der Temperatur Tp ohne nutzbare Wärmeabgabe auf die Temperatur t abkühlen; für die Rückstände in der Feuerbox wie in der Rauchkammer besteht ein schädliches Temperaturgefälle von ΔTp = (Tp – t), da Tp die niederste Temperatur in der Feuerbox bezieh. die Anfangstemperatur der Rauchgase für Fi bezeichnet. W4 Wärmeverlust in Folge „Auswurfes“ groſser Mengen von Verbrennungsrückständen unter dem Einflüsse der Wirkung des Blasrohres durch das Kamin, welche Rückstände den theoretischen Heizwerth Hr > 0 nachweisen lassen. („Auswürf“-Verlust.) W5 Wärmeverlust in Folge unvollkommener Verbrennung, wenn in den gasigen Verbrennungsproducten CO u.s.f. nachgewiesen werden kann. W6 Wärmeverlust in Folge Entweichens der gasigen Verbrennungsproducte mit der Temperatur T2 am Ende der Vorwärmfläche in die Esse. („Essen“-Verlust.) W7 Wärmeverlust in Folge schädlicher Wärmestrahlung seitens der Kesselwandungen nach auſsen. Dieser Wärmeverlust wird von der Kühlfläche des Kessels (Oqm) sowie von dem Temperaturgefälle (w – t) = Δ, weiters von dem resultirenden Strahlungscoefficienten Ks Cal. für Δ = 1, O = 1 und Tb = 1 abhängig sein. Der Werth W7 > 0 bedingt einen Correctionsfactor ξs für den resultirenden absoluten Wirkungsgrad ηt. W8 Wärmeverlust in Folge Dampfnässe. Die specifische Dampf-nasse (x) ist eine Function der Abkühlung der Kesseloberfläche sowie der Anstrengung der Kesselheizfläche, aus welcher sich wieder eine gewisse Anstrengung des Wasserspiegels im Inneren des Kessels, etwa AW=(Mt : W) ergeben muſs. Der Werth W8 ist von W7 abhängig; aus W8 ergibt sich wieder ein Correctionsfactor ξn für ηt. W9 der Wärmeverlust in Folge Verwendung eines Injectors für die Kesselspeisung. Dieser Wärmeverlust ist ein zweifacher, und zwar entsteht derselbe a) in Folge Abkühlung und b) in Folge Arbeitsverrichtung seitens des Dampfes durch den Injector; der bezügliche Correctionscoefficient ist ξJ. W10 der Wärmeverlust in Folge Verwendung heiſsen Kesselwasser zum Einspritzen in die Rauchkammer zum Löschen der daselbst angehäuften glühenden Verbrennungsrückstände; der bezügliche Correctionsfactor ist mit ξ10 bezeichnet. Die mittel- oder unmittelbare Bestimmung der Verlustgröſsen W1 bis W10 erforderte eine Reihe von besonderen Beobachtungen und Specialversuchen, welche nur nach Durchführung von gewissen Vorbereitungen am Versuchskessel selbst möglich waren. Von diesen wird an späterer Stelle mitgetheilt werden und handelt es sich zunächst um die Sicherstellung gewisser Hauptdaten für die entscheidenden Versuchsfahrten A bis D, sowie um die Darstellung jener Methoden, nach welchen dieselben gefunden wurden. Diese Daten beziehen sich a) auf den Effectiven Speisewasserverbrauch (Mnk), b) auf den Brennstoffverbrauch (Bk) für jede der 4 Versuchsfahrten bei Förderung der gegebenen (constanten) Zugbelastung auf die 15km,3 lange Bergstrecke Bodenbach-Kleinkahn; diesen Hauptwerken sollen in der folgenden Tabelle V noch eine Reihe von Beobachtungsdaten angeschlossen werden, welche sich auf die Verkehrverhältnisse und Bruttobelastung der Probezüge beziehen, ad a) Die verläſsliche Bestimmung der effectiven Speisewassermenge Mnk für 1 Versuchsfahrt verursachte die relativ gröſsten Schwierigkeiten und war es erst nach mehrfachen Beobachtungen und Messungen anläſslich der schon früher erwähnten Instructionsfahrten möglich, zu bestimmen, welche Meſsmethode zu den verläſslichsten Resultaten führen werde. – Die gröſste Schwierigkeit lag in der Sicherstellung und Gröſsenermittelung der Wasserverluste. Als solche wurden folgende in Betracht gezogen, und zwar in Folge: 1) des sogen. „Spuckens“ der Maschine bei zu hohem Wasserstande; 2) der Anwendung des Injectors (Wasser- und Ueberlaufhahn): 3) der Anwendung des Hahnes zum Löschen der Rückstände in der Rauchkammer; 4) des Dampfhaltens bei der Thalfahrt (Kleinkahn-Bodenbach); 5) des Abblasens der Sicherheitsventile; weiters 6) in Folge weniger, unvermeidlicher, allerdings unbeträchtlicher Undichtheiten. (Fortsetzung folgt.)