Künstliche Zuganlagen. Von Regierungsbaumeister a. D. Max Samter. SAMTER, Künstliche Zuganlagen. Ueber die Zweckmäßigkeit der Verwendung des künstlichen Zuges in den Kraftzentralen und industriellen Anlagen sind bis zum heutigen Tage noch die Ansichten der Fachleute geteilt. Es erscheint daher angebracht, zumal in der Literatur nur ganz vereinzelt gründlichere Abhandlungen über das vorliegende Gebiet zu finden sind, über die verschiedenen Systeme und ihre Anwendungsmöglichkeit das Notwendige zu sagen und durch ein umfangreicheres Rechnungsbeispiel, das praktischen Betriebsverhältnissen entnommen ist, zu ergänzen. Bei den sogenannten Unterwindfeuerungen wird vor dem Kessel ein Ventilator aufgestellt, der in den möglichst dicht geschlossenen Aschenfall Luft hineindrückt, so daß diese durch die Rostspalten strömt und die Verbrennung unterhält. Dem Gebläse fällt somit die Aufgabe zu, den natürlichen Zug des vorhandenen Schornsteins dadurch zu unterstützen, daß es die Rostwiderstände überwindet, die je nach der Brennstoffart mehr oder weniger beträchtlich sein können. Der Unterwind ist daher insbesondere dort am Platze, wo stark schlackende, minderwertigere Brennstoffe verfeuert werden, oder Kohlenarten, die in hoher Schicht aufgebracht werden müssen. Aber auch bei Verwendung guter Kohle erweist sich der Unter wind als zweckmäßig, da ja naturgemäß durch die kräftigere Luftzufuhr die Verbrennung lebhafter gestaltet, die sogenannte Rostanstrengung erhöht und die Leistungsfähigkeit des Kessels vergrößert wird; auch liegt auf der Hand, daß bei Vorschaltung des mechanischen Betriebes die Schornsteinhöhe niedriger gehalten werden kann, als bei rein natürlichem Zug, weil derselbe nicht die Ueberwindung der Rostwiderstände zu übernehmen hat. Bei Erweiterung einer Kesselanlage oder Verbesserung der Leistungsfähigkeit derselben, z. B. durch Einbau eines Rauchgas- oder Luft-Vorwärmers, macht sich sehr häufig der Uebelstand bemerkbar, daß der vorhandene Schornstein sowohl eine zu geringe Höhe besitzt als auch einen zu kleinen Querschnitt, um die erforderliche Zugstärke am Fuß des Kamins zu gewährleisten. Durch die vermehrten Rauchgasmengen, die pro Sekunde den Querschnitt durchströmen müssen, wird die sekundliche Geschwindigkeit, die unter normalen Verhältnissen 4 bis 6 m betragen darf, erhöht, und demzufolge wachsen auch die dynamischen Widerstände auf Kosten des statischen Unterdrucks, der am Kaminfuß benötigt wird. Auch ist zu bedenken, daß bei Einschaltung eines Rauchgasvorwärmers die Zugstärke sowohl durch die Vermehrung des Widerstandes als auch durch die notwendige Temperaturerniedrigung verringert wird. In häufigen Fällen hilft man sich, falls es sich um eine Vergrößerung der Zugstärke von etwa 3 bis 5 mmW.S. handelt, durch Vergrößerung der Schornsteinhöhe. Textabbildung Bd. 342, S. 145 Abb. 1. Eine eigenartige Konstruktion, die in den letzten Jahren vielfach Anwendung findet, wird durch Abb. 1 wiedergegeben, den „Schwendilator“-Kaminaufsatz der Firma Josef Schwend & Co., Baden-Baden. Durch denselben wird nach Angaben der Firma nicht nur die Zugstärke um mindestens 3 mm erhöht, sondern auch das Zurückstauen der Rauchgase bei starkem Wind und das Erhitzen des oberen Kaminteils bei Sonnenschein dadurch verhindert, daß durch die steilen, jalousieartigen Wandungen stets eine aufsteigende Luftzirkulation hervorgerufen wird. Falls jedoch der Mauerwerksquerschnitt eine wesentliche Mehrbelastung nicht verträgt, oder die Tragfähigkeit des Bodens gering ist, greift man in der Regel zu einem anderen, wesentlich wirksameren Mittel, dem Zugverstärker. Wie die Abb. 2 erkennen läßt, werden die den Fuchs durchströmenden Abgase von einem Ventilator angesaugt und mittels eines sich erweiternden Anschlußrohres in den Kamin geführt. Da der Ventilator mechanisch angetrieben wird und somit Stromkosten verursacht, die bei kleineren Anlagen naturgemäß mehr ins Gewicht fallen, als bei größeren, wird es zweckmäßig sein, den Zugverstärker nur bei angestrengtem Betrieb einzuschalten; bei normaler Belastung hingegen arbeitet die Kesselanlage nach Umschalten einer im Fuchs vor dem Zugverstärker befindlichen Klappe und Abschluß des Verbindungsrohres nach dem Kamin mit natürlichem Zug. Wenn derartige Anlagen in vereinzelten Fällen nicht den erhofften Erfolg bringen, so ist dies, ganz abgesehen von der falschen Bemessung des Ventilators, darauf zurückzuführen, daß dem natürlichen Auftrieb der Gase im Kamin eine zu hohe Bedeutung beigemessen wird, während bei einer Geschwindigkeit der Rauchgase von 10 m und mehr pro Sekunde die dynamische Druckhöhe sowie auch der Reibungswiderstand eine beträchtliche Zunahme erfahren. Textabbildung Bd. 342, S. 146 Abb. 2. Eigentliche Saugzuganlagen, die man bis vor kurzem noch als einen Notbehelf ansah, sind in der heutigen Zeit, wo das Bestreben vorherrscht, auch minderwertige Kohlen, wie z.B. die Rohbraunkohle, zu verwenden, zu einem notwendigen Bestandteil der Kraftzentrale geworden. Der neuzeitliche Hochleistungskessel mit einer Spitzenbelastung bis zu 60 kg pro qm Heizfläche und St. bedingt vielfach Zugstärken von 50 bis 75 mmWS, für die nur Schornsteine von bisher ungewohnter Höhe ausreichen würden. Man vergegenwärtige sich, welche Schornsteinhöhe z.B. bei einer verlangten Zugstärke von 65 mm erforderlich wird. Dieselbe kann angenähert aus der Formel Z = H (γl–γg) berechnet werden, in welcher Z die Zugstärke in mmWS, H die Schornsteinhöhe in m, γl das spezifische Gewicht der Luft und γg das der Rauchgase im Kamin bedeutet. Rechnet man mit einer Sommertemperatur der Außenluft von 20° C, einer mittleren Rauchgastemperatur von 150° C, die bedingt ist durch Einschaltung von Rauchgas- und Luft-Vorwärmern, so ergibt sich für γg = 1,28 (bei 0° C und 760 mm Barom.) die Gleichung H=\frac{Z}{\gamma_l-\gamma_g}=\frac{65}{1,205-0,825}=171\mbox{ m}! Gegen den Bau derartig hoher Schornsteine sprechen – abgesehen von den hohen Baukosten des eigentlichen Schornsteins – zumeist die beschränkten Raumverhältnisse und die bei schlechtem Baugrund notwendigen, sehr teuren Fundierungs-arbeiten. Bei dem indirekten Saugzug, der heute nur noch in vereinzelten Fällen gebaut wird, erfolgt die Absaugung der Rauchgase nicht unmittelbar durch den Ventilator, sondern durch eine in den eisernen Kamin eingebaute Düse; dadurch, daß der vom Ventilator erzeugte Luftstrom zentral in den Kamin geblasen wird, wird in demselben ein Unterdruck erzeugt, so daß die Rauchgase infolge der ejektorartigen Wirkung abgesaugt werden. Vorteilhaft ist der indirekte Saugzug insofern, als die Rauchgase nicht durch den Ventilator strömen und somit auch ganz hohe Temperaturen keinen Hinderungsgrund für seine Verwendung bilden. Gegen seine Verwendung spricht in erster Linie der hohe Energiebedarf, der ungefähr 1,5 bis 2% von der gesamten erzeugten Maschinenleistung beträgt, während der Energiebedarf für den direkten Saugzug 0,6 bis 1% der Maschinenleistung ausmacht. Bei dem letztgenannten werden (s. Abb. 3) die Rauchgase durch den Ventilator angesaugt und in den eisernen Kamin ausgeblasen. Die erwähnte Abbildung zeigt eine Anlage, bei welcher die Rauchgase von zwei Kesseln durch einen gemeinsamen Kamin geleitet werden, derart, daß ein Ventilator für das Absaugen der Rauchgase aus einem Kessel ausreichend bemessen ist. Der nachstehend durchgeführten Berechnung liegen folgende Werte zugrunde: Die direkt wirkende Saugzuganlage ist für zwei Kessel von je 500 qm Heizfläche zu bemessen. Die Dampferzeugung in kg pro qm Heizfläche und Stunde beträgt: normal: 30; max. dauernd: 40; max. vorübergehend: 48. Die verwendete oberschlesische Steinkohle hat folgende Zusammensetzung: C = 73%; H = 4,5%; O + N = 10%; S = 1%; W = 3,8%; Asche = 7,7%. Der Gesamtwirkungsgrad der Kesselanlage ist bei den verschiedenen Belastungen zu η = 0,82; 0,80; 0,78 anzunehmen. Die Kessel arbeiten mit 30 atü, erzeugen überhitzten Dampf von 350°; das Speisewasser tritt mit 30° in den Rauchgasvorwärmer. Die erforderlichen Zugstärken sind: 30, 36, 42 mm. Die Temperaturen der Rauchgase am Fuß des Kamins: 160°; 185°; 210°. Textabbildung Bd. 342, S. 147 Abb. 3. Es ergeben sich hiernach folgende Werte: 1. Heizwert der Kohle mit Hilfe der Verbandsformel: h=8100\,\cdot\,C+29000\,\left(H-\frac{O}{8}\right)+2500\,\cdot\,S -600\,\cdot\,W=8100\,\cdot\,0,73+29000\,\left(0,045-\frac{0,09}{8}\right)+2500\,\cdot\,0,01-600\,\cdot\,0,038=5910+985+2,2=6897,2\,\sim\,6900\mbox{ kcal}. 2. Wärmeinhalt des Dampfes: i = 745,4. 3. Stündlich zu erzeugende Dampfmengen D gemäß vorstehenden Angaben: normal 500 . 30 = 15000 kg; max. dauernd: 500 . 40 = 20000 kg; max. vorübergehend: 500 . 48 = 24000 kg. 4. Zugehörige Verdampfungsziffern: x_1=\frac{0,82\,\cdot\,6900}{745,4-30}=7,9; x_2=\frac{0,80\,\cdot\,6900}{715,4}=7,75; x_3=\frac{0,78\,\cdot\,6900}{715,4}=7,5. 5. Brennstoffmengen: B_1=\frac{15000}{7,9}=1900\mbox{ kg}; B_2=\frac{20000}{7,75}=2600\mbox{ kg}; B_3=\frac{24000}{7,5}=3200\mbox{ kg}. 6. Theoretische trockene Gasmenge (nach Nuber, Wärmetechnische Berechnung der Feuerungs- und Dampfkessel-Anlagen): G=8,98\,\cdot\,C+20,96\,\left(H-\frac{O}{8}\right)+3,33\,\cdot\,S+0,797\,\cdot\,N=8,98\,\cdot\,0,73+20,96\,\cdot\,0,034+3,33\,\cdot\,0,01+0,797\,\cdot\,0,01=6,55+0,712+0,0333+0,00797=7,303\mbox{ cbm} (bezogen auf 0° und 760 mm Barom.). 7. Erforderlicher Luftüberschuß, angenommen zu ü = 1,5 bis 1,7. 8. Theoretischer Kohlensäuregehalt: k_{\mbox{max}}=\frac{1,865\,\cdot\,C}{G}=\frac{1,865\,\cdot\,0,73}{7,303}=0,1865 oder 18,65 %. 9. Wirklicher Kohlensäuregehalt: k_1=\frac{k_{\mbox{max}}}{ü}=\frac{18,65}{1,5}=12,4%; k_2=\frac{18,65}{1,6}=11,7%; k_3=\frac{18,65}{1,7}=11,0%. 10. Wirkliche Gasmengen (in cbm pro kg Brennstoff bei 0° und 760 mm Barom.): G_1=\frac{1,865\,\cdot\,C}{k_1}+\frac{9\,\cdot\,H+W}{0,804}=\frac{1,865\,\cdot\,0,73}{0,124}+\frac{9\,\cdot\,0,045+0,038}{0,804}=\sim\,11,0+0,55=11,55\mbox{ cbm}; G_2=\frac{1,865\,\cdot\,0,73}{0,117}+0,55=11,6+0,55=12,15\mbox{ cbm}; G_3=\frac{1,865\,\cdot\,0,73}{0,11}+0,55=12,4+0,55=12,95\mbox{ cbm}. 11. Von jedem Ventilator abzusaugende Gasmenge: V_1=\frac{(1+\alpha\,t_1)\,\cdot\,B_1\,\cdot\,G_1}{60\,\cdot\,60}=\frac{\left(1+\frac{1}{273}\,\cdot\,160\right)\,\cdot\,1900\,\cdot\,11,55}{3600}=\frac{34600}{3600}=9,65\mbox{ cbm}/\mbox{sek}; V_2=\frac{1,68\,\cdot\,2600\,\cdot\,12,15}{3600}=\frac{53000}{3600}=14,7\mbox{ m}/\mbox{sek}; V_3=\frac{1,77\,\cdot\,3200\,\cdot\,12,95}{3600}=\frac{73700}{3600}=20,5\mbox{ m}/\mbox{sek}. Das spezifische Gewicht des Rauchgases ist γ0 = 1,35 (0°/760 mm). Hieraus ergeben sich für die verschiedenen Temperaturen die Werte γ1 = 0,86; γ2 = 0,81; γ3 = 0,765. Bezüglich des einzubauenden Ventilators sei bemerkt, daß der sorgfältig vorgehende Saugzugkonstrukteur selbstverständlich nur Flügelräder auswählen wird, deren Eigenschaften, was manometrischen und mechanischen Wirkungsgrad bei den verschiedenen Belastungen anbelangt, durch zuverlässige Versuche auf dem Prüfstand festgelegt sind. Auf Grund dieser Versuche wurden für jede Type Kurven gezeichnet, aus denen man in sehr einfacher Weise die für den Betrieb notwendigen Daten, wie den Energieverbrauch an der Welle sowie die entsprechende Umlaufszahl bei den verschiedenen abzusaugenden Fördermengen errechnen kann. Grundlegend für derartige Berechnungen ist die Einführung der sogenannten gleichwertigen Düse, welche denselben Widerstand erzeugt, wie eine angeschlossene Leitung (s. hierüber u.a. Zentrifugal-Ventilatoren, von E. Gronwald, Verlag Julius Springer). Bedeutet F den Querschnitt einer Leitung, w die Geschwindigkeit des hindurch strömenden Gases, so ist die sekundlich theoretisch durch den Querschnitt strömende Gasmenge: V0 = F . w; da h=\frac{w^2}{2\,g}\,\cdot\,\gamma ist und somit w=\sqrt{\frac{2\,g\,\cdot\,h}{\gamma}}, so wird V_0=F\,\sqrt{\frac{h\,\cdot\,2\,g}{\gamma}} oder =F\,\sqrt{\frac{h_g\,\cdot\,2\,g}{\gamma}}, wenn man statt h den Gesamtdruckunterschied hg einführt, der sich aus dem statischen und dynamischen zusammensetzt. Die wirklich den Leitungsquerschnitt in der Sekunde durchfließende Gasmenge ist mit Einführung eines Erfahrungswerts μ V=\mu\,\cdot\,F\,\sqrt{\frac{h_g\,\cdot\,2\,g}{\gamma}}; wird statt F der Ausdruck A0 als Bezeichnung der gleichwertigen Oeffnung gesetzt, so wird A_0=\frac{V}{\mu}\,\sqrt{\frac{\gamma}{h_g\,\cdot\,2\,g}}; für den allgemeinen Ventilatorenbau ist μ = 1 vorgeschlagen worden, welcher Wert dem Durchfluß durch eine vollkommen abgerundete Düse entspricht, d.h.: 1. A=V\,\sqrt{\frac{\gamma}{h_g\,\cdot\,2\,g}} Bei vollkommen freiem Ausblasquerschnitt Fa ist A = Fa; bei geschlossenem Ausblas ist A = 0. Man bezeichnet ferner als Lieferziffer das Verhältnis: 2. \varphi=\frac{\mbox{Wirkliche Lieferungsmenge}}{\mbox{Größte theoret. mögliche Lieferungsmenge}}=\frac{V}{F_a\,\cdot\,u}, worin u die Umfangsgeschwindigkeit, beim folgenden Rechnungsgang am Umfang des Saug-Querschnitts bedeutet. Unter Druckziffer versteht man das Verhältnis: 3. \psi=\frac{h_g}{\frac{u^2\,8}{2\,g}}=\frac{\mbox{Wirkliche Gesamtdruckhöhe}}{\mbox{Theoretisch erreichbare Druckhöhe}} Aus Gleichung 3 folgt u^2=\frac{h_g\,\cdot\,2\,g}{\psi\,\cdot\,\gamma}; weiter ist die Leistuhgsziffer: 4. \lambda=\frac{\mbox{Wirkliche Leistung}}{\mbox{Theoretisch mögliche Leistung}}=\frac{L_{eff}}{L_{th.}} Der Energiebedarf für den Betrieb eines Ventilators ist: 5. L_{eff}=\frac{V\,\cdot\,h_g}{\eta} (in mkg/sek) bzw.: 5a. N=\frac{V\,\cdot\,h_g}{75\,\cdot\,\eta} (in PS). Da die theoretisch mögliche Leistung: 6. L_{th}=F_a\,\cdot\,u\,\cdot\,\frac{u^2\,\cdot\,\gamma}{2\,g}=F_a\,\cdot\,\frac{u^3\,\cdot\,\gamma}{2\,g} ist, so wird \lambda=\frac{V\,\cdot\,h_g\,\cdot\,2\,g}{\eta\,\cdot\,F_a\,\cdot\,u^3\,\cdot\,\gamma}; führt man für \frac{V}{F_a\,\cdot\,u} die Größe φ und für \frac{h_g\,\cdot\,2\,g}{u^2\,\cdot\,\gamma} die Druckziffer Ψ ein, so erhält man für λ den einfachen Zusammenhang: 7. \lambda=\frac{\varphi\,\cdot\,\psi}{\eta}. Aus Gleichung 5 bzw. 5a folgt auch: 8. L_{eff}=\frac{\lambda\,\cdot\,F_a\,\cdot\,u^3\,\cdot\,\gamma}{2\,g} [mkg/sek] bzw. 8a. N_{eff}=\frac{\lambda\,\cdot\,F_a\,\cdot\,u^3\,\cdot\,\gamma}{2\,g\,\cdot\,75} [PS]. Für die verschiedenen Werte \frac{A}{F_a} werden nunmehr für den Ventilator Kurven für Ψ, φ und η auf Grund der praktischen Ergebnisse gezeichnet, mit deren Hilfe dann die anderen wichtigen Daten rasch ermittelt werden können. Im vorliegenden Falle ergab sich ein Flügelrad mit einem Ansaugdurchmesser D8 = 1100 mm und einem Ausblasquerschnitt Fa = 0,81 m2. Unter Benutzung der vorstehend entwickelten Formeln erhält man: a) z = 30 mm; w=\frac{9,65}{0,81}=11,9\mbox{ m}/\mbox{sek}; h_{dym.}=\frac{w^2}{2\,g}\,\cdot\,\gamma=\frac{11,9^2}{19,62}\,\cdot\,0,86=6,2\mbox{ mm}; hst + hdyn = 30 + 6,2 = 36,2 mm; A=9,65\,\sqrt{\frac{0,86}{36,2\,\cdot\,19,62}}=0,335; \frac{A}{F_a}=\frac{0,335}{0,81}=0,415. Diesem Wert entsprechen: Ψ = 2,39; φ = 0,615; η = 0,685; λ = 2,15. Ferner ist: u^2=\frac{h_g\,\cdot\,2\,g}{\psi\,\cdot\,\gamma}=\frac{36,2\,\cdot\,19,62}{2,39\,\cdot\,0,86}=346; u = 18,6 m/sek; oder u=\frac{V}{\varphi\,\cdot\,F_a}=\frac{9,65}{0,615\,\cdot\,0,81}=19,4\mbox{ m}/\mbox{sek.} Gewählt wird der größere Wert. Hieraus folgt die Umdrehungszahl: n=\frac{18,4\,\cdot\,60}{1,1\,\cdot\,\pi}=335 Leistung N_{eff}=\frac{2,15\,\cdot\,0,81\,\cdot\,0,86\,\cdot\,7300}{75\,\cdot\,19,62}=7,45\mbox{ PS} (s. Gleichung 8a). b) z = 36 mm; w=\frac{14,7}{0,81}=18,2\mbox{ m}/\mbox{sek}; h_{dvn}=\frac{18,2^2}{19,62}\,\cdot\,0,81=13,7\mbox{ mm}; hg = 36 + 13,7 = 49,7 mm ~ 50 mm; A=14,7\,\sqrt{\frac{0,81}{50\,\cdot\,19,62}}=14,7\,\cdot\,0,0287=0,42; \frac{A}{F_a}=\frac{0,42}{0,81}=0,52; diesem Wert entsprechen: Ψ = 2,43; φ = 0,795; η = 0,7; λ = 2,77; u^2=\frac{50\,\cdot\,19,62}{2,43\,\cdot\,0,81}=500;\ u=22,4\mbox{ m}/\mbox{sek} oder u=\frac{14,7}{0,795\,\cdot\,0,81}=\frac{14,7}{0,642}=22,9\mbox{ m}/\mbox{sek.} Umdrehungszahl: n=\frac{22,9\,\cdot\,60}{1,1\,\cdot\,\pi}=398. Energiebedarf an der Welle: N_{eff}=\frac{2,77\,\cdot\,0,81\,\cdot\,0,765\,\cdot\,12100}{75\,\cdot\,19,62}=14,0\mbox{ PS}; oder auch N_{eff}=\frac{14,7\,\cdot\,50}{75\,\cdot\,0,7}=14,0\mbox{ PS}. c) z = 42 mm (Spitzenleistung); w=\frac{20,5}{0,81}=25,3\mbox{ m}/\mbox{sek}; h_{dyn}=\frac{25,3^2}{19,62}\,\cdot\,0,765=25\mbox{ mm}; hst + hdyn = 42 + 25 = 67 mm; A=20,5\,\sqrt{\frac{0,765}{67\,\cdot\,19,62}}=20,5\,\cdot\,0,0241=0,495; \frac{A}{F_a}=\frac{0,495}{0,81}=0,612; Ψ = 2,41; φ = 0,93; η = 0,675; λ = 3,33; u^2=\frac{h_g\,\cdot\,2\,g}{\psi\,\cdot\,\gamma}=\frac{67\,\cdot\,19,62}{2,41\,\cdot\,0,765}=7,15; u = 26,8 m/sek. Oder u=\frac{20,5}{0,93\,\cdot\,0,81}=27,2\mbox{ m}/\mbox{sek}; Umdrehungszahl: n=\frac{27,2\,\cdot\,60}{1,1\,\cdot\,\pi}=473; N_{eff}=\frac{3,33\,\cdot\,0,81\,\cdot\,0,765\,\cdot\,20150}{75\,\cdot\,19,62}=28,2\mbox{ PS}; oder N_{eff}=\frac{20,5\,\cdot\,69}{75\,\cdot\,0,675}=28,0\mbox{ PS}. Die größte Umlaufszahl n = 473 entspricht ziemlich genau der Belastungszahl 470 bei einer Drehstromleerlaufszahl 500; der Ventilator kann daher auch bei vorhandenem Drehstrom durch den Motor unter Einschaltung einer elastischen Kupplung direkt angetrieben werden. Der Motor ist zu etwa 32 PS zu wählen; ferner ist bei Drehstrom für Herabregulierung der Umlaufszahl um 25 bis 30% zu sorgen. Die wesentlichsten Zahlenwerte sind der Uebersicht halber nachstehend tabellarisch zusammengestellt worden. Dampf-mengekg/St Brenn-stoff-mengekg/St Abgas-tempera-tur CO2-Gehalt 0/0 Zug-stärke inmmW.S. Spezif.GewichtderAbgabe Energie-bedarfan derWelle Umdreh-ungszahlpro Min. Motor 15000 1900 160° 12,4 30 0,86    7,45 PS 335 32 PS 20000 2600 185° 11,7 36 0,81 14,0    „ 398 24000 3200 210° 11,0 42   0,765 28,2    „ 473