Untersuchung einer Abwässerpumpstation. Von Betriebsingenieur Maercks, Dipl.-Ing. Braunschweig. Untersuchung einer Abwässerpumpstation. Die Abwässer der Stadt Braunschweig fließen mit natürlichem Gefälle einer Pumpstation zu und werden von hier aus durch eine 10 km lange Druckrohrleitung auf die 6 m höher liegenden Rieselfelder gehoben. In dem Uebersichtsplan (Fig. 1) ist diese Hauptleitung durch einen stark punktierten Linienzug wiedergegeben. Auf dem Rieselfeld verzweigt sich die Druckleitung und verteilt das Kanalwasser auf das gesamte Rieselgebiet. Das Hauptdruckrohr aber mündet in ein oben offenes Standrohr (Fig. 2), in welchem sich ein Schwimmer mit Fahne entsprechend den Schwankungen des Wasserspiegels auf und nieder bewegt. Dieses Standrohr dient den Rieselwärtern zur Beobachtung der unterzubringenden Abwässermenge und bildet gleichzeitig das Sicherheitsventil für die Druckleitung. Leistungsversuch vom 7. III. 1908. 1. Bestimmung der indizierten Leistung von Dampfmaschine und Pumpe. Dampfmaschine Pumpe Hochdruck-zylinder Niederdruck-zylinder Hochdruck-zylinder Niederdruck-zylinder vorn hinten vorn hinten vorn hinten vorn hinten Zylinder-durchmesserin mm 400 400 625 625 320 320 320 320 Zylinder-querschnittin qcm 1257 1257 3068 3068 804 804 804 804 Kolbenstangen-durchmesserin mm 60 60 60 60 50,5 50,5 54 54 Kolbenstangen-flächein qcm 28 28 28 28 20 20 23 23 WirksameKolbenflächein qcm 1229 1229 3040 3040 784 784 781 781 MittlereDiagrammhöhein mm 11,78 12,38 14,24 16,41 26,05 25,20 26,79 25,78 Federmaßstabmm/Atm. 8 8 25 25 15 15 15 15 Mittlere indizierteSpannungin Atm. 1,47 1,55 0,57 0,66 1,74 1,68 1,78 1,72 MittlererKolbendruckin kg 1810 1900 1732 1995 1360 1316 1391 1340 Hub in mm 800 800 800 800 800 800 800 800 Tourenzahl/Min. 63,14 63,14 63,14 63,14 63,14 63,14 63,14 63,14 Mittl. Kolben-geschwindigkeitin m 1,684 1,684 1,684 1,684 1,684 1,684 1,684 1,684 Leistung in PS 20,30 21,35 19,38 22,36 15,30 14,80 15,65 15,05 41,65 PS 41,74 PS 30,10 PS 30,70 PS 83,39 PS 60,80 PS Die Maschinenstation enthält drei Maschinensätze, bestehend aus drei Verbunddampfmaschinen, welche hinter jedem Zylinder durch die verlängerten Kolbenstangen eine Pumpe antreiben. Die Pumpen arbeiten mit gesteuerten Klappenventilen. Maximal kann jeder Maschinensatz bei n = 60 Touren/Min. etwa 11,7 cbm Wasser auf 37 m Förderhöhe werfen. Die Maschinenstation wird jährlich untersucht. Diese Untersuchungen dürften insofern von besonderem Interesse sein, weil die gehobene Wassermenge wirklich gemessen wird, weshalb die Durchführung eines solchen Versuches hier mitgeteilt werden soll. Aus der vorstehenden Tabelle folgt die indizierte Leistung der Dampfmaschine zu Ni = 83,39 PS, die indizierte Leistung der Pumpe zu Ni = 60,80 PS. Da die indizierte Pumpenleistung gleich der effektiven Dampfmaschinenleistung ist, so ergibt sich für den mechanischen Wirkungsgrad der Dampfmaschine der Wert \eta=\frac{60,80}{83,39}=0,73. Zur Berechnung des mechanischen Wirkungsgrades der Pumpe muß die effektive Pumpenarbeit bekannt sein; diese bestimmt sich aus der sekundlich gehobenen Wassermenge und aus der Förderhöhe. 2. Bestimmung der sekundlich gehobenen Wassermenge. Die in den Saugbrunnen fließenden Abwässer werden wie Fig. 3 zeigt, kurz vor der Einmündung des Hauptsammelkanals in den Brunnen durch einen Ueberfall mit seitlicher Einschnürung- von 1,00 m Breite gemessen. Zur Messung der Ueberfallhöe bezw. Strahldicke wurde etwa 3 m vor dem Ueberfall ein Schwimmer eingebaut. Legt man nun durch ein Nivellement eine Horizontale und mißt den Abstand h1 der Ueberfallblechkante und den Abstand h2 des Kanalwasserspiegels von dieser Horizontalen, so ergibt die Differenz (h1 – h2) dieser Abstände die augenblickliche Strahl dicke. Da die Strahl dicke sich entsprechend der durchfließenden Wassermenge ständig ändert, so mußte der Schwimmer während der ganzen Versuchsdauer beobachtet werden. Die Schwimmerablesungen geschahen alle fünf Minuten. Der Abstand h1 bleibt natürlich konstat, er betrug h1 = 4353 mm. h2 ist wie die Strahldicke veränderlich. Bei der Schwimmerablesung 379 mm wurde gemessen h2 = 4104 mm, so daß in diesem Augenblick die Strahldicke s = h1 – h2 = 4353 – 4104 = 249 mm war. Das Mittel aus allen Ablesungswerten für Schwimmerhöhe war 378 mm, so daß die mittlere Strahldicke betrug s = 249 – (379 – 378) = 248 mm. Nach Françis ist die sekundliche Wassermenge für einen Ueberfall Q=1,838\,(b-0,2\cdot h)\cdot h^{\frac{3}{2}}\mbox{ cbm} wo b = Ueberfallbreite in m = 1,00 m h = Strahl dicke im m = 0,248 m \begin{array}{rcl}Q&=&1,838\cdot (1,00-0,2\cdot 0,248)\cdot 0,248^{\frac{3}{2}}\\ &=&0,2165\mbox{ cbm/Sek.}\end{array} Würde nun die Pumpe genau so viel Wasser aus dem Brunnen herausholen, wie der Sammelkanal hineinspeist, so würde der Wasserspiegel im Brunnen sich nicht ändern. Diese Anpassungsfähigkeit besitzt die Pumpe natürlich nicht, sondern es ist der Aufmerksamkeit des Maschinisten überlassen, den Gang der Pumpe nach den jeweiligen Wasserverhältnissen zu regeln. Erforderlich ist daher die Beobachtung des Saugwasserspiegelstandes durch Schwimmer. Aus der Beobachtung ergrab sich zu Ende des Versuches ein um 439 mm höherer Wasserstand als zu Anfang. Die berechnete Wassermenge bedarf daher einer kleinen Korrektur. Der Brunnendurchmesser ist D = 12,00 m. Mithin ist die nicht gehobene Wassermenge 0,439\cdot \frac{\pi}{4}\cdot 12^2=57,1\mbox{ cbm,} und zwar für die ganze Versuchsdauer, welche 470 Minuten betrug; das sind für die Sekunde \frac{57,1}{61\cdot 470}=0,00205\mbox{ cbm.} Die wirklich gehobene Wassermenge beträgt daher nur    0,21650 cbm/Sek. – 0,00205 „ ––––––––––––––––– = 0,21445 cbm/Sek. 3. Bestimmung der mittleren Förderhöhe. Saug- und Druckhöhe wurden durch ein Nivellement festgelegt. Es wurden zwei Horizontalen vermessen, die erste Horizontale, von der im vorigen Abschnitt schon gesprochen wurde, außerhalb des Maschinengebäudes in Richtung des Hauptsammelkanals nach dem Gebäudeeingang zu, die zweite Horizontale im Maschinenhaus vom Gebäudeeingang nach der gegenüberliegenden Wand hin, wo der Hauptdruckwindkessel steht. Wie Fig. 3 zeigt, liegt die 1. Horizontale 56 mm tiefer als die 2. Horizontale im Maschinenraum. Mitte Pumpe liegt nun 507 mm unter der Horizontalen im Maschinenraum, also 507 – 56 = 451 mm unter der Horizontalen im Freien, welche bis zum Saugbrunnen geht und 1435 mm Abstand von der Oberkante der ⌶-Träger hat, die über dem Brunnen liegen. Bei der Schwimmeranzeige 548 mm des Brunnenschwimmers wurde die Entfernung zwischen Oberkante, Träger und Saugwasserspiegel zu 3130 mm ermittelt, so daß bei dieser Ablesung die Saughöhe 1435 + 3130 – 451 = 4114 mm war. Das Mittel aus allen Ablesungen des Brunnenschwimmers war 417 mm, woraus sich die mittlere Saughöhe zu hs = 4114 + (548 – 417) = 4245 mm      = 4,245 m ergibt. Die Druckhöhe setzt sich zusammen 1. aus der Wassersäulenhöhe, welche als Abstand des Wasserspiegels im Druckwindkessel von der Pumpenmitte gemessen wird und 2. aus der Wassersäulenhöhe, welche dem Manometerdruck im Windkessel entspricht. Die Wassersäulenhöhe im Druckwindkessel ist veränderlich und muß daher ständig gemessen werden. Zu dem Zweck wurde an dem Wasserstandsglas des Druckwindkessels, 325 mm unter der Horinzontalen im Maschinenraum, eine feste Marke angebracht und die veränderliche Wasserspiegelhöhe über dieser Marke alle zehn Minuten abgelesen. Die mittlere Ablesung betrug 260 mm, so daß der mittlere Wasserstand im Druckwindkessel Textabbildung Bd. 324, S. 325 Fig. 1. Uebersichtsplan der Druckrohrleitung und des Rieselfeldes. a Pumpstation, b Rieselgut Steinhof, c Standrohr. 325 – 260 = 65 mm unter der Horizontalen im Maschinenraum lag, welche 507 mm über Pumpenmitte steht. Der mittlere Wasserstand im Druckwindkessel liegt daher 507 – 65 = 442 mm über Mitte Pumpe. Die Windpressung im Druckwindkessel wurde an einem Quecksilbersteigrohr abgelesen und ergab einen Mittelwert von 9,87 m Wassersäule. Hiermit berechnet sich die mittlere Druckhöhe zu Textabbildung Bd. 324, S. 325 Fig. 2. Geodätisches Längenprofil der Druckleitung nach dem Rieselfeld. hd = 0,442 + 9,870 = 10,312 m und die mittlere Förderhöhe zu H = hs + hd     = 4,245 + 10,312     = 14,557 m 4. Bestimmung der effektiven Pumpenleistung und des gesamten mechanischen Wirkungsgrades der Maschinenanlage. Es bezeichne: Q = sekundliche Wassermenge in cbm H = Förderhöhe in m Ne = effektive Pumpenleistung in PS, dann ist: \begin{array}{rcl}N_e&=&\frac{1000\cdot Q\cdot H}{75}\,PS\\ &=&\frac{1000\cdot 0,21455\cdot 14,557}{75}\\ &=&41,70\mbox{ PS}.\end{array} Die indizierte Pumpenleistung war Ni = 60,80 PS, also ist der mechanische Wirkungsgrad der Pumpe \eta=\frac{41,70}{60,80}=0,69 und der gesamte mechanische Wirkungsgrad der Maschinenanlage \eta_s=\frac{41,70}{83,39}=0,50, wo Ni = 83,39 PS die indizierte Leistung der Dampfmaschine ist. Textabbildung Bd. 324, S. 326 Fig. 3. Die Wassermessung und Höhenbestimmung. 5. Bestimmung des Dampf- und Kohlenverbrauchs. Der Dampfverbrauch wurde durch Messung der Speisewassermenge bestimmt, indem das Speisewasser mit einem Injektor aus einem geeichten Meßgefäß abgesaugt wurde. Während der Versuchsdauer, von 9 Uhr morgens bis 4 Uhr 43 Min. nachmittags, also in 463 Minuten, wurden 6000 kg Wasser gespeist, das sind \frac{6000\cdot 60}{463}=778\mbox{ kg/St.} Zur Berechnung des Dampfverbrauchs der Maschine muß die Kondenswassermenge aus Dampfsammler und Rohrleitung in Abzug gebracht werden. Diese Wassermengen betrugen für den Dampfsammler 24,2 kg/St. für die Rohrleitung 53,1 „ –––––––––– in Summa 77,3 kg/St. Da diese Kondenswassermengen ohne Kühlschlange aus den Kondenstopfen abgezogen wurden, so verdampft ein Teil des unter Kesseldruck stehenden Wassers, das der Messung entgeht, sich aber wie folgt, berechnen läßt. Bezeichnet: g = gemessene Wassermenge in kg x = nicht gemessene Wassermenge, welche verdampft ist, in kg q = Flüssigkeitswärme des unter Dampfdruck stehenden Kondenswassers. so besteht zwischen Wärmeeinheit des Wassers vor und nach dem Austritt aus dem Kondenstopf die Gleichung: (g + x) . q = g . 100 + x . 637 wo 100 = Flüssigkeitswärme des Dampfes von 100° ist: x=g\cdot \frac{q-100}{637-q}. Der mittlere Dampfdruck war 8,5 Atm. abs., für welchen q = 174 ist. x=g \cdot \frac{174-100}{673-174}    = g . 0,16    = 77,3 . 0,16    = 12,4 kg/St. Zur Dampfmaschine gehen also stündlich: 778 – (77,3 + 12,4) = 778 – 89,7 = 688,3 kg und der spezifische Dampfverbrauch der Dampfmaschine ist \frac{688,3}{N_i}=\frac{688,3}{83,39}=8,26 kg/PSi u. St. Der Kohlenverbrauch betrug von 9 Uhr 3 Min. bis 4 Uhr 46 Min., also in 463 Min. 688 kg, das sind \frac{688,5\cdot 60}{463}=89\mbox{ kg/St.} 6. Bestimmung der Kesselanstrengung und des Gütegrades der Feuerung. Zur Dampferzeugung diente ein Zweiflammrohrkessel von 77,5 qm Heizfläche und 2,7 qm Rostfläche. Daraus ergibt sich: die Heizflächenbeanspruchung =\frac{778}{77,5}=10 kg/qm u. St. die Rostflächenbeanspruchung =\frac{89}{2,7}=33 kg/qm u. St. Die Verdampfungsziffer (roh) ist =\frac{778}{89,3}=8,72 mittlere Speisewassertemperatur = 12,3° mittlere Kesselspannung = 8,5 Atm. abs. Erzeugungswärme = (658,95 – 12,3) WE= 646,65 W.E. Verdampfungsziffer (reduziert) =8,73 \cdot \frac{646,65}{637}= 8,85 Zur Bestimmung des Gütegrades der Feuerung ist eine Heizwertbestimmung der verfeuerten Kohle erforderlich. Es wurden zu diesem Zweck von jeder abgewogenen Kohlenmenge Proben genommen. Der Heizwert der Durchschnittsprobe (Grube „Gottessegen“) wurde in der Bombe zu 7709 WE/kg ermittelt. \begin{array}{rcl}\mbox{Gütegrad der Feuerung}&=&\frac{\mbox{stündl. Speisewassergewicht mal Erzeugungswärme}}{\mbox{stündl. Kohlengewicht mal Heizwert}}\\ \eta&=&\frac{778\cdot 646,65}{89,3\cdot 7709}\\ &=&72,7\end{array} % 7. Bestimmung des wirtschaftlichen Wirkungsgrades (Nutzeffekt der Kohle). Es sollen in diesem Abschnitt die einzelnen Verlustquellen zahlenmäßig festgestellt werden. a) Kesselverlust: Der Gütegrad der Feuerung ist η = 0,727. Mithin gehen von 1 kg Kohle, das bei der Verbrennung 7709 WE entwickelt, nur 0,727 . 7709 = 5600 WE in den Dampf über, während 0,283 . 7709 = 2109 W.E. als Kesselverlust (27,3%) zu bezeichnen sind. b) Rohrverlust: Der Versuch ergab, daß von 778 kg Dampf/St. durch Kondensation in der Rohrleitung 89,7 kg/St. verloren gehen, das sind \frac{89,7}{778} \cdot 100=11,5 % der erzeugten Dampfmenge. Demnach gehen von den 5600 WE in der Rohrleitung 0,115 . 5600 = 640 WE verloren, während 0,885 . 5600 = 4960 WE in die Dampfmaschine eintreten. c) Verlust in der Dampfmaschine: Der Verlust in der Dampfmaschine ist ein zweifacher, indem erstens der thermische Wirkungsgrad und zweitens der mechanische Wirkungsgrad der Dampfmaschine zu berücksichtigten ist. 1.Der thermische Wirkungsgrad. Die Dampfmaschine verbraucht nach den Messungen 8,26 kg Dampf von 8,4 Atm. abs. Spg. für die indizierte Pferdestunde. Für 8,4 Atm. abs. ist die Gesamtwärme γ = 658 WE, so daß für eine indizierte Pferdestunde ein Wärmeaufwand von 8,26 . 658 = 5440 WE erforderlich ist. Der theoretische Wärmewert einer Pferdestunde ist 637 W.E. Der thermische Wirkungsgrad ist daher: \eta_t=\frac{637}{5440}=0,117 d.h. von den 4960 WE, welche zur Maschine gelangen, werden nur 0,117 . 4960 = 580 WE in indizierte Arbeit umgesetzt. Der Rest von 0,883 . 4960 = 4380 WE geht verloren. 2.Der mechanische Wirkungsgrad: Dieser ist nach der früheren Berechnung η = 0,73, mithin werden von den 580 an den Kolben abgegebenen Wärmeeinheiten nur 0,73 . 580 = 423 WE in effektive Arbeit umgesetzt, während 0,27 . 580 = 157 WE durch Reibung in der Dampfmaschine verloren gehen. d) Verlust in der Pumpe: Der mechanische Wirkungsgrad der Pumpe ist η = 0,69 In nutzbare Pumpenarbeit werden also von den 423 zur Pumpe kommenden Wärme-Einheiten nur 0,69 . 423 = 290 WE umgesetzt. Der Rest von 0,31 . 423 = 133 WE geht durch Reibung innerhalb der Pumpe verloren. Die Rechnung ergibt daher für den Nutzeffekt der Kohle den Betrag von \frac{290 \cdot 100}{7709}=3,76 % denn von den durch die Verbrennung von 1 kg- Kohle entstandenen 7709 WE werden nur 290 WE in nutzbare Pumpenarbeit umgesetzt. Die einzelnen Verluste sind in Fig. 4 graphisch wiedergegeben, und zwar in v.H. der in 1 kg Kohle zur Verfügung stehenden Wärmemenge. Textabbildung Bd. 324, S. 327 Fig. 4. Graphische Darstellung der Wärmeverluste und der Nutzarbeit; A Wärmewert von 1 kg Kohle; B Dampfkesselverlust 2199 WE; C Rohrleitungsverlust 640 WE; D Wärmeverlust in der Dampfmaschine 4380 WE; E Mechanischer Verlust in der Dampfmaschine 157 WE; F Mechanischer Verlust in der Pumpe 133 WE; G Nutzarbeit der Kohle 290 WE Die einzelnen Beträge lassen sich auch in folgender Wärmebilanz zusammenstellen: Soll. Haben. Wärmewert von 1 kg    Kohle =    100,0% Dampfkesselverlust  =  27,3 %Rohrverlust              =    8,3 „Wärmeverlust in der    Dampfmaschine   =  57,0 „Mechan. Verlust i.d.    Dampfmaschine   =    2,0 „Mechan. Verlust i.d.    Pumpe                =    1,7 „Nutzarbeit d. Pumpe =   3,7 „ 100,0% 100,0 % (Schluß folgt.)