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Biblioteka Politechmki Krakowskiej

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Die

Kontrolle des Dampfkesselbetriebes

in Bezug auf

Wärmeerzeugung und Wärme Verwendung.

Von

Paul Fuchs,

Ingenieur der Berliner Blektriciiäts-Werke.

Mit 16 in den Text gedruckten Figuren.

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Berlin.

Verlag von Julius Springer. 1903.

Alle Rechte, insbesondere das der Übersetzung in fremde Sprachen, Vorbehalten.

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Vorwort.

Inhalts-Verzeichnis.

Die Wärmeerzeugung.

yf

Die Wärmeverwendung.

Die Kontrolle des Dampfkesselbetriebes.

Vorwort.

Die Aufgaben, welche sich für die Ausbildung einer erschöpfenden Kontrolle des Dampfkesselbetriebes sowohl in Bezug auf die Wärmeerzeugung als auch die AVärme-verwendung ergeben, sind in dieser kleinen Schrift sachlich geordnet zusammengestellt. Die Lösung derselben ist aus seit Jahren angestellten speziellen Beobachtungen abzuleiten versucht, welche oftmals eine gänzliche Umkehrung überlieferter Anschauungen mit sich gebracht haben.

Bei der Abfassung dieser Arbeit ist die scharfe Trennung der gesetzmäßigen Beziehungen des Wärmegebers von denen des Wärmeaufnehmers durchzuführen versucht, ein Verfahren, welches zwar für einen klaren Einblick der vielfach in einander laufenden Verhältnisse bei der Dampferzeugung absolut nötig ist, immerhin jedoch zur Zeit mancherlei mangelnder Erkenntnis wegen noch vielfache Lücken aufweist.

Möge diese Schrift dem Betriebsführer von Dampferzeugungsanlagen einen Wegweiser abgeben zur Erkenntnis und zur Verwendung von Methoden, welche zu einer rationellen Ausnutzung seiner Betriebsmittel führen.

Es sei mir ferner an dieser Stelle gestattet, meinem Chef, Herrn Ingenieur L. Datterer, Direktor der Berliner Elektrizitäts-Werke, meinen besten Dank auszusprechen für die Förderung und Unterstützung, welche derselbe den hier mitgeteilten Versuchen an gedeihen ließ.

Berlin, April 1903.

Der Verfasser.

Inhalts-Verzeichnis.

I. Teil.

Seite

Die Wärmeerzeugung.

1.    Die Wärmeentbindung beim Oxydations-(Verbrennungs)-Prozeß und

Ol CO h-*-

11

CO to    b-*-

^ to    ^

die resultierenden Wärmemengen...........

2.    Der Oxydationsprozeß und die notwendige Luftmenge ....

3.    Der Luftüberschuß und die Ermittlung desselben......

4.    Die Zusammensetzung der gebildeten Rauchgase dem Gewichte

nach und der Wärmewert derselben..........

5.    Die Ermittlung der dynamischen Effekte bei der Luftansaugung

und die Verwertung zur Bestimmung der Menge des abfließenden Gasquantums................

6.    Die Beziehungen der einzelnen Komponenten der Brennstoffe zum

Betriebswert derselben...............

7.    Der Nutzeffekt des Feuerungsprozesses.........

II. Teil.

Die Wärmeverwendung.

8.    Die Wärmeaufnahmefähigkeit und der Nutzeffekt der Dampf

34

kesselheizfläche .................

40

9.    Die laufende Ermittlung der Heizflächen-Belastung.....

10.    Die Verteilung der Wärmemenge innerhalb der Heizfläche und

45

die Wärmebilanz der Dampfkesselanlage........

11.    Der Nutzeffekt und der Wärmedurchgang an Dampfüberhitzer

47

heizflächen ...................

12.    Der Nutzeffekt und der Wärmedurchgang an Vorwärmerheizflächen 54

III. Teil.

Die Kontrolle des Dampfkesselbetriebes.

13.    Die zur Dampfbetriebskontrolle notwendigen Instrumente ...    57

65

14.    Methoden zur laufenden Brennstoffuntersuchung......

15.    Die laufende Kontrolle des Feuerungsprozesses und der Belastung

der Dampferzeugungsanlage.............

■

\

I. Teil.

Die Wärmeerzeugung.

1. Die Wärmeentbindung beim Oxydations-(Verbrennungs)-Prozeß und die resultierenden Wärmemengen.

Die Oxydierung eines Brennstoffes bezweckt die Entbindung beziehungsweise Nutzbarmachung der in Wärme zum Ausdruck kommenden chemischen Reaktionsarbeit, welche in Wärmeeinheiten (W. E.) ausgedrückt wird; das Oxydationsmittel gibt der in der atmosphärischen Luft vorhandene freie Sauerstoff ab, welcher dem Gewichte nach bei trockener Luft ca. 23,23 und dem Volumen nach 20,96 vom Hundert ausmacht.

Die Wärme gebenden Substanzen der Brennstoffe sind

V erbr ennungswärme

für 1 kg

= 8 088 W. E.

1.    der Kohlenstoff, C,

= 33 789 W. E.

2.    der Wasserstoff, H,

3.    der verbrennliche Anteil des Schwefels, S, = 2 230 W. E.;

jedoch kommt nur jener Anteil von Wasserstoff zur Wärmeerzeugung in Betracht, welcher nach Bindung sämtlichen Sauerstoffs gemäß der Zusammensetzung des Wassers (H₂ 0) als Reaktionsprodukt verbleibt und als „disponibler Wasserstoff“,

(h-°)

gleich

in Rechnung gesetzt wird.

Die mannigfaltigen hierhergehörigen Reaktionen, bei welchen als Endresultat Energie in Form von Wärme frei wird, sind kurz zusammengestellt folgende:

Fuchs.

(Wärmemengen für je 1 Gramm-Molekül Substanz.) 8088 • 11,91J)

= 4- 96,33 W. E.

c + o₂ = co₂ =

1000

c + o = CO =

2464 • 11,91

1000

= 4- 29,34 W. E.

H₂ 4- 0 = H₂ 0 =

33 789 • 2

1000

= 4- 67,58 W. E.

Durch Umformung dieser Hauptreaktions-Gleichungen lassen sich die in den einzelnen Feuerungsprozessen vor sich gehenden Umsetzungen darstellen, z. B.:

Gewöhnlicher Planrostbetrieb mit vollkommener Verbrennung. C + O    = CO

CO + O    = C0₂

= + 29,34 W. E. )

= + 66,99 W. E. J Desgh, jedoch mit Zerlegung von Wasserdampf.

C + H₂ O = CO + H₂ =— 38,24 W. E. i

- + 66,99 W. E. 2 = 4- 96,33 W. E. = 4- 67,58 W. E. J C + 2 H₂ O = C0₂ + 2H = — 38,83 W. E. j = 2HoO

2 = 4- 96,33 W. E.

CO + o = co₂

- h₂o

h₂ + o

2H + 0₂

= 4- 135,16 W. E. j

2 = 4- 96,33 W. E.

ferner

C + C0₂    = 2 CO

— 37,65 W. E. u. s. w.

Der aus der Verbrennung des Wasserstoffs resultierende Wasserdampf kann nun entweder zu flüssigem Wasser kondensieren oder dampfförmig verbleiben. Beim Kondensieren jedoch gibt derselbe seine latente Verdampfungswärme mit ab, während im dampfförmigen Zustand letztere gebunden bleibt.

1 kg Wasserstoff zu flüssigem Wasser von 0° C. verbrannt gibt ca. 34 470 W. E.

Das gleiche Quantum zu dampfförmig verbleibendem Wasser von 20° C. verbrannt, würde folgenden Wärmewert geben:

1 kg H zu H, O verbrannt erzeugt

8,98 kg Wasser

Gesamtwärme A des Wassers bei +20° C. pro 1 kg =    612,600 W. E.

20,010 -

Flüssigkeitswärme q des Wassers bei +20° C. pro 1 kg =.-

Latente Verdampfungswärme r = (A — q) pro 1 kg =    592,590 W. E.

x) 8088 = Verbrennungswärme pro 1 kg; 11,91 = Molekulargewicht.

Gesamte latente Verdampfungswärme des bei der Verbrennung von 1 kg H sich bildenden Wasserdampfes von 20° C. (592,590 • 8,98) —

5321 W. E.

Mithin gibt 1 kg H zu. H₃ 0 dampfförmig von 20° C. verbrannt (34 470 — 5321) = 29 149 W. E.

Abgerundet setzt man hierfür den Wert 29 000 W. E. ein.

Sämtliche Heizwertsbestimmungen werden nur unter Verhältnissen ausgeführt, bei welchen der aus der Verbrennung resultierende Wasserdampf zu flüssigem Wasser kondensiert wird. Da nun aber der Wasserdampf in den Feuerungsanlagen gasförmig entweicht, gibt man analog diesem Vorgang den Heizwert eines Brennstoffes nicht mit Bezug auf flüssiges, sondern auf dampfförmiges Wasser an und zwar setzt man für r pro 1 kg H₂ 0 als Mittelwert 600 W. E.

Demgemäß berechnet sich aus den einzelnen Komponenten eines Brennstoffs sein Heizwert nach der Formel

8100 C + 29000

(h — yj + 2500 S¹) — 600 W¹)

100

Für den später erwähnten Brennstoff von

C = 70,05,

(h —y) = 3,62, W = 2,68%

berechnet sich der Heizwert zu

= 6717 W. E.

8100 • 70,05 4- 92 000 • 3,62 — 600 • 2,68

100

2. Der Oxydationsprozeß und die notwendige Luftmenge.

Die für diese Reaktionen notwendige Menge Sauerstoff resp. Luft bestimmt sich wie folgt:

= 1:2,680 = 100 kg Luft

= 0,7731 cbm, demnach

11,536 kg Luft

8,918 cbm Luft

C + 0₂ — C0₂ = 11,91:31,92 23,23 kg O 2,680 - -1 kg Luft 11,536 kg Luft =

J) S = Schwefel, W — mechanisch beigemengtes Wasser.

C + 0 = CO = 11,91:15,96    = 1:1,340

5,775 kg Luft 4,464 cbm Luft

1,340 kg 0    =

5,775 - Luft =

= 1:7,9s¹)

H₂ + 0 = H₂ 0 = 2 :15,96

7,98 kg 0    =

34,352 - Luft =

34,352 kg Luft 26,657 cbm Luft.

Die Reaktionsprodukte, d. h. die gebildeten Gase, betragen dem Gewichte nach, da es sich um die Zuführung eines Kilogramms C, H etc. handelt, 1 + der berechneten Sauerstoff-resp. Luftmenge, also

C -f- 0₂ = C0₂ = 12,536 kg Verbrennungsprodukte C + O = CO = 6,775 -H₂ + 0 = H₂0 = 35,352 -

Dem Volumen nach erhält man

C 4- 0₂ = C0₂

8,918 cbm Luft = 1,869 cbm 0    +

7,049 cbm N

(1 Vol. 0₂ = 1 Vol. C0₂)    1,869 cbm 0    = 1,869 cbm C0₂ +

c + o = CO

7,049 cbm N = 8,918 cbm 4,464 cbm Luft = 0,935 cbm O 3,529 cbm N

(Va Vol. O = 1 Vol. CO) 0,935 cbm O = 1,870 cbm CO +

II, + o = h₂ o

3,529 cbm N = 5,399 cbm 26,657 cbm Luft = 5,587 cbm O +

21,070 cbm N

(>/₂ Vol. 0 = 1 Vol. H₂ O) 5,587 cbm O = 11,174 cbm H₂ O +

21,070 cbm N = 32,244 cbm.

Nimmt man an, daß der Schwefel in den Brennstoffen als Schwefelkies vorhanden ist und daß sich gemäß der Gleichung 2 Fe S₂ + 11 O = Fe₂ 0₃ + 4 S0₂

Eisenoxyd und Schwefeldioxyd bilden, so erhält man die zum Oxydieren notwendige Luftmenge zu 5,927 kg Luft = 4,582 cbm Luft, welche 6,552 kg = 4,328 cbm Rauchgase bilden. Bei der Unsicherheit der Methoden zur Bestimmung des Verbleibs des Schwefels und seines Begleiters Eisen ist die für S in Rechnung zu setzende Luftmenge bei den angeführten Beispielen außer acht gelassen, zumal dadurch das Resultat nur um ganz

J) Diese Zahl ist abgerundet zu 8.

geringe Werte verändert wird, welche viel kleiner sind als die Summa Summarum auftretenden Beobachtungsfehler irgend eines Versuches.

Man erhält mithin den Luftbedarf in kg Lk und cbm LCbm, wenn die Zusammensetzung des Brennmaterials nach Gewichtsprozenten bekannt ist, für 1 kg Brennstoffmenge nach

C + 0₂ - C0₂ I y _

H₂ 4- 0 = H₂0 j k “

11,536 C + 84,352 |h —    + 5,927 S

100

8,918 C + 35,352 |h —    + 4,528 S

^cbm

Die Reaktionsprodukte in kg Rgkg und cbm RgCbm betragen pro 1 kg Brennstoff

100

Rgk =

12,536 C 4- 35,352 |h - -f 6,552 S + W¹) + N¹)

100

^»cbm

8,918 C + 32,244 |h —    + 4,328 S + 1,242 W²) + 0,796N²)

100

3. Der Luftiiberschuß und die Ermittelung desselben.

Es ist nun praktisch nicht möglich, einen Brennstoff mit der theoretisch notwendigen Menge Sauerstoff resp. Luft zu oxydieren; dasjenige Quantum Luft nun, welches überschüssig verwandt ist, wird als Luftüberschuß Lv in Vielfache der theoretisch notwendigen Menge angegeben.

Dieser Koeffizient Lv läßt sich aus der Zusammensetzung des resultierenden Rauchgases ableiten; die eigentlichen Rauchgasbilder C und H oxydieren bei vollkommener Verbrennung zu C0₂ und H₂0, während der Stickstoff, sowohl der der zugeführten Luft als auch der in den Brennstoffen vorhandene, ebenso der Sauerstoff und das hygroskopische Wasser in ihrer ursprünglichen Form in den Rauchgasen vorhanden sind. Da nun der Wasserdampf bei den Temperaturen, unter welchen

*) W— hygroskopisches Wasser, N — Stickstoffgehalt des Brennstoffes. ²) 1,242 und 0,796 Gewichte je 1 cbm H₂ 0 + N in kg.

die Rauchgase analysiert werden, kondensiert, und da ferner der Stickstoff seiner äußerst geringen chemischen Affinität wegen laufend direkt nicht bestimmt werden kann, muß man von einer vollständigen Analyse absehen und bestimmt deshalb die resultierende Kohlensäure oder den freien und infolgedessen überschüssigen Sauerstoff.

Zur Ableitung des Luftüberschußkoeffizienten Lv aus dem C0₂-Gehalt der Rauchgase ist es nötig, die Zusammensetzung des zu verfeuernden Brennmaterials zu wissen; man bildet sich hieraus denjenigen maximalen Kohlensäuregehalt C0₂ max, welcher bei der Oxydierung mit der theoretischen Luftmenge resultieren würde; der Luftüberschuß ist dann einfach

C0₂ max

C0₃ Rg ’

wenn mit C0₂Rg der in den Rauchgasen tatsächlich gefundene Kohlensäuregehalt dargestellt wird.

Bestimmt man den freien Sauerstoff in den Rauchgasen, so erhält man ohne Erkenntnis der Zusammensetzung des Brennmaterials mit gleicher Genauigkeit den Luftüberschußkoeffizienten aus dem Ansatz

20,96

Lv = 20,96— 0ßg>

in welchem 20,96 das in 100 Teilen Luft enthaltene freie Sauerstoffvolumen und Oüg den in den Rauchgasen vorhandenen freien Sauerstoff bedeutet.

Die oft angewandte Formel

20,96

20,96 —(79,04-0Rg:N)

in welcher 20,96 Volumprozente Luftsauerstoff, 79,04 Luftstickstoff', C>Rg der gefundene freie Sauerstoff in den Rauchgasen und N die Differenz: 100 — C 0₂ 4- O^g bedeutet, erfordert ebensowohl die Bestimmung des Kohlensäure- als auch des Sauerstoffgehaltes. Zudem ist diese Annäherungsformel die ungenaueste, weil die mit N bezeichnete Differenz nicht nur

Stickstoff, sondern auch den Wasserdampf mit einbegreift; man müßte also schreiben

Lv =

20,96 — (79,04-0

20,96

Kg

: [79,04 — H₃ 0])

W Rückstände 70,05    4,44    6,61    0,79    2,68    15,43%

Für irgend einen Brennstoff beispielsweise erhält man: Zusammensetzung:

Ch- oa = co₂ =

8,918 • 70,05

100

= 6,247 cbm

|h— J₂-p 0 = H₂0 =

O ioo

26,657 • 3,62

100

— 0,964 cbm

7,211 cbm

Luft

c + o₂ = co₂ =

8,918 • 70,05

100

6,247 cbm

(»- ).

O oo

32,244 • 3,62

100

= 1,167 cbm

1,242 • 2,68

100

— 0,033 cbm

7,453 cbm

Rauchgas.

= 0,006 cbm

0,796 • 0,79

100

Die Zusammensetzung der 7,453 cbm Rauchgase ist 6,247 • 20,96

C + 0₂ — C0₂ —

100

co O

+ 0 = H₂0 =

1,167 • 20,96

100

= 1,309 cbm C0₂ und

6,247 — 1,309 = 4,938 cbm N

= 0,244 cbm H₂0 und

1,167 — 0,244 = 0,923 cbm N 0,033 cbm H₂ 0 und .....=*    0,006    cbm    N.

Man hat demnach

17,56 Vol. % C02 3,71 -    - H₂0

78,73

1,309 cbm 0,277 -5,867 -

2 7,453 cbm Rauchgase = 100,00 Vol. %.

Bei einem Luftüberschuß von beispielsweise Lv = 1,68 fach erhält man in Bezug auf tatsächlich angewandte Luftmenge,

erzeugtes Rauchgasquantuni und Zusammensetzung desselben folgende Werte:

Theoretische Luftmenge Tatsächlich verwandte Luftmenge = 12,114 Theoretische Rauchgasmenge

= 7,211 cbm; Ly — l,68fach;

= 7,453 -

Wirklich erzeugte Rauchgasmenge — 12,114 -f- (7,453 — 7,211) —12,356 cbm.

In dem neugebildeten Rauchgas sind also 12,356 — 7,453 = 4,903 cbm Luft = 0,465 cbm Sauerstoff und 4,438 cbm Stickstoff mehr enthalten als in dem bei theoretischer Verbrennung sich bildenden Rauchgas; die nunmehrige Zusammensetzung beträgt mithin

1,309 cbm 1,027 -0,277 -9,743 -

10,59 Yol. % C0₂

8,31

2,24 -    - H₂0

78,86

2 12,356 cbm Rauchgase = 100,00 Vol. %•

Rechnet man auf Grund dieser Zahlenwerte den Luftüberschuß Lv nach, so erhält man für

C 0₂ max

17,56

C0₂

10,59

= 1,6581 fach = —1,31% Differenz,

Lv =

20,96

20,96 —0Rg — 12,65

20,96

= 1,6569 fach = —1,40% Differenz,

20,96

20,96 — 8,09

20,96

20,96 — (79,04 • 0Rg : N)

= 1,6285 fach —

— 3,07% Differenz,

20,96

20,96

20,96 — (79,04 • 0

Kg

: [79,04 - H₂ 0])

20,96 — 8,55

1,6889fach = 4-0,53% Differenz.

Für die laufende Betriebskontrolle in Bezug auf den Luftüberschuß allein ist es am besten, den freien Sauerstoff in den Rauchgasen zu bestimmen; derselbe ist ebenso einfach und sicher zu ermitteln als der Kohlensäuregehalt und bringt noch den Vorteil mit sich, von der Zusammensetzung des jeweilig verfeuerten Brennmaterials vollkommen unabhängig zu sein und direkt den Luftüberschuß anzugeben.

Die Tabelle und Figur 1 zeigen den Zusammenhang zwischen dem freien Sauerstoff in den Rauchgasen und dem Luftüberschußkoeffizienten.

Vielfache der theoretischen Luftmenge

Vol. % Sauerstoff in den Rauchgasen

Vielfache der theoretischen Luftmenge

Vol. % Sauerstoff in den Rauchgasen

1,00

1,05

1,10

1,15

1,20

1,25

1,30

1,35

1,40

1,45

1,50

1,55

1,60

1,65

1,70

1,75

0,000

0,999

1,906

2,734

3,494

4,192

4,837

5,435

5,989

6,505

6,987

7,434

7,860

8,254

8,631

8,983

1,80

1,85

1,90

1,95

2,00

2,05

2,10

2,15

2,20

2,25

2,30

2,35

2,40

2,45

2,50

10,212

10,480

10,736

10,980

11,212

11,433

11,645

11,847

12,041

12,227

12,405

12,570

Bestimmt man neben dem Sauerstoff auch noch den Kohlensäuregehalt der Rauchgase, so ermöglichen diese Ermittelungen in Vereinigung mit der bekannten Zusammensetzung des Brennmaterials einen Rückschluß auf die mehr oder weniger große Menge noch unverbrannter Gase, z. B. Kohlenoxyd, weil natürlich die Summe C0₂+0 identisch sein muß mit der aus der Zusammensetzung des Brennmaterials berechneten Menge.

Von dem vorerwähnten Brennstoff gelangen beispielsweise vom Kohlenstoff desselben 4,5 Gewichtsprozente nicht zur Oxydierung zu C0₂, sondern nur zu CO; der Luftbedarf und die Rauchgasmengen sind dann:

$ 10

°1,00

1,25

1,50

1.75

2,00

2,25

Luftüberschufs in i/ie/fache a/er theoretischen Menge

2,50

Ï55 = °-¹⁴⁰

cbm

C -f- 0₂ =

6,247 • 95,5

100

= 5,966 cbm

70,05 • 4,464    4,5

100

JS = 7,070 cbm Luft

Fig. l.

^öcbm

6,247 • 95,5

100

— 5,966 cbm

C-t- 0 =

70,05 • 5,399    4,5

100

ES

O jco

100

= 0,170

= 1,167

= 0,033 = 0,006

17,02 Vol. %

JS — 7,342 cbm Rauchgase bestehend aus

0,47

3,77

78,74

Bei einem Luftüberschuß von Lv = 1,68 fach werden nur effektiv 11,877 kg Luft erfordert, welche 12,249 cbm Rauchgase bilden, bestehend aus

= 0,28 = 8,28 = 2,28 = 78,96

C0₂ = 1,250 cbm = 10,20 Vol. % CO = 0,035 O = 1,007 H₂0 = 0,277 N = 9,580

Vergleicht man die Zusammensetzung der resultierenden Rauchgase hierbei, so erhält man

Summa C 0₂ 4- 0₂ bei vollkommener Verbrennung : 18,90 Vol. % unvollkommener

C 0₂ -+- 0₂

: 18,48

4. Die Zusammensetzung der gebildeten Rauchgase dem Gewichte nach und der Wärmewert derselben.

Ebenso, wie man die Brennstoffmenge, die verdampfte Wassermenge etc. nur nach dem Gewicht definiert, ist auch die Menge der erzeugten Verbrennungsprodukte nicht dem Volumen, sondern dem Gewicht nach für alle später hier durchgeführten Berechnungen angeführt; dieses Verfahren ist beispielsweise bei Bestimmung des Wärmewertes von Rauchgasen wesentlich einfacher und sicherer, weil das Gewicht eines Gases nicht wie das Volumen eine Funktion des Druckes und der Temperatur ist etc. Für den vorerwähnten Brennstoff erhielt man:

Lkg = 9,323 kg Luft und Rgkg = 10,094 kg Rauchgas,

welches aus

besteht.

2,039 kg = 20,20 Gew. Proz. C 0₂, 0,323 - = 3,19 7,732 - = 76,61

ILj O uud

Bei dem vorher erwähnten Luftüberschuß von Lv = 1,68-fach gebraucht man zum Oxydieren des Brennstoffes 15,662 kg Luft, welche 16,433 kg Rauchgase folgender Zusammensetzung bilden würden:

2,039 kg = 12,40 Gew. Proz. C0₂.

1,479 - = 9,00 0,323 - == 1,90 12,592 - = 76,70

Will man die immer vorhandene Luftfeuchtigkeit ebenfalls berücksichtigen, so hat man zu dem gefundenen Luftgewicht den Wasserdampfgehalt, welcher in der pro 1 kg Brennstoff zuströmenden Luftmenge dem Gewichte nach vorhanden

O,

H₂0,

N.

ist, hinzuzuaddieren. Bei einer Temperatur der Verbrennungsluft von 40° und bei z. B. 60,5% relativer Feuchtigkeit enthält 1 cbm Luft 33,21 g Wasserdampf, d. h. 1 kg Luft enthält 33,21 : V1466¹) = 28,96 g Wasser; da nun hier dem Brennstoff pro 1 kg 15,662 kg Luft zugeführt werden, so erhält man mithin 15,662.28,96 = 0,453 kg Wasser; das gebildete Bauchgas würde folgende Zusammensetzung haben:

2,039 kg = 12,07 Gew. Proz. C0₂,

O 25

h₂o,

IST.

1,479 - = 8,76 0,776 - = 4,59 12,592 - = 74,58

Hat man auf die hier erörterte Weise die Zusammensetzung eines Bauchgases ermittelt und ist dessen Temperatur bekannt, so erhält man, wenn das Gewicht und die spezifische Wärme der einzelnen Gasbestandteile mit der Temperatur multipliziert werden, den Wärmewert des Bauchgases.

Mallard und le Chatelier haben für die Abhängigkeit der spezifischen Wärme von der Temperatur einige Formeln bekannt'gegeben, welche es erlauben, diese Werte für die hier interessierenden Gase nach entsprechender Umformung in eine Tabelle zusammenzustellen. Bezeichnet man mit m das Molekulargewicht eines Gases, mit t die Temperatur desselben und mit cp endlich die spezifische Wärme bei konstantem Druck, so erhält man folgende Beziehungen:

m cp C0₂ = 8,26 + 0,012 t — 0,00000236 t2 m cp H₂ O — 7,57 -f- 0,00656 t m cp₀ O, N, CO — 6,76 -f- 0,0012 t

Auf Grund dieser Formeln sind die in der Tabelle enthaltenden Werte der spezifischen Wärmen für 1 kg Substanz und 1° C. als Funktion der Temperatur umgerechnet und in Figur 2 graphisch dargestellt.

*) Gewicht von 1 cbm Luft in kg bei 40° C. und 760 mm Druck.

Temperatur in Graden C.

C0₂

Differenz für I» C.

H₂0

CO und N

200

250

0,2401

2525

0,4935

0,2187

0,2500

300

2647

350

2766

400

2882

450

2995

500

0,3106

550

3216

600

3320

650

3423

700

3523

750

800

0,3621

3715

850

3807

900

3897

950

3984

1000

0,4068

1050

4149

1100

4228

1150

4304

1200

4377

1250

0,4448

1300

4516

1350

4581

1400

4644

1450

4704

1500

0,4763

0,00024

00024

00023

00023

00022

0,00022

00021

00021

00020

00020

0,00019

00018

00018

00017

00017

0,00016

00016

00015

00015

00014

0,00014

00013

00013

00012

00012

0,00011

5117

5299

5481

5663

5845

0,6027

6210

6392

6574

6756

0,6938

7120

7302

7484

7666

0,7848

8030

8212

8394

8576

0,8758

8940

9122

9304

9486

0,9668

2206

2225

2244

2263

2282

0,2301

2320

2339

2358

2377

• 0,2396

2415

2434

2453

2472

0,2491

2510

2529

2548

2567

0,2586

2605

2624

2643

2662

0,2681

2521

2541

2562

2583

2604

0,2625

2646

2667

2688

2709

0,2730

2751

2772

2793

2814

0,2835

2856

2877

2898

2919

0,2940

2961

2982

3003

3024

0,3045

Konstante Differenz pro 1° C. |    0,00036

Hat z. B. das resultierende Rauchgas bei Verfeuerung des vorerwähnten Brennstoffes mit einem 1,68 fachen Luftüberschuß eine Temperatur von 4- 550° C., so erhält man für den Wärmewert desselben pro 1 kg:

C0₂ = 12,40 Gew. Proz. = 12,40-0,3216 = 3,9878 O = 9,00 ILO = 1,90 N = 76,70 2¹ 100,00

0,000038    0,000042

= 9,00 • 0,2320 = 2,0880 = 1,90 • 0,6210 = 1,1799 = 76,70-0,2646 = 20,2948

27,5505

100

100

= 0,2755 W. E.

Da pro 1 kg Brennstoff 16,433 kg Rauchgase gebildet werden, erhält man mithin für den Wärmewert der aus 1 kg Brennstoff erzeugten Gasmenge

16,433 • 0,2755 • 550° C. = 2490,01 W. E.

■7,00 0,90

^0,80

V

0,70

0,60

^ 0,50

Nu. CO

<•20,30

0.1o

100    200    300 WO 500    600

700 800 900    1000 1100 1200 1300 1W0 1500'

Temperaturen in °C

Fig. 2.

5. Die Ermittelung der dynamischen Effekte bei der Luftansaugung und die Verwertung derselben zur Bestimmung der Menge des abfließenden Gasquantums.

Zum Ansaugen der Luft, welche das Brennmaterial auf dem Rost oxydieren soll, ist eine Energiemenge notwendig, welche entweder durch die Gewichtsdifferenzen der heißen im Schornstein befindlichen Rauchgassäule gegenüber einer gleich großen Luftsäule von der augenblicklich herrschenden Außentemperatur erzeugt — der sogenannte natürliche Zug — oder auch durch Verwendung saugender resp. drückender Ventilatoren — den sogenannten künstlichen oder mechanischen Zug — gebildet wird. Die gesamt aufzuwendende Arbeit zur Zugerzeugung zerfällt in zwei wesentlich verschiedene Momente :

1. in die Arbeit zur Erzeugung der eigentlichen Zuggeschwindigkeit selbst und

2. in die Arbeit zur Überwindung der Widerstände auf dem Rost und innerhalb der Heizfläche des Dampfkessels.

Zur Erzeugung der eigentlichen Zuggeschwindigkeit v in • Metern pro Sekunde ist ein Druckunterschied p₀ erforderlich, welcher sich nach der Formel

V²

Po =

2g *s’

in welcher g die Beschleunigung durch die Schwere und s das Gewicht eines Kubikmeters des bewegten Gases im Kilogramm bedeutet, berechnen läßt.

Der durch die Widerstände notwendige Druckunterschied r läßt sich für die hier in Frage kommenden Verhältnisse durch eine Formel nicht ausdrücken, weil die Widerstandsmomente auf der Rostfläche, innerhalb der Feuerzüge etc., variabler Natur sind.

Die Gesamtarbeit zur Zugerzeugung px endlich läßt sich nach der Formel

v²

1>. = 27'8 + r

darstellen.

In welchem Verhältnis die Werte p₀, r und pt zu einander stehen, zeigt der nachstehend mitgeteilte Versuch an einem Wasserrohrkessel von 425 qm Heizfläche und 6,41 qm totale, 1,64 qm effektive Rostfläche.

Stündlich, verfeuerte Kohlenmenge . . = 723,11 kg Stündlich pro 1 qm Rostfläche verfeuerte

= 112,81 kg =    0,200 kg

Kohlenmenge......

Sekundlich verfeuerte Kohlenmenge Luftbedarf pro 1 kg Kohle bei 1,79 fachem Luftüberschuß = 14,06 cbm = 14,51 cbm Rauchgase. Rauchgaszusammensetzung :

H₃0

C0₂

10,11% 8,060/0    3,3i % 78,72%.

Temperatur der Verbrennungsluft = 17,8° C., s = 1,217 kg.

Querschnitt der Lufteintrittsöffnung = 1,258 qm; sekundlich = 2,813 cbm Luft; v — 2,235 m/sek. p₀ = 0,371 mm; r - 0,449 mm;

Luftweg durch die Aschklappen bis unter den Rost

Luft-Rauchgasweg durch den Rost, die Kohlenschicht bis über die Feuerbrücke zum Heiz-

fb' henanfang

Rauchgasweg von Anfang bis Ende Heizfläche in den Fuchs.

Pi = 0,82 mm Wassersäule.

Querschnitt der Rauchgaseintrittsöffnung zum Heizflächenanfang = 0,868 qm;

Temperatur der Rauchgase 1089° C., s = 0,265 kg; sekundlich = 14,279 cbm Rauchgas: v — 16,455 m/sek. Po = 3,520 mm; r — 7,180 mm;

Px — 11,52 mm Wassersäule.

Querschnitt der Rauchgasaustrittsöffnung in den Fuchs = 1,362 qm

Temperatur der Rauchgase 304,5° C.; s — 0,636 kg sekundlich — 5,951 cbm Rauchgas; v — 4,376 m/sek. Po —: 0,620 mm; r = 16,790 mm;

Px = 28,93 mm Wassersäule.

Der Wert px am Heizflächenende wird mithin 28,93 mm Wassersäule, welcher sich wie folgt zusammensetzt:

Lufteintrittsgeschwindigkeit = 0,371 mm p₀

Reibungsarbeit hierbei    =.....

Luftrauchgasgeschwindigkeit

bis Anfang Heizfläche    — 3,520 mm p₀

Reibungsarbeit hierbei Rauchgasgeschwindigkeit bis Ende Heizfläche Reibungsarbeit hierbei

0,449 mm r

7,180 mm r

== 0,620 mm p₀

16,790 mm r

2 — 4,511 mm p₀; 24,419 mm r

Px = (Po + r) — 28,93 mm Wassersäule.

Mithin beträgt die zur Überwindung der Widerstände notwendige Arbeit 5,91 mal soviel von der zur eigentlichen Geschwindigkeit nötigen Energie. Diese Beziehungen sind in der Figur 3 räumlich dargestellt, der Gesamtgasweg ist abgewickelt gezeichnet; es bedeutet E den Lufteintritt, R die Rostfläche, Fe die Feuerbrücke mit dem Heizflächenanfang HF1, Fu endlich den am Heizflächenende anschließenden Fuchs. Man ersieht, wie äußerst gering der zur Erzeugung der eigent-lichen Zuggeschwindigkeit notwendige Druckunterschied p0 wird, während der Reibungswiderstand r beträchtlich viel größer ist.

(zp°

'S

yf

yé

Fig. 3.

Die Summation dieser Werte gelangt in der Kurve px zum Ausdruck, das ist der Wert, der durch ortsübliche Zugmessung als Zugzahl in Millimetern Wassersäule ausgedrückt wird.

Die Zugzahl wird sowohl über dem Rost als auch im Fuchs kurz vor dem Essenschieber ermittelt, d. h. sowohl am Anfang als auch am Ende der Heizfläche, indem man durch

Fuchs.

entsprechende Manometer den Unterdrück an diesen Stellen gegenüber dem augenblicklich herrschenden Atmosphärendruck in Millimetern Wassersäule ermittelt. Es liegt klar auf der Hand, daß bei gleicher Belastung der Kostfläche mit gleichem Brennstoff und gleichem Luftüberschuß das erzeugte Rauchgasquantum konstant ist und daß deshalb die Gasgeschwindigkeit innerhalb der Heizfläche ebenfalls gleich bleiben muß.

Die Summa pj ist mithin in diesem Fall innerhalb der Heizfläche H. Fl. konstant:

Pi — (Po + r H. Fl.) = konst.

Mit der Zunahme der Zeitdauer der gleichen Rostbelastung etc. wächst jedoch die Schichthöhe der Rückstände aus dem Brennmaterial auf der oberen Rostfläche Rfl. an; man erhält mithin für pj von Anfang Lufteintritt bis Ende der Heizfläche zwei verschiedene Funktionen, nach welcher die Geschwindshöhe p₀ konstant und der Reibungswiderstand r als Funktion der Zeit t auftritt:

Pi — Po + r H. Fl. -f- p₀ Rfl. — konst. -f- r Rfl. — ft.

Das heißt nun nichts anderes, als daß die Summe sämtlicher Druckdifferenzen p! kein Maß für die Geschwindigkeit resp. das Quantum der entwickelten Rauchgase abgibt, sondern daß verschiedene px gleichen Luft- resp. Rauchgasmengen entsprechen können. Der Ausdruck px gibt also weder eine Maßgabe für die Gasmengen, welche die Kesselheizfläche durchströmen, noch eine Relation irgendwie hierfür an und ist deshalb mit dieser Erkenntnis für die Betriebsaufsicht einer Feue

Ist nun der Rost ganz

rung garnichts gewonnen. Ferner gibt diese Zugmessung auch keine in sinngemäßer Folge verlaufende Angaben, sodaß z. B. bei großer Zugzahl eine kleinere Luftmenge durch den Rost tritt und umgekehrt. Stellt man sich die Saugekraft der Esse als konstant vor, so gehen pro Zeiteinheit proportionale Mengen Luft- resp. Rauchgas durch die Heiz- und Rostfläche. Der Druckunterschied gegenüber dem Atmosphärendruck wird nunmehr nur noch durch die Widerstände r beeinflußt, da p₀ mit v = konst, auch konstant bleibt.

frei, so fließt die Luft mit kleinerem Widerstand r als bei bedecktem Rost ab, das heißt die Summa der Ausschläge p! ist klein, trotzdem die Luftgeschwindigkeit ein Maximum erreicht hat. Wird der Rost nun immer mehr und mehr mit Brennstoff resp. Rückständen aus denselben bedeckt, so wächst der Widerstand r bedeutend, während y immer mehr und mehr abnimmt; das heißt die Zugzahl wird größer, trotzdem die Geschwindigkeit des Rauchgases und damit auch das Quantum kleiner wird.

Deshalb steigt beim Schließen der Zugluftklappen, trotzdem in diesem Fall gar keine Luft zum Rost fließt, die Zuganzeige an, während beim Öffnen der Feuertür die Zuganzeige fällt, trotzdem die Luftgeschwindigkeit durch Ausschaltung des Rostwiderstandes erheblich größer geworden ist.

Schaltet man nun die variablen Reibungswiderstand besitzende Rostfläche ab und bestimmt nur noch die Summa pj zwischen Anfang und Ende der Heizfläche, so erhält man, da ja r H. Fl. mit genügender Genauigkeit als konstant angenommen werden kann und nur y variabel ist, Beziehungen, die sinngemäß verlaufen, d. h. bei größerer Geschwindigkeit größere Zugzahl anzeigen etc.

Zur Ausführung solcher Messungen hat man nur nötig, den einen Schenkel eines Manometers mit dem Raum über dem Rost gleich Anfang der Heizfläche zu verbinden, während der andere Schenkel in den Fuchs gleich Ende der Heizfläche mündet.

Diese Differenzmessung zwischen Heizflächenanfang und -ende ergibt z. B. im direkten Gegenteil zur Zugmessung bei zunehmender Verschlackung des Rostes geringere Ausschläge, welche, wenn gar keine Luft mehr durch den Rost tritt, schließlich Null werden, weil v = 0 und r Anfang und Ende Heizfläche hierbei ebenfalls 0 wird.

Man kann mit Differenzzugmessungen die zur Verfügung stehende Schornsteinenergie in ihren Werten festlegen, wenn man Versuche mit wechselnder Rostbelastung und wechselndem Luftüberschuß durchführt und hierbei diejenigen Luftmengen ermittelt, die effektiv durch die Feuerung gegangen sind.

An dem vorerwähnten Kessel sind zu diesem Zweck je ~50, 70, 90 und 110 kg Steinkohlen pro Stunde und Quadratmeter Rostfläche mit dem größtmöglichen als auch mit dem denkbar kleinsten Luftüberschuß verfeuert worden.

Es wurde beobachtet:

Versuch No.

Rostbelastung pro Stunde und 1 qm Theoretisch notwendige Luftmenge pro 1 kg Brennstoff . Luftüberschußkoeffizient .... Luftquantum pro Sekunde durch den Rost tretend .    .

52,15

51,86

67,95

68,05

92,38

91,49

110,73

112,81 kg

9,51

1,63

1,439

9,50

2,75

8,84

1,55

8,88

2,68

2,414 1,664 2,882

9,55

1,31

O    05

CM    O

9,20 kg

l,79fach

2,057 3,131    2,377    3,306 kg

Zieht man den effektiven Querschnitt der Rostfläche (1,638 qm) in Betracht, so erhält man folgende Lufteintrittsgeschwindigkeiten bezogen auf Kilogramm:

Versuch No.

0,878 1,4731 1,015 1,757 1,255 1,911 1,451 : 2,019

v in m/sek. .

Die Kurve, Figur 4, zeigt den Zusammenhang zwischen Gasgeschwindigkeit bezogen auf Kilogramm und Differenzzugangabe. Hiermit ist ein Mittel gegeben, um die Belastung einer Rostfläche zurückrechnen zu können.

Erfordert z. B. 1 kg Brennstoff theoretisch ~ 9 kg Luft, ist ferner der Luftüberschuß Lv zu 1,72 fach ermittelt, so gelangen effektiv 15,3 kg Luft zum Oxydieren des Brennstoffes in die Feuerung.

Hierbei betrage die Angabe der Differenzzugmessung 12 mm Wassersäule, d. h. es ist eine Eintrittsgeschwindigkeit von v = 1,58 m/sek. vorhanden.

Pro Stunde würde man erhalten:

Q . v . 3600 = 1,638 • 1,58 • 3600 = 9316 kg Luft.

Da nun 1 kg Kohle 15,3 kg Luft erfordert, hat man 9316 :15,3 gleich 608,8 kg Kohlen stündlich verfeuert, die Rostflächenbelastung pro Stunde und qm beträgt mithin

94,9 kg Brennstoff.

Differenz Zug in mm Wassersäule

\6    0,9    1,0    1,1    1,2    1,3    1,1    1,5    1,6    1,7    1,6    1,9    2,0    2,1    2,2

Geschw/nd/gke/t in m pro sek.

Fig. 4.

Die Versuche mit hohem Luftüberschuß, also die No. 2, 4, 6 und 8 sind allesamt bei voller Wirkung der vorhandenen Schornsteinenergie, also bei ungedrosseltem Querschnitt, durchgeführt. Vergleicht man nun die Endtemperaturen, die Differenzzugangabe, die Eintrittsgeschwindigkeit und die pro Sekunde effektiv angesaugte Luftmenge in Kilogrammen, so erhält man den Zuwachs der Leistungsfähigkeit der Esse als Funktion einer größeren Temperaturdifferenz zwischen Luft- und Rauchgassäule, in diesem Fall beispielsAveise:

Versuch No.

Endtemperatur am Heizflächenende .....

Differenzzugzahl .    .    .    .

Geschwindigkeit m/sek. Angesaugte Luft pro Sekunde .......

Zuwachsverhältnis, Versuch No. 2.....

241° C. 10,66 1,4678

259° C. 14,36 1,757

272° C. 305° C. 16,18    18,91 mm

1,911    2,019 m

2,414

2,882

3,136

3,306 kg

100 %

119%

129%

136%

Auf diese Weise verwendete Differenzzugmessungen geben einen wertvollen Fingerzeig über viele für die Aufsicht von Feuerungsanlagen notwendige Momente.

6. Die Beziehungen der einzelnen Komponenten der Brennstoffe zum Betriebswert derselben.

Die Verschiedenheit der Eigenschaften der Brennmaterialien erreicht bei dem als Steinkohle bekannten Brennstoff ein Maximum und soll hier infolgedessen auf denselben besonders eingegangen werden. Für die Beurteilung der Betriebsbrauchbarkeit ist nicht etwa der Heizwert allein maßgebend, sondern hierfür ist vielmehr die chemische Zusammensetzung von wesentlicherer Bedeutung. Die Heizwertbestimmung selbst bietet für die Erkenntnis der Betriebsbrauchbarkeit einer Steinkohle insofern geringen Anhalt, als die unter Berücksichtigung des bekannten Nutzeffektes einer Dampfkesselanlage berechnete Verdampfungsfähigkeit nur dann gewährleistet wird, wenn die Gesamteigenschaften der Steinkohlen genau dieselben sind, wie der bei der Ermittelung des Wirkungsgrades der Kesselanlage verwandten. Dieser Fall tritt jedoch nicht immer ein, weil ja meist Gegenstand der Beurteilung eine in ihren Eigenschaften unbekannte Kohlensorte ist. Somit ist auch ein Kückschluß auf die Verdampfungsfähigkeit einer Kohle aus dem Heizwert ohne weiteres nicht angängig.

Zur chemischen Zusammensetzung übergehend, bringen die brennbaren Komponenten der Steinkohle folgende wesentliche Erscheinungen beim Oxydieren mit sich.

Kohlenstoff.

Kohlenstoff in reiner Form ist äußerst schwer entzündlich und verbrennt langsam mit sehr kurzer, wenig leuchtender Flamme, weil ein Berühren resp. Mischen desselben mit dem Luftsauerstoff nur an seiner Oberfläche vor sich gehen kann. Als Beispiel hierfür kann das in Feuerungsbetrieben verwandte kohlenstoffreichste Brennmaterial, der Anthrazit, angeführt werden.

Wasserstoff beziehungsweise Kohlenwasserstoff.

Der in den Brennmaterialien vorhandene Wasserstoff ist nicht im freien Zustande, sondern an Kohlenstoff gebunden als Kohlenwasserstoff vorhanden. Derselbe ist für die Verwendungsfähigkeit von Steinkohlen von großer Bedeutung. Beim Erhitzen tritt zuerst eine trockene Destillation ein, wobei sämtliche Kohlenwasserstoffe ausgetrieben werden, z. B. als Methan, CH₄, Äthylen, C₂ H₂ etc. Im Gegensatz zum festen Kohlenstoff hat man es hier mit gasförmigen Produkten zu tun, welche sich viel inniger mit dem Luftsauerstoff mischen und infolgedessen praktisch mit einem weitaus geringeren Luftüberschuß als der Kohlenstoff selbst oxydiert werden können. Zur vollkommenen Verbrennung zu C0₂ und H₂ 0 bedarf es jedoch neben dem Sauerstoff auch noch einer gewissen Temperatur, der Entzündungstemperatur, welche unbedingt notwendig ist, um den Oxydationsprozeß einzuleiten; andererseits zerfallen nun aber gewisse Kohlenwasserstoffe bei den Temperaturen, welche für die Verbrennung der vorerwähnten Anteile notwendig sind, in einfachere Verbindungen, z. B. Äthylen in Methan und Kohlenstoff etc. Während das gasförmige Methan leicht verbrennt, befindet sich der Kohlenstoff, wenn genügend Luftsauerstoff und Temperatur vorhanden

ist, äußerst fein zerteilt als weißglühender leuchtender Körper in der Flamme. Entzieht man nun entweder die Luft oder vermindert man die Temperatur, beispielsweise durch vorzeitiges Berührenlassen der weißglühenden Flamme an der um vieles geringer temperierten Heizfläche, so findet eine sofortige Sublimation statt, es bildet sich Ruß. Da nun, wie eingangs

Rauchenftv/cke/ung

t\)    Cy

■f

3,70

80    90 i 70

90

Sô tö 90 % Wasserstoff Pig. 5.

50    60    70    60    90

■5,0

beim Kohlenstoff erwähnt, ein Verbrennen desselben zu Kohlensäure nur unter schwierigen Umständen vor sich geht, erscheint derselbe hier auch immer als Produkt unvollkommener Verbrennung sichtbar an der Essenmündung. Man erkennt hieraus, daß die Möglichkeit der Ruß- resp. Rauchentwicklung als Funktion des Kohlenwasserstoffs- resp. des Wasserstoffgehaltes der Brennmaterialien aufgefaßt werden kann.

Beobachtet man an einer und derselben Feuerungsanlage bei Verfeuerung mit gleichem Luftüberschuß und bei gleicher Rostbelastung unter Verwendung verschiedenartig zusammengesetzter Brennstoffe die Rauchentwicklung, so erhält man Be-

Ziehungen, welche das Maß der Rauchbildung als Funktion des Wasserstoffgehaltes enthalten. Für die Feuerungsanlage des hier erwähnten Dampfkessels ergeben sich beispielsweise die in dem Diagramm Figur 5 dargestellten Abhängigkeitsverhältnisse.

Rauchstärke

11

II

Rauchstärke

/ uftüberschujs

«nl ftj «i «i «i VV V

L uftüberschujs

Abgas = temperatur

296°

253°

225°

Z99°

200

Abwärme = Fertust in Prozenten

27.3%

V,'/////////,

200

~77~,

2§_

22

22L

20-

22

16

20

16

19 -

12

13,00%

17.5%

7£_

16

19

10 -

V/. r ,,''^5%,,,

//Y///////////-10

Abwärme = der tust    Abgas =

in Prozenten temperatur

~ 70 kg pro Sta/. am R.Fi.    ~ 120 hg pro Std. am R. Fi.

Fig. 6.

Es ist selbstverständlich nötig, bei Vornahme solcher Versuche für möglichst gleiche Zustandsbedingungen zu sorgen, welche sich sogar bis auf die Beleuchtung und den Hintergrund der Esse — Bewölkung oder klarer Himmel — erstrecken müssen, da gegenteilig das Resultat sowohl von mehr oder weniger großem Luftüberschuß als auch von dem pro Zeit und Flächeneinheit verfeuertem Quantum des Brennstoffes und dem Hintergründe, von welchem sich die Rauchmassen abheben sollen, abhängig ist.

In dem Diagramm Figur 6 sind die Versuchsergebnisse derartiger Beobachtungen graphisch zum Ausdruck gebracht. Man erkennt klar, daß das größere Unvermögen der Feuerungsanlage, vollkommen zu verbrennen, wächst mit der Rostbelastung und daß die Sichtbarkeit der Rußentwicklung abnimmt mit der Zunahme des Luftüberschusses resp. der größeren Verdünnung der Rußrauchgasmischung. Ferner sei noch bemerkt, daß ein und dieselbe Rußmenge, welche bei bewölktem Himmel als mittelstarker Rauch bezeichnet wird, bei sonnenklarem Wetter kaum als Rauch zu bemerken ist.

Die Konsequenzen dieser Erfahrungen lassen sich auch dahin formulieren, daß die namentlich in Städten als Kalamität betrachtete Rauchentwicklung der Feuerungsanlagen einfach durch geeignete Auswahl des Brennmaterials behoben werden kann, was leider jedoch nicht geschieht. Das dem effektiv so ist, zeigen die hier mitgeteilten und über längere Zeitabschnitte ausgedehnten Versuche.

Es handelte sich in diesem Fall um ein Kohlenwasserstoff und damit auch wasserstoffreiches Brennmaterial A und einem sehr wasserstoffarmen Brennmaterial B, nebenbei bemerkt, einem Kokereiprodukt.

Mischt man diese beiden Brennstoffe, so muß der mittlere Wasserstoffgehalt der Mischung je nach der Art der Verteilung der beiden Fraktionen selbst variieren. Die Zusammensetzung war folgende:

Rückstände .

76,15 o/o

1,10 -

2,51 -1,12 -2,20 -16,92 -

Nutzbarer Heizwert .... 7265 W. E. 6391 W. E.

74,92

4,71

5,75

0,84

4,86

8,92

Im Mittel aus einem 64 ständigen Versuch mit dem Brennstoff A ergab sich:

Stündlich verfeuerte Kohlenmenge pro 1 qm Rostfläche . . 92,68 kg Stündlich verdampfte Wassermenge pro 1 qm Heizfläche . . 14,09 -

Pro 1 kg Kohle erzeugt Kilogramm Dampf von

je 637 W. E. 8,19 kg

.....1,42 fach

.....sehr stark

..... 72,03 »/o.

Luftüberschußkoeffizient.........

Rauchstärke.............

Nutzeffekt der Dampfanlage.......

Das zu sehr starker Rauchentwicklung Veranlassung gebende Brennmaterial A wurde nun mit dem Brennstoff B in einem Verhältnis von A = 80 kg, B = 20 kg gemischt. Die hieraus resultierende Zusammensetzung ergibt sich zu

75,16 o/0 3,98 -5,10 -0,89 -4,32 -10,55 -

Kohlenstoff .

Wasserstoff

Sauerstoff .

Stickstoff

Wasser .    .

Rückstände.

Nutzbarer Heizwert . . . 7058 W. E.

Im Mittel mit dieser Mischung ergab sich nunmehr in einem 64 ständigen Versuch:

. 86,95 kg .    13,12 -

8,01 -1,48 fach mittelschwach • 72,29 o/o

Stündlich verfeuerte Kohlenmenge pro 1 qm Rostfläche Stündlich verdampfte Wassermenge pro 1 qm Heizfläche .

Pro 1 kg Kohle erzeugt Kilogramm Dampf von je 637 W. E. Luftüberschußkoeffizient

Rauchstärke......

Nutzeffekt der Dampfanlage

Durch die Mischung ist der Heizwert etwas heruntergegangen, ebenso aber auch der Wasserstoffgehalt von 4,71 auf 3,98%) was zur Folge hat, daß bei annähernd gleicher Rostbelastung und gleichem Luftüberschuß die Rauchentwicklung um ein erhebliches vermindert worden ist, ohne daß irgendwelche nachteilige Wirkungen für den Feuerungsprozeß sich einstellten.

Die nicht brennbaren Komponenten der Steinkohlen lassen folgende wesentlichen Eigenschaften erkennen:

Wasser.

Der Wärmewert der Brennmaterialien wird durch den Gehalt an Wasser bedeutend herabgesetzt. Feuchte Kohlen besitzen natürlich um so viel weniger Brennstoff, als die Diffe-renz nach Abzug des in Gewichtsprozenten angegebenen Wassers beträgt. Ein weiterer Übelstand ist die Wärmeabsorption des Wassers während des Verfeuerungsprozesses. Während dasselbe flüssig, z. B. mit 20° C., bei einer hierbei besitzenden Flüssigkeitswärme von 20,01 W. E. pro Kilogramm in die Feuerung gelangt, verläßt dasselbe die Dampfkesselheizfläche als Dampf von atmosphärischer Spannung, beispielsweise mit 250° C. im überhitzten Zustande mit 693,46 W. E.

Rückstände.

Große Wichtigkeit für den Betriebswert hat der mehr oder minder große Gehalt an mineralischen Bestandteilen, die Asche der Brennstoffe, weil dieselbe einen Einfluß auf die Rostbetriebsdauer ausübt. Unter Rostbetriebsdauer ist hier diejenige Zeitdauer verstanden, welche, natürlich bei gleichen Bedingungen, verstreicht, ehe der Rost infolge von Luftmangel, geboten durch großen Widerstand, abgeschlackt werden muß. Sind also die dynamischen Effekte der Zugansaugungsanlage konstant, so wird bei einem bestimmten Schlackengehalt des Brennmaterials nur eine bestimmte und sich immer gleichbleibende Rostbetriebsdauer möglich sein. Um eine rechnerische Beziehung hierfür zu erhalten, sind einige aus Versuchen herrührende Daten so verwertet worden, daß als Endergebnis diejenige Rostbeanspruchung in Kilogramm Brennmaterial resultiert, welche beispielsweise speziell in dem hier angeführten Fall als Normallast pro Stunde und Quadratmeter Heizfläche 12 kg Dampf mit je ~ 622 zuzuführenden W. E. (weil 10 kg Überdruck und 40° temperiertes Speisewasser vorhanden) zu erzeugen im stände ist.

Die aus dem bekannten Gehalt an Rückständen im Brennmaterial berechnete Schlackenmenge, welche sodann pro Stunde und 1 qm Rostfläche erhalten wird, ist als Funktion für die Rostbetriebsdauer verwertet worden.

Aus einer ganzen Anzahl von Versuchen wurden folgende Mittel erhalten :

Rostbetriebsdauer in Stunden .    .    2

3 Va

Kilogramm Rückstände pro Stunde und Quadratmeter Rostfläche .    35,3    16,4    13,4    11,0    10,6

Erhält man demnach bei obigem Normalbetrieb pro Stunde und Quadratmeter Rostfläche ~ 14 kg Rückstände, so ist der dem Luftzutritt gebotene Widerstand nach ~4!/₂ Stunden so

Std.

\₅

15

20

25

30

kg Rückstände pro qm Rostf/äche u. Stunde Fig. 7.

35 36kg

groß, daß das Abschlacken geboten erscheint. In dem Diagramm Figur 7 befindet sich eine Zusammenstellung dieser Bedingungen.

Aus den hier eingangs erwähnten Verhältnissen bei der Mischung des Luftsauerstoffs mit dem festen Kohlenstoff und den gasförmigen Kohlenwasserstoffen läßt sich weiter folgern, daß, trotzdem gasreiche Kohlen theoretisch zum Oxydieren nicht sehr viel weniger Luft wie gasarme Kohlen erfordern, bei gegebener Sauganlage pro Zeiteinheit mehr gasreiche als gasarme Brennstoffe verfeuert werden können, weil erstere einfach infolge besserer Mischung mit dem Luftsauerstoff prak-

tisch auch mit kleinerem Luftüberschuß verfeuert werden können. Beispielsweise wurde erhalten:

Kohlenstoffgehalt.........

Wasserstoffgehalt.........

Bei gleichem Unterdrück wurden pro Stunde und Quadratmeter Rostfläche

verfeuert...........

Theoretischer Luftbedarf......

Luftüberschußkoeffizient......

77,80 % 3,82 -

67,52% 4,39 -

84,2 kg 9,987 kg 2,04 fach

Luftgewicht, stündlich zugeführt .    .    . 1715 kg

7236 W. E.

Nutzbarer Heizwert

181,2 kg 8,273 kg 1,70 fach 1770 kg 6640 W. E.

Entgegengesetzt dem aus dem Heizwert abzuleitenden Resultat ist der Brennstoff mit dem geringeren Wärmewert für den Betrieb zum mindesten ebenso wertvoll als der Brennstoff mit dem größeren Heizwert.

Faßt man die hier zum Ausdruck gebrachten Erfahrungen kurz zusammen und bezeichnet man mit Dampfleistungsfähigkeit eines Brennmaterials den summarischen Ausdruck der Verwendbarkeit desselben in diesem oder jenem Feuerungsbetriebe, so erhält man hierfür zwei wesentliche Eigenschaften, nämlich

1.    die Verdampfungsfähigkeit, d. h. den nutzbaren Heizwert und

2.    die Verfeuerungsfähigkeit, d. h. die Summa der Funktionen seiner brennbaren und unbrennbaren Bestandteile.

Beide Eigenschaften beachtet, lassen eine Wertbestimmung eines Brennstoffes erst zu.

Ein Beispiel endlich für die Verwendbarkeit der angeführten Erfahrungen läßt dieselben wie folgt erkennen:

Heizfläche des Dampfkessels 250 qm Rostfläche der Feuerungsanlage 5 -

Zusammensetzung des unbekannten Brennstoffes:

H Rückstände 73,20%    4,30%    8,24%.

Nutzbarer Heizwert

7200 W. E.

Nutzeffekt der Dampfanlage, bei welcher der Brennstoff verwandt werden soll...........

68%

Stündlich zu erzeugende Dampfmenge . Pro 1 kg Dampf erforderlich .    .

1 kg Kohle wird erzeugen.....

Stündlich zu verfeuernde Kohlenmenge .

3000 kg 625 W. E.

r^j 7,82 kg Dampf 383 kg

Stündlich pro 1 qm sich bildende Rückstandmenge .    ^ 6,5 kg

Rostbetriebsdauer

gut 7 Stunden stark

Rauchentwicklung

Bemerkungen: Der Brennstoff ist preiswert und bis auf die Rauchentwicklung empfehlenswert.

7. Der Nutzeffekt des Feuerungsprozesses.

Die in dem Feuerungsprozeß freiwerdende Wärmemenge muß “bei vollkommenen Verhältnissen identisch sein mit der in dem Brennstoff vorhandenen. Bezeichnet man mit Hw die theoretische Wärmemenge, mit Lp die tatsächlich angewandte Luftmenge, mit t die Temperatur der zuströmenden Luft, mit Rg die effektiv erzeugte Rauchgasmenge, mit T die Temperatur des Rauchgases und mit cpt, und cpRg die spezifischen Wärmen der Luft und des Rauchgases pro Kilogramm, so ist der Wärmewert des aus 1 kg Kohle gebildeten Rauchgases:

Hw = T • cpßg • Rg - t • cpL • Lp.

Umgekehrt ist die Anfangstemperatur der Rauchgase auf dem Rost

Hw + Lp • cpL • t RS • cPßg

Der Faktor, welcher den Nutzeffekt der Feuerung rein kalorimetrisch beeinflußt, liegt einfach darin, daß die Gesamtmenge des zu verfeuernden Materials wirklich ohne jeden Verlust in Rauchgas umgesetzt wird. Bezeichnet man mit â in Prozenten die vom Gesamtquantum nicht in Wärme umgesetzte Brennstoffmenge, sowie ferner das durch Strahlung und Leitung abfließende Wärmequantum, so hat man nicht Hw, sondern (Hw — d) zu setzen; dieser Verlust entsteht durch Mitentfernen von Brennstoff beim Abschlacken, Durchfallen von Brennstoff durch die Rostspalten, Abführung von aus den Rauchgasen entnommener Wärme durch Wärmestrahlung und -leitung.

Der zweite und wesentlichere Faktor ist in der Anfangstemperatur T gegeben, weil, wie später gezeigt werden wird, der Wärmedurchgang an Heizflächen mit der Zunahme der Temperaturdifferenz wächst und diese eine Funktion der Anfangstemperatur ist.

Wie aus der Formel ersichtlich, steigt die Anfangs temperatur mit der Zunahme Hw und der Abnahme von d, ferner mit der Abnahme von Lp und Rg, d. h. mit der Abnahme des Luftüberschusses, mit welchem das Brennmaterial verfeuert wird.

Mithin ist der günstigste Nutzeffekt des Feuerungsprozesses zu suchen in einer durch geringen Luftüberschuß bedingten hohen Anfangstemperatur und einer möglichst vollkommenen Anteilnahme sämtlichen zur Wärmeerzeugung benutzten Brennstoffes.

Bestimmt man die Anfangstemperatur und die Zusammensetzung des Rauchgases bezogen auf 1 kg Brennstoff, bevor dasselbe Wärme an die sich anschließende Heizfläche abgegeben hat, so erhält man den summarischen Ausdruck des Nutzeffektes der Feuerung nach dem Ansatz

Rg • cpRg • T — Lp • cpL • t

Hw

als den Anteil der in den Rauchgasen wiedergefundenen Wärme zu der im Brennstoff (Hw) vorhandenen.

Einige Beispiele lassen diese Verhältnisse erkennen und zwar hat man es im Fall A mit einem hohen, im anderen Fall B mit einem geringen Feuerungsnutzeffekt zu tun; beiderseits fällt, da t = 0° beträgt⁻, der Ausdruck (Lp . cpL . t) fort.

Rg • cPrs • T '¹⁰⁰

95,12 o/₀

Hw¹)

A.

Zusammensetzung des Brennstoffes:

Rückstände .

Theoretisch notwendige Luftmenge L Theoretisch erzeugte Rauchgasmenge R.........

Theoretischer Heizwert Hw .    .    .    6504 W. E.

1,414 fach

ß.

72,03 % 4,52 -7,80 -1,03 -2,59 -14,03 -9,504 kg

71,88% 1,32 -2,84 -0,98 -5,58 -17,40 -8,597 kg

10,179 -

Luftüberschußkoeffizient.....

Tatsächlich angewandte Luftmenge

9,358 -6078 W. E. 2,251 fach

Lp

14,438 kg

19,351 kg

Effektiv erzeugtes Rauchgasquantum

15,113 -

20,112 -

Zusammensetzung des Rauchgases am Heizflächenanfang C 0₂ .

13,83 Gew. % 7,58    -

O. .

10,36 Gew. % 12,41    -

2,38

Rauchgastemperatur T .    .

Spezifische Wärme cpEg .    .

Wärmemenge der aus

76,21    -

1251° C.

0,3260 W. E.

3,60

73,63    -

699° C.

0,2896 W. E.

1 kg Kohle

gebildeten Rauchgase Rg • cpEg- T 6188,77 W. E. Nutzeffekt des Feuerungsprozesses

4071,07 W. E.

66,97 %

Im Fall A verliert man mithin trotz hoher Anfangstemperatur nur 4,88% von der effektiv vorhandenen Wärmemenge, während im Fall B 33,03% verloren gehen. Die Ursache ist in dem gasarmen Brennstoff zu suchen, welcher schwer entzündlich ist und, um überhaupt zu verbrennen, nur mit großem Luftüberschuß verfeuert werden kann. Es kommen hier die bei der Anführung der einzelnen Funktionen der Komponenten der Steinkohle zum Ausdruck gebrachten Erscheinungen zur Geltung.

!) Hw = 100,00 angenommen.

II. Teil.

Die Wärmeverwendung.

Die durch den Feuerungsprozeß freiwerdende Wärmemenge wird von entsprechenden Heizflächen absorbiert zwecks Erzeugung von Wasserdampf in Dampfkesseln, zur Überhitzung desselben in Dampfüberhitzern und endlich zur Vorwärmung des Speisewassers in Vorwärmern. Die zur Beurteilung der wesentlich in Betracht kommenden Momente der genannten Wärme absorbierenden Heizflächen sind in dem nachfolgenden zweiten Teil besprochen.

8. Die Wärmeaufnahmefähigkeit und der Nutzeffekt der *    Dampfkesselheizfläche.

Die Wärmeaufnahmefähigkeit der Dampfkesselheizfläche hängt von verschiedenen Umständen ab, welche sich wie folgt kurz zusammenfassen lassen. Die günstigsten Eigenschaften des Wärmegebers liegen in einer hohen Anfangstemperatur und einer möglichst geringen Geschwindigkeit, mit welchen derselbe durch die wärmeaufnehmende Heizfläche fließt, ferner in der größtmöglichsten metallischen Reinheit der inneren und äußeren Heizflächenperipherie und endlich in einer möglichst großen Geschwindigkeit des in Dampf zu verwandelnden Wassers, d. h. in einer möglichst lebhaften Zirkulation desselben innerhalb der Heizfläche.

Das Maß für die aufgenommene Wärmemenge wird meist in der Anzahl der pro Stunde von 1 qm Heizfläche verdampften

Kilogramm Wasser resp. Dampf ausgedrückt. Diese Zahlen sind jedoch nur dann untereinander vergleichbar, wenn die Temperatur des zugeführten Speisewassers und die Gesamtwärme des erzeugten Dampfes gleich sind oder doch wenigstens auf gleiche Basis gebracht werden; als solche gilt für das Speisewasser eine Temperatur von 0° C. und für die Gesamtwärme des Dampfes 636,72 W. E., entsprechend Dampf von 1 kg Überdruck.

Hat man beispielsweise pro Stunde und Quadratmeter Heizfläche 18 kg Dampf von 13 kg Überdruck gleich 666,14 W. E. pro kg enthaltend aus Speisewasser von 82° C. erzeugt, so erhält man die auf normale Bedingungen reduzierte Heizflächenleistung resp. Beanspruchung nach dem Ansatz

18 • (666,14 — [82 ■ 1,0093])

636,72

gleich 16,49 kg Dampf von 636,72 W. E. Erzeugungswärme pro Stunde und Quadratmeter Heizfläche. Die Zahl 1,0093 ist die spezifische Wärme des Wassers bei 82° C.; für Temperaturen zwischen 0° und 100° C. liegen folgende Werte vor:

Temperatur .    .

Spez. Wärme . . 1,0000 1,0005 1,0012 1,0020 1,0030 1,0040 W. E.

100° C.

Spez. Wärme . . 1,0056 1,0072 1,0090 1,0109 1,0130 W. E.

Will man diese Zahl nicht in Kilogramm Dampf von je 636,72 W. E. Erzeugungswärme sondern in W. E. selbst angeben, so erhält man in dem vorerwähnten Beispiel 18 • (666,14 — 82,76) = 10 500,84 W. E.

pro Stunde und Quadratmeter.

Im dritten Fall endlich wird die von der Heizfläche absorbierte Wärmemenge durch den Wärmedurchgangs- oder Transmissionskoeffizienten k, bezogen auf die mittlere Temperaturdifferenz, ausgedrückt, welcher angibt, wieviel W. E. pro Stunde, Quadratmeter und 1° C. Temperaturdifferenz vom wärmegebenden zum wärmeabsorbierenden Medium aufgenommen wurden. Es kommt hier also nicht nur die Heiz-

Temperatur . i

60

10

70

20

30

40

50° C.

80

90

flächenleistung in Betracht, sondern es wird auch auf den Zustand des Wärmegebers Bezug genommen. Hat man die mittlere Temperaturdifferenz dm zwischen wärmegebenden und -absorbierendem Körper ermittelt, so ist k in diesem Fall

einfach

om

-, wenn mit Q die pro Stunde und Quadratmeter

Man

Heizfläche absorbierte Wärmemenge bezeichnet wird, hat es in den hier vorkommenden Fällen immer nur mit zwei Arten des Wärmeaustausches zu tun und zwar:

1.    Wärmegeber und Wärmeaufnehmer fließen sowohl außerhalb wie innerhalb der Heizfläche parallel, d. h. sie liegen im Gleichstrom Gl. zu einander.

2.    Wärmegeber und Wärmeaufnehmer fließen außerhalb und innerhalb der Heizfläche gegen einander, also in umgekehrter Richtung, d. h. sie liegen im Gegenstrom Gg. zu einander.

Die mittlere Temperaturdifferenz Sm für diese beiden Zustände erhält man nach Grashof als logarithmische Gleichung zu

(*R e ~ e) ~ (*Ra —    a)

äm Gl. =

,    , tRe“tDe

log. nat. -r--t—

*ßa H) a

und für den Gegenstrom zu

(*R e~ a) (*R a ^De)

,    , tße_tüa

log. nat. —---—

lßa_tDe

In diesen Formeln bedeutet t = Temperaturen, R = Rauchgas, D = Dampf resp. Wasser, a = Austritt, e = Eintritt in die entsprechenden Gleich- und Gegenstromheizflächen.

Für eine nach dem Gegenstromprinzip wärmeabsorbierende Dampfkesselheizfläche ist z. B. aus einem Versuch erhalten worden:

. . 1327° C. . .    255 -

36 -180 -

4n =

(1327 — 180) — (255 — 36)

928

lo*g. nat.

1327 — 180

log. nat. 5,237

= 561,5°.

255 — 36

Da nun Q pro Stunde und Quadratmeter hier 7962 W. E. betrug, erhält man mithin den auf 1° Temperaturdifferenz bezogenen Wärmedurchgangskoeffizienten k zu 7962 “561^"

Inwieweit sich die Wärmeaufnahmefähigkeit einer und derselben Dampfkesselheizfläche bei annähernd gleichen Umständen in Bezug auf die Temperaturverhältnisse te und ta D und bei variablen Temperaturen te und ta R und wechselnden Rauchgasmengen verhält, zeigen einige an dem eingangs erwähnten Dampfkessel vorgenommene Beobachtungen.

In der Versuchsreihe A hat man es mit durchschnittlich

= 14,17 W. E.

hohen Anfangstemperaturen und kleinem Rauchgasvolumen zu tun, d. h. die Wärmeerzeugung geht mit hohem Nutzeffekt vor sich.

Gegenteilige Verhältnisse liegen in der Versuchsreihe B vor.

Versuchsreihe A.

Versuch No. I 1

4353

4878

7718

7962

35,35°    34,05°

180,25°    180,92°

1186°    1173°

36,08°

181,33

1327°

37,39°

182,07

1190°

9420 W. E. 35,41° C. 181,78 -

1143

241°

240°

255°

287°

311

504

501

561

544

768

8,58

9,56

13,75

14,67

12,26 W. E.

Versuchsreihe B.

Versuch No.

10

3782

4569

6469

7654

8068 W. E.

tD

*'D

40,58°

179,85°

41,61°

180,25°

35,35°

180,90°

34,92

180,90°

36,20° C. 181,21 -

tR

935

980

1059

1089

1041

^R a

241

421

8,98

o o o

i-O    rH

CM CM

304

530

327

609

13.14

14.44

13,24

Das Diagramm Figur 8 zeigt die hier zum Ausdruck gebrachten Abhängigkeitsverhältnisse; die Daten der Versuchsreihe B sind stark ausgezogen, die der Versuchsreihe A sind punktiert zur Darstellung gebracht.

Betrachtet man ferner das Verhältnis der von der Kesselheizfläche absorbierten Wärmemenge zu der am Heizflächenanfang vorhandenen, so erhält man den Nutzeffekt, mit welchem die Wärmeaufnahme vor sich gegangen ist.

Für die Versuche der eben erwähnten Reihe A und B wurden folgende Werte erhalten:

Versuchsreihe A.

Versuch No.

Am Heizflächenan-fang vorhandene Wärmemenge Von der Heizfläche absorbierte Wärmemenge . Nutzeffekt

2 166 632

2 409 227

3 693 472 3 915 196

4 729 586 W.E.

1 850 377 84,01

2 073 205 86,05

3 280 127 88,80

3 373 923 86,17

4 003 373 W.E. 84,64 %

Versuchsreihe B.

Versuch No.

10

Am Heizflächenan-fang vorhandene Wärmemenge V on der Heizfläche absorbierte Wärmemenge .    .    .

Nutzeffekt .    .    .

2 107 031

2 596 218 3 417 974 4 040 727 4 286 682 W. E.

3 429 004W.E. 79,99%

Das günstigste Verhältnis liegt demnach, wenn ein hoher Feuerungsnutzeffekt vorhanden ist, bei einem Wärmedurchgang von 7718 W. E. = 12,12 kg Dampf von je 636,72 W. E. Erzeugungswärme. In den später abgebildeten Figuren 15 a und 15 b sind diese Nutzeffektwerte punktiert eingetragen.

Belastet man die Heizfläche geringer oder stärker, so fällt derselbe bis auf 84% herunter. Bei geringem Nutzeffekt der Feuerungsanlage liegt die beste Wärmeaufnahmefähigkeit der

1597 672 75,82

1 942 156 2 749 562 3 253 204 74,80 ¹ 80,44    80,51

Dampfkesselheizfläche ebenfalls bei einem stündlichen Wärmedurchgang von 7654 W. E. = 12,02 kg Dampf von je 636,72 W. E.; im ungünstigsten Fall geht hier jedoch der Nutzeffekt bis zu 75% herunter.

Mithin erhält man für jede Dampfkesselheizfläche bei einem bestimmten und eindeutigen Wärmedurchgang einen

(5

fx

f3

12

11

IO

3000

9000

3000

Belastung der Heizf/äche pro gm u. Stunde Zn ZV f. Fig. 8.

6000

7000

3000

9000

10000

maximalen Nutzeffekt derselben, welcher Wert für die Betriebskontrolle wichtig genug ist, um ermittelt zu werden.

Aus der Größe des Wertes k ist ferner erkenntlich, daß bei gleichem Wärmequantum am Heizflächenanfang und bei abnehmender mittlerer Temperaturdifferenz naturgemäß k in dem Maße an wächst, als der Nutzeffekt fällt, z. B.

No. 6

Versuch No. 1

Am Heizflächenanfang vorhandene Wärmemenge......

2 166 632    2 107 031 W. E.

421

504

Nutzeffekt

8,582

84,01

8,985

75,82

9. Die laufende Ermittelung der Heizflächenbeanspruchung.

Ein Maß für die laufend vor sich gehende Dampfentwicklung an der Heizfläche bietet in erster Linie die Geschwindigkeit des aus dem Hauptdampfentnahmerohr entströmenden Dampfes. Kennt man die Geschwindigkeit v in m/sek. und

71 . d²

den Querschnitt —^— des Dampfentnahmerohrs, so ist das pro Stunde durch dasselbe fließende Dampfquantum gleich

3600 • v •

7Z-d²

Legt man die im Abschnitt 5 des ersten Teiles für die Gasgeschwindigkeit abgeleiteten Beziehungen zu Grunde, so erhält man die gesuchte Dampfgeschwindigkeit v einfach aus der Messung der Druckdifferenz innerhalb einer bestimmten Bohrlänge, z. B. derart, daß man den einen Schenkel eines kommunizierenden Manometers mit der Bohrleitung kurz hinter dem Hauptabsperrventil verbindet, während der andere Schenkel in die gleiche Bohrleitung 1, 2 oder 3 m davon mündet. Der Druckausschlag px wird dann wieder gemäß der Gleichung

V²

P, = 2i'S + r

erhalten werden.

Die Messung der Dampfgeschwindigkeit kann bei der Einfachheit des hierzu nötigen Apparates und der Sicherheit seiner Angaben zu einem bedeutende Wichtigkeit besitzenden Dampf kesselkontrollmethode verwandt werden, wie einige hier mitgeteilte Versuche erkennen lassen.

Im Gegensatz zu der bei der Ermittelung der Bauchgasgeschwindigkeit unmöglichen Ermittelung der Größe r (der zusätzlichen Beibung) ist man hier in der Lage, r annähernd rechnerisch festzulegen. Denn während sich im ersten Fall der freie Querschnitt in der Brennstoffschicht fortwährend ändert, hat man es hier mit einem konstanten Querschnitt, der Dampfrohrleitung, zu tun. Fischer und Gut er muth haben für die Ermittelung von r innerhalb der im Dampfkesselbetrieb vorkommenden Dimensionen folgende Formel angegeben:

15-10    1

108 S ' d

s bedeutet hier wieder das Gewicht eines Kubikmeters Dampf in Kilogramm, 1 und d die Länge und den Durchmesser der Dampfrohrleitung und v die Geschwindigkeit in Metern pro Sekunde, r wird in Metern Wassersäule erhalten.

Man kann diese Formel auch

•v²

0,0 000 015 -J-

-s-v³

schreiben.

Hat man weiter 1 und d konstant und zwar in unserem

Fall 1 = 1) 1,500 und 2) 3,000 m, d = 0,175 m, so wird durch weitere Umformung

1.    r = 0,00 001 285 • s • v² und

2.    r = 0,00 002 575 • s • v².

Da nun ferner in dem hier angeführten Beispiel s innerhalb der Grenzen 5,1787 und 5,5340 kg/cbm, entsprechend Dampf von 10,25 bis 11,0 kg/qcm absoluter Spannung schwankt, erhält man endlich für r bei

1.

2.

0,000 013 335 • v2 0,000 013 638 • v2 0,000 014 042 - v2 0,000 014 251 • v²

Für den eingangs erwähnten Dampfkessel von 425 qm Heizfläche und für einen mittleren Dampfdruck von 10,50 kg/qcm, s = 5,2966 kg pro 1 cbm, erhält man mithin folgende Ausschläge in Millimetern Wassersäule.

r 10,25 kg/qcm = 0,000 006 654 • v2 r 10,50 r 10,75 r 11,00

= 0,000 006 806 • v2 = 0,000 006 957 • v2 = 0,000007 111-V²

1.

Stündliche Heizflächen-bean-spruchung pro qm

Pro Sek. werden erzeugt

ker

kg

cbm

v in m/sek.

v²

r = 0,000006 806 . v²

Pi = P + r

mm

mm

mm

10

12

14

16

0,944 0,178 1,180 0,222 1,416 0,267 1,652 0,311 1,888 0,356

7,41

9,24

11,12

12,95

14,83

TH Tti

tH tH

CO vH CO -T—I CO ^ ^ ^

O c-~

18,50

28,85

38,13

57,64

72,26

Ferner erhält man für gleiche Heizflächenbeanspruchung im Fall 2 für

r 8 kg =    7,47 mm und für p: = 22,24 mm

r 10 - = 11,64 r 12 - — 15,49 = 22,87 = 29,89

r 14

r 16

px - 34,68 -Pl = 45,89 -Pj - 69,10 -p, = 89,21 -

Gelangt demnach Dampf von 10,5 kg/qcm absoluter Spannung bei einer Beanspruchung der Kesselheizfläche von 16 kg

mm

125

I -100

2p.«

4,

50

2r,

10

12

16

Belastung der He/zfZacke in kg pro Stande und qm Fig. 9.

18kg

wenn

pro 1 qm und Stunde durch eine Kohrleitung von 175 mm lichtem Durchmesser an seinen Verwendungsort, so erhält man einen Differenzausschlag von ~ 89,2 mm Wassersäule man den einen Manometerschenkel 3 m von dem anderen in die Rohrleitung münden läßt.

In dem Diagramm Figur 9 sind die Werte p, r und pj für die hier besprochenen Fälle 1 und 2 (1,5 und 3 m Entfernung der beiden Manometermündungsstellen in die Rohrleitung) graphisch dargestellt.

Diese Ausschläge stellen gewissermaßen mittlere Höhen dar, welche effektiv um ~ 10, 15% etc. größer oder geringer bei direktem Versuch ausfallen können. Der Grund hierfür ist einmal in der mehr oder minder guten Isolierung der Dampfrohrleitung, welche hierdurch mehr oder minder große Kondensationsmengen erzeugen wird, und ferner in dem je nach der Beanspruchung und Konstruktion der Kesselheizfläche sich bildenden mehr oder minder großen Feuchtigkeitsgehalte des produzierten Dampfes zu suchen.

Deshalb wird man in jedem Fall die Ausschläge, welche zwischen zwei Meßpunkten resultieren, durch Versuch empirisch festlegen.

J k9

*8

'S

l 16 % 11 I 1Z

3 St.

Betriebszeit in Stunden

mmmm Abschlackperioden

Fig. 10.

Im Diagramm Figur 10 ist ein Betriebsbild des vorerwähnten Dampfkessels gegeben. Die stark ausgezogene Linie stellt die aus den Angaben des Dampfgeschwindigkeitsmessers abgeleitete Belastung der Heizfläche in Kilogrammen pro Stunde und Quadratmeter dar. Naturgemäß geht die Dampfproduktion mit der Zunahme der Rostverschlackung abwärts, um in der Abschlackperiode ein Minimum zu erreichen.

Zu gleicher Zeit ist aus dem Verbrauch des jeweilig verspeisten Wassers die zugehörige Geschwindigkeit umgerechnet und punktiert eingetragen ; die Kurven würden sich vollständig decken, wenn einmal das zugeführte Speisewasser gleich dem im abgeführten Dampf vorhandenen analog und wenn die zugeführte Wärmemenge konstant wäre. So hat man z. B. in den Abschlackperioden bedeutend mehr Speisewasser im Kessel, als Dampf denselben verläßt etc.

Mit der Erkenntnis der laufend vor sich gehenden Dampfproduktion und in Verbindung mit den an der Luftansaugungsanlage abgeleiteten Differenzzugzahlen erhält man ein höchst einfaches Maß, welches das für jede Heizflächenbelastung zum Verfeuern der hierzu notwendigen Brennstoffmenge zugehörige Quantum Verbrennungsluft immer so einzustellen gestattet, daß der günstigste Nutzeffekt der Feuerungsanlage in Bezug auf Luftüberschuß resultiert.

So wurde beispielsweise in den vorerwähnten Versuchen auf Seite 20 bei Einhaltung des gelängst möglichsten Luftüberschusses erhalten :

Zuggeschwindigkeitszahl mm Wassersäule 6,03 mm 6,76 -8,38 -10,76 -16,14 -

Würde man den Dampfgeschwindigkeitsmesser mit einer doppelten Teilung versehen, sodaß neben der Belastungsangabe die dem praktisch geringsten Luftüberschuß entsprechende Zuggeschwindigkeitszahl vorhanden ist, so hätte man nach einem Zuggeschwindigkeitsmesser nur dieses Quantum Verbrennungsluft einzuhalten, um gewiß zu sein, daß die zur Dampferzeugung im günstigsten Fall nötige Brennstoffmenge mit dem geringsten Luftüberschuß verfeuert wird.

Das heißt nun nichts anderes, als daß sowohl der Nutzeffekt der Wärmeerzeugungsanlage als der der Wärmeabsorptionsanlage hiermit laufend im besten Verhältnisse zu einander gehalten werden können.

Heizflächenbeanspruchung kg Dampf pro Stunde u. qm Rostfl.

7,51 kg 8,65 -12,63 -14,24 -16,93 -

10. Die Verteilung der Wärmemenge innerhalb der Heizfläche und die Wärmebilanz der Dampfkesselanlage.

Bestimmt man von Anfang bis Ende der Heizfläche die Zusammensetzung der wärmegebenden Rauchgase und die vorhandene Temperatur, so kann man aus diesen Zahlen einen Einblick in den Verbleib und die Anteilnahme der Absorption der Wärme von der gesamten Heizfläche erhalten. Es ist von vornherein zu erwarten, daß die bei den höchsten Temperaturen liegenden Anteile der Heizfläche einen größeren Teil Wärme aufnehmen, d. h. mehr Dampf entwickeln als die gegen das Ende liegende Heizfläche, wo wesentlich geringer temperierte Rauchgase vorhanden sind.

Im Anschluß an den im ersten Teil, Abschnitt 7, mitgeteilten Versuch A wurde bei Verwendung des dort mit einem Nutzeffekt von 95,12 % gebildeten wärmegebenden Rauchgases, welches eine Dampfkesselheizfläche von ~300 qm durchzog, folgender Wärmeverbleib und Verteilung konstatiert:

Meßpunkte innerhalb der Heizfläche: No. 1

17,89

5,35

181,87

59,89

Versuchsdauer ..............

Kohlen, verfeuert total...........

desgl. pro Stunde.........

desgl. pro Stunde und 1 qm Rostfläche .    .

Zusammensetzung, Heizwert, Luftbedarf etc. siehe Seite 33

Wasser, verdampft total..........

desgl. pro Stunde.........

Temperatur desselben........

Dampf, Spannung desselben, Kilogramm Überdruck

Temperatur desselben........

Gesamtwärme desselben.......

von je 636,72 W. E. Erzeugungswärme pro Stunde und Quadratmeter Heizfläche . Verdampfungsziffer pro 1 kg Brennstoff unter den Versuchsbedingungen..........

299,65 qm

100,00 °/₀.

16 Std. 13 Min. 14 257 kg 879,1 -142,9 -

99 814 kg 6154,8 -34,45 ⁰ C. 13,20 kg 194,658 ⁰ C. 665,870 W. E.

20,36 kg

6,79 -

Verdampfungsziffer pro 1 kg Brennstoff bezogen auf

Normalbedingungen..........

Pro 1 kg Kohle in Dampfwärme umgesetzt . . . 4412 W. E. Rauchgastemperatm’ bei Meßpunkt No. 1 . . . . 1250⁰ C. desgl. desgl. desgl.

6,93 kg

Spezifische Wärme des Rauchgases bei Meßpunkt No. 1 0,3260 W. E.

Meßpunkt No. 2 0,3060 Meßpunkt No. 3 0,2688 Meßpunkt No. 4 0,2649

desgl.

desgl.

desgl.

927

421

381

S 70 V 60

* 5*

I⁵ ¥0 s

130 I *7

O ZO 20

30    ¥0    50    60    70

Peizf/äche in Prozenten Fig. li.

SO 90 -/OO

Vorhandene Wärmemenge des pro 1 kg Brennstoff

95,12% 65,91 -26,32 -23.69 -

Man erhält demnach für die Wärmebilanz folgende Werte:

Wärmemenge des Brennstoffes........

Verlust durch den Feuerungsprozeß . . — 4,88% Von der Heizfläche absorbierte Wärme-

100,00%

menge

Abwärmeverlust am Heizflächenende .    . — 23,69%

Im Mauerwerk aufgespeicherte Wärmemenge

. +67,86%

3,57%

2’ 32,14% + 32,14%

100,00%.

In dem Diagramm Figur 11 kommt der Wärme verbleib und die Verteilung der absorbierten Wärmemenge innerhalb der Heizfläche zum Ausdruck.

Man ersieht, daß die letzten 40% derselben einen ganz unwesentlichen Anteil an der gesamt absorbierten Wärmemenge haben und mit aller Wahrscheinlichkeit eine größere Wärmeausnutzung eintritt, wenn das Rauchgas von dort ab nicht durch die Heizfläche, sondern in einem anfänglich mit kaltem Wasser gefüllten Speisewasservorwärmer übergeleitet wird.

11. Der Nutzeffekt und der Wärmedurchgang ' an Dampfüberhitzerheizflächen.

Während bei der Beanspruchung der Dampfkesselheizfläche gewissermaßen weite Variationen möglich und in Dampfbetrieben auch tatsächlich vorhanden sind, ist die Beanspruchung einer Dampfüberhitzerheizfläche meist nicht so willkürlich variabel zu gestalten, weil dieselbe eben einfach den erzeugten Dampf, gleichviel welches Quantum, auf eine gewisse Temperatur zu erhitzen hat und deshalb die mehr oder minder große Beanspruchung keine weitere direkte Regelung erfährt.

Jeder genauen Berechnung derjenigen Wärmemenge, welche von einer Dampfüberhitzerheizfläche pro Brennstoffeinheit aufgenommen wird, stellen sich erhebliche Schwierigkeiten entgegen. Hauptsächlich wird das Resultat deshalb stets unsicher, wenn nicht gar wertlos, weil man die Gesamtwärme des eintretenden Dampfes nicht kennt und dieselbe auch nur unsicher bestimmen kann.

Hat man es mit einer zwischen die Dampfkesselheizfläche eingebauten Dampfüberhitzerheizfläche zu tun, so ist der Nutzeffekt aus der Zusammensetzung der Rauchgase, seiner Temperatur und der sich hieraus ergebenden Wärmemenge, sowie des vom Überhitzer absorbierten Wärmequantums zu berechnen. Ein direkter Rückschluß auf die mehr oder weniger große Menge von Wasser in dem zu überhitzenden Dampf ist in diesem Fall kaum ausführbar.

Aus zwei Versuchen A und B an zwischen die Darnpf-kesselheiztiäche eingebauten Dampfüberhitzern wurden z. B. folgende Verhältnisse konstatiert:

Versuch A. 14,75 Gew. % 2,26 -6,30    -

76,69    -

445,3 ⁰ C.

489,0 ⁰ C.

355,3

402,0 -

0,2692 W. E.

0,2744 W. E.

0,2640 W. E.

0,2687 W. E.

14,513 kg

15,877 kg

1738,56 W. E. 2130,37 W. E.

1361,29 W. E. 7,05 kg

1674,76 W. E. 6,93 kg

195,38 ⁰ C.

195,77 ⁰ C.

296,5⁰ C.

317,2 »C.

666,090 W. E. 666,209 W. E.

719,521 W. E.

731,295 W. E.

65,086 W. E.

53,431 W. E.

376,688 W. E. 451,045 W. E.

40,88 kg

53,60 kg

Räuchgaszusammensetzung: C0₃    .    .

EU . .

N - . . .

Temperatur der Rauchgase beim Eintritt

in den Überhitzer.......

Temperatur der Rauchgase beim Austritt

aus

dem Überhitzer......

Spezifische Wärme der Rauchgase beim Eintritt in den Überhitzer .... Spezifische Wärme der Rauchgase beim Austritt aus dem Überhitzer .    .    .

Pro 1 kg Brennstoff erzeugtes Rauchgasquantum ..........

Gesamtwärme der pro 1 kg Brennstoff erzeugten Rauchgasmenge beim Eintritt in den Überhitzer.....

Gesamtwärme der pro 1 kg Brennstoff erzeugten Rauchgasmenge beim Austritt aus dem Überhitzer .... Pro 1 kg Kohle werden überhitzt Dampf Temperatur des Dampfes beim Eintritt

in den Überhitzer.......

Temperatur des Dampfes beim Austritt

aus dem Überhitzer......

Gesamtwärme des trocken gesättigt angenommenen Dampfes beim Eintritt

in den Überhitzer.......

Gesamtwärme des überhitzten Dampfes beim Austritt aus dem Überhitzer . Von 1 kg Dampf aufgenommene Wärmemenge ...........

Von 1 kg Brennstoff absorbierte Wärmemenge zur Dampfüberhitzung .    .    .

Belastung der Überhitzerheizfläche pro Stunde und Quadratmeter ....

Pro 1 kg Dampf betrügen mithin die Differenzen Rauchgaswärme minus Dampfwärme im Fall A = 0,083, im Fall B 0,659 W. E. Man könnte daraus folgern, daß der zum Überhitzer gelangende Dampf nicht die der Spannung nach berechnete Gesamtwärme, sondern diese minus der gefundenen Differenzen gehabt hat, also in A = 666,007 und in B = 665,550 W. E. Demnach hätte fernerhin auch die Überhitzerheizfläche in A = 21,69%) in Fall B = 21,38% der anfänglich vorhandenen Wärmemenge absorbiert.

Fall

, und zwar erhält man

Belastung der Überhitzerheizfläche inW.E. 2184,25 W. E. Nutzbar von der Dampfüberhitzerheiz-tläche aufgenommene Wärmemenge¹ 2 3 4)

Differenz Eintritts - Austritts Rauchgaswärme ...........

Differenz Eintritts-Austritts Dampfwärme Differenz Rauchgaswärme-Dampfwärme .

3488,60 W. E.

21,66 %

21,17%

377,27 W. E 376,68    -

0,59

455,61 W. E. 451,04    -

4,57

Die Gesamtüberhitzerheizfläche liegt in diesem Fall zur Hälfte im Gleichstrom, zur Hälfte im Gegenstrom zu den Rauchgasen. Die mittlere Temperaturdifferenz ist in diesem Gl. 4- om Gg.

Versuch A.

Versuch B.

120,6⁰ C.

127,9⁰ C.

18,11 W. E. 27,27 W. E.

Mittlere Temperaturdifferenz <j'm zwischen Wärmegeber und Wärmeaufnehmer Wärmedurchgangskoeffizient k pro Stunde und Quadratmeter Heizfläche und 1° C. Temperaturdifferenz ....

Hat man es mit direkt befeuertem Überhitzer zu tun, so kann man den Wärmewirkungsgrad desselben nach folgendem Annäherungsverfahren bestimmen.

Man teilt die Gesamtüberhitzerheizfläche einfach in zwei Meßbereiche und vergleicht die an der Seite des Dampfaus-

tritts Gl. gemessenen Temperaturgefälle der Rauchgase und der vom Dampf absorbierten Wärmemengen mit der Seite des Dampfeintritts Gg.

Da an der Dampfaustrittsseite Gl. anzunehmen ist, daß der Dampf wirklich frei von Wasser ist, während an der Dampfeintrittsseite Gg. wahrscheinlich erst Aufdampfarbeit bis zum

I A

•cj>-

Ą2

XZ)

R3

Gc/.

Gl.

Fig. 12.

Saturationspunkt zu leisten ist, wird man Differenzen bekommen, welche ausgeglichen werden müssen.

Bezeichnet man mit w Gl. das Produkt Differenz des Temperaturgefälles mal spezifischer Wärme der Rauchgase pro Kilogramm auf der Dampfaustrittsseite, w Gg. dasselbe Produkt für die Dampfeintrittsseite, k Gl. die hierbei pro Kilogramm Dampf aufgenommene Wärmemenge, so muß das gesuchte weil unbekannte Wärmequantum k Gg., welches an der Gegenstromseite absorbiert wurde, einfach

k Gg. -

k Gl. w Gg.

sein.

w Gl.

In der Zeichnung Figur 12 ist die Gesamtheizfläche eines Überhitzers schematisch dargestellt. Der Rauchgasweg ist durch den Pfeil R gekennzeichnet, der Dampf tritt in der im Gegenstrom liegenden Heizfläche Gg. hei e ein, verläßt dieselbe bei a und geht von dort in die parallel zum Rauchgasstrom liegende Heizfläche Gl. bei E und tritt endlich bei A in die Hauptdampfrohrleitung.

Da man es hier mit der nämlichen Gasmenge zu tun hat, fällt das Quantum derselben bei der Berechnung heraus und tritt an dieser Stelle nur seine spezifische Wärme.

Bildet man ferner den Wärmedurchgangskoeffizienten k für die mittlere Temperaturdifferenz pro 1° C., so wird ersichtlich, daß k für die Dampfeintrittsseite viel zu gering ausfällt, was in der aus der Dampfeintrittstemperatur als trocken gesättigter Dampf berechneten Gesamtwärme seinen Grund hat.

Bestimmt man die Zusammensetzung der Rauchgase, die Temperaturen derselben bei R1} R₂, R₃, ferner die Temperatur des Dampfes bei e und a Gg. sowie E und A Gl., weiter den Dampfdruck bei e Gg., E und A Gl., so hat man neben der Kohlen- und Wassermessung alle für die Bestimmung des wahrscheinlichen Nutzeffektes notwendigen Daten.

In einem Versuch wurde beobachtet:

99,5 qm

102.5    -

268.5    kg 18 007,5 -

67,01 -89,15 -12,5 %

79,0 -14,58 kg abs. 195,9° C.

666,249 W. E. 14,31 kg abs. 195,0° C.

Gleichstro inheizfläche .............

Gegenstromlaeizfläche .............

Stündlich verfeuerte Kohlenmenge.........

Stündlich überhitzte Dampfmenge .    .    .    ......

Pro 1 kg Brennstoff überhitzte Dampfmenge.....

Pro Stunde und qm Heizfläche überhitzte Dampfmenge Zusammensetzung des Rauchgases C0₂.......

0₂

Spannung des Dampfes beim Eintritt in den Überhitzer .

Temperatur desselben.............

Gesamtwärme desselben, trocken gesättigten Dampf angenommen ................

Spannung des Dampfes beim Gegenstromaustritt .    .

Temperatur des gesättigten Dampfes hierbei.....

Gesamtwärme hierbei, trocken gesättigten Dampf vorausgesetzt .................

665,9 W. E. 215,9° C. 20,9 -0,499 W. E.

Temperatur des überhitzten Dampfes am Gegenstromaustritt

Überhitzung des Dampfes............

Wärmekapazität des Dampfes pro 1 kg.......

676,411

Gesamtwärme des überhitzten Dampfes im Gegenstromüberhitzer ................

Spannung des Dampfes beim Gleichstromaustritt ....    14,13 kg abs.

194,4° C.

Temperatur des gesättigten Dampfes hierbei.....

665,8 W. E. 214,9° C. 312,8 -118,4 -0,534 W. E.

Gesamtwärme hierbei, trocken gesättigten Dampf vorausgesetzt .................

Temperatur des Dampfes beim Gleichstromeintritt Temperatur des Dampfes beim Gleichstromaustritt .    .    .

Überhitzung des Dampfes............

Wärmekapazität des Dampfes pro 1 kg.......

729,026 W. E. 841,6° C. 427,4 -0,287 W. E. 0,253    -

Gesamtwärme des überhitzten Dampfes im Gleichstromüberhitzer ................

Rauchgastemperatur beim Eintritt beim Austritt

aus dem Gleichstromüberhitzer

desgl.

beim Austritt

Wärmekapazität desselben beim Eintritt desgl.

Rauchgastemperatur beim Eintritt beim Austritt

427,4° C. 243,1 -0,253 W. E. 0,243    -

414,2° C. 634,5 -0,270 W. E. 184,3° C. 335,2 -0,248 W. E.

302,1° C.

180,87 kg

9720,85 W. E. 32,17 W. E. 109,1° C.

175,68 kg

1785,27 W. E. 16,36 W. E.

desgl.

Wärmekapazität desselben beim Eintritt desgl.

beim Austritt

aus dem Gegenstromüberhitzer

desgl.

Differenz der Rauchgastemperatur im Gleichstromüberhitzer Mittlere Rauchgastemperatur Wärmekapazität hierbei .

desgl.

Differenz der Rauchgastemperatur im Gegenstromüberhitzer Mittlere Rauchgastemperatur Wärmekapazität hierbei .

Mittlere Temperaturdifferenz t)'m im Gleichstromüberhitzer . Stündlich pro 1 qm überhitzte Dampfmenge im Gleichstromüberhitzer ..............

Stündlich pro 1 qm aufgenommene Wärmemenge im Gleichstromüberhitzer ..............

Wärmedurchgangskoeffizient k für 1° Temperaturdifferenz Mittlere Temperaturdifferenz cf im Gegenstromüberhitzer . Stündlich pro 1 qm überhitzte Dampfmenge im Gegenstromüberhitzer ..............

Stündlich pro 1 qm aufgenommene Wärmemenge im Gegenstromüberhitzer ..............

Wärmedurchgangskoeffizient k für 1° Temperaturdifferenz

Der Wärmedurchgang stellt sich hiernach mithin im Gegenstromüberhitzer als etwa um y₂mal so groß dar wie im Gleichstromüberhitzer.

Es ist nun ferner:

Der in den Gegenstromüberhitzer eintretende Dampf hätte mithin 21,965 — 10,162 === 11,803 W. E. pro 1 kg Dampf weniger besessen, d. h. man erhält statt 666,249 W. E. für die Gesamtwärme des eintretenden Dampfes nur 655,446 W. E.

Berechnet man nunmehr nochmals den Wert für k an der Gegenstromseite, so erhält man:

Mittlere Temperaturdifferenz im Gegenstromüberhitzer .

Stündlich pro 1 qm überhitzte Dampfmenge im Gegenstromüberhitzer ..............

Stündlich pro 1 qm aufgenommene Wärmemenge im Gegenstromüberhitzer ..............

Wärmedurchgangskoeffizient k für 1° Temperaturdifferenz .

Stellt man eine Wärmebilanz auf, so erhält man mit und ohne Berücksichtigung (a und b) der Aufdampfarbeit an der Dampfeintrittsseite des Überhitzers folgende Werte:

und wird hieraus

109,1 °C.

175,68 kg

3858,81 W. E.

35,86    -

a.

b.

Von 1 kg Dampf aufgenommene Überhitzungswärme ........

Pro 1 kg Brennstoff überhitzte Dampfmenge ...........

Pro 1 kg Brennstoff nutzbar gewonnene

Wärmemenge........

Nutzbarer Heizwert pro 1 kg Brennstoff Nutzeffekt der Dampfüberhitzeranlage .

Abwärmeverlust.........

Differenzverlust durchWärmeableitungetc.

Aus dieser Wärmebilanz ergibt sich, daß das nach a berechnete Resultat um vieles wahrscheinlicher ist, als das nach b ermittelte.

73,580 AV. E.

62,777 AV. E.

67,01 kg

67,01 kg

4920,59 AV. E. 7309 W. E.

67,32% 14,91 -17,77 -

4206,68 W. E. 7309 AV. E.

57,55% 14,91 -27,54 -

Würde man annehmen, daß der Wärmedurchgang genau so groß in der Gleichstrom- als auch in der Gegenstromseite des Überhitzers sei, so würde man für den Gleichstromüberhitzer k = 32,17 W. E. folgende Werte erhalten:

3509,74 W. E. 19,987    -

Stündlich pro 1 qm aufgenommene Wärmemenge im Gegenstromüberhitzer . k Gg. Avird hieraus zu

Gesamtwärme des eintretenden Dampfes demnach .    .    .    656,433

66,55%

Man erhält mithin nur eine Differenz von 0,77% in der nutzbar von der Gesamtüberhitzerheizfläche absorbierten Wärmemenge und hat hiermit eine Bestätigung der Wahrscheinlichkeit für die nach diesem Annäherungsverfahren ermittelten Werte.

Nutzeffekt der Dampfüberhitzeranlage

12. Der Nutzeffekt und der Wärmedurchgang an Speisewasservorwärmerheizflächen.

Das von der Dampfüberhitzerheizfläche in Bezug auf Regelung der Belastungsverhältnisse Gesagte findet ebenfalls direkte Anwendung bei der Ausnutzung der in Rauchgasen noch vorhandenen Restwärme in Speisewasservorwärmern.

Ein Beispiel über die Wärmeabsorption in einem Ekonomiser möge diesen Teil beschließen.

400 qm.

Heizfläche des Vorwärmers =

2289 kg 72,48 % 4,09 -8,02 -1,14-3,57 -10,70 -6751 W. E. 9,397 kg 10,202 -

Stündlich zur Dampferzeugung verwandte Kohlenmenge Zusammensetzung des Brennstoffes: C.......

W . .

Rückstand

Nutzbarer .Heizwert desselben .    .    .    .......

Luftbedarf pro 1 kg Brennstoff bei theoretischer Verbrennung Rauchgaserzeugung hierbei........... .

Bei 1,74 fachem Luftüberschuß bilden sich pro Brennstoffeinheit 17,155 kg Rauchgas folgender Zusammensetzung:

C0₂ = 12,26% 0₂    =    9,41 -

H₂0 = 1,68 -

N = 76,65 -

Stündlich erzeugte Rauchgasmenge.........

Stündlich durch den Vorwärmer fließende Wassermenge Eintrittstemperatur des Wassers in den Vorwärmer . Austrittstemperatur des Wassers aus dem Vorwärmer . Mittlere spezifische Wärme des Speisewassers .... Pro 1 kg Speisewasser aufgenommene Wärmemenge Stündlich vom Speisewasser absorbierte Wärmemenge . Eintrittstemperatur des Rauchgases in den Vorwärmer .

Spezifische Wärme hierbei...........

Austrittstemperatur des Rauchgases aus dem Vorwärmer

Spezifische Wärme hierbei...........

Stündlich in den Vorwärmer gelangende Rauchgaswärme

menge................

Stündlich aus dem Vorwärmer abziehende Rauchgaswärme

menge................

Pro 1 qm Vorwärmerfläche erwärmte Wassermenge .

Pro 1 qm Vorwärmerfläche absorbierte Wärmemenge .

Mittlere Temperaturdifferenz...... .    .    .    .

Wärmedurchgang k pro 1° mittlere Temperaturdifferenz

49 467 kg 15 399 -32,6° C. 88,2 -1,0083 W. E. 56,06    -

863 290    -

266° C. 0,2544 W. E.

Ill⁰ Of 0,2365 W. E.

3347451 W. E.

1298582 W.E.

38,49 kg 2167,74 W. E. 124,47° C. 17,41 W. E.

W ärme-Bilanz.

Pro 1 kg Brennstoff werden 6,72 kg Speisewasser erwärmt mit 376,72 W. E.

Eintretende Wärmemenge pro Stunde .    3 347 451 W. E. =    100,00%

Im Speisewasser Aviedergefundene Wärmemenge pro Stunde ......

Abwärme-Verlust am Vonvärmerfiächen-ende .    .    .    .    .    .    .    .    .    .    .

Innerer Vorwärmer-Verlust (Eisen- und Mauerwerkanwärmung,    Strahlung,

Ableitung etc.)........

863 290 W. E. = + 25,78 %

1 298 582 W. E. = - 38,79 %

1 185 579 W. E. = - 35,43 %

Da pro Brennstoffeinheit 376,72 W. E. gewonnen werden und der Nutzeffekt der Dampferzeugungsanlage in diesem Fall ~ 68 % betrug, ist die Brennstoffersparnis durch den Speise-376,72 • 100

wasservorwärmer =

6751 • 0,68

= 8,20%.

III. Teil.

¹

) In Wahrheit hat der Überhitzer tatsächlich fast die gesamte phy

²

sikalisch mögliche Wärmemenge der Rauchgase absorbiert, d. h. die Heiz

³

fläche ist für das Temperaturgefälle gerade so groß, daß selbst bei einer Verringerung des Dampfquantums und gleichen Rauchgaswärmen direkt keine höhere Überhitzung ermöglicht wird.

⁴

uchs.

Die Kontrolle des Dampfkesselbetriebes.

Eine nutzbare laufende Kontrolle des Dampfkesselbetriebes kann erst dann einwandsfrei ermöglicht werden, wenn die beiden den Gesamtbetrieb darstellenden Momente, die Wärmeerzeugung und die Wärmeverwendung, in ihren gewissermaßen bleibenden Verhältnissen richtig erkannt sind.

Als solche sind hier zu nennen:

Î. Die Verwertung der Energie der Zugansaugungsanlage nach der auf Seite 20 beschriebenen Methode, sodaß das angesaugte Quantum Verbrennungsluft aus den Angaben der Differenzzugmessung laufend erkannt werden kann.

2.    Die Erkenntnis des günstigsten Nutzeffektes der Dampfkesselanlage, d. h. die Bestimmung derjenigen Heizflächenbelastung, bei welcher die günstigste Ausnutzung der der Heizfläche angebotenen Wärmemenge resultiert.

Kennt man diese Beziehungen zu einander, so hat man die für eine Kontrolle des Dampfkesselbetriebes notwendigen Grundbedingungen, welche in Verbindung mit den variablen, gewissermaßen inkonstanten und deshalb der laufenden Beobachtung bedürftigen Momenten alle Werte geben, welche einen klaren Einblick in die Leistungsfähigkeit und den Nutzeffekt ermöglichen.

Als solche sind hier zu nennen:

3.    Die Qualität des Brennmaterials.

4.    Die Art der Verteuerung desselben im Betriebe, d. h. der Nutzeffekt der Feuerungsanlage.

5.    Die Erkenntnis der jeweilig produzierten Dampfmenge, d.b. dieBelastungsverhältnisse der Dampfkesselheizfläche in Bezug auf Wärmetransmission.

In dem nachfolgenden Abschnitt No. 13 sollen zuerst die zur Ausführung dieser Untersuchungen zur Erkenntnis der konstanten und inkonstanten in Betracht zu ziehenden Momente notwendigen Instrumente kurz beschrieben und ihre Wirkungsweise erläutert werden.

13. Die zur Dampfbetriebskontrolle notwendigen Instrumente.

Die zur Beurteilung von Vorgängen bei der Wärmeerzeugung und Verwendung nötigen Untersuchungen erstrecken sich auf Temperatur und Druckmessungen, ferner auf die Ermittelung der Zusammensetzung des Brennstoffes, der gebildeten Bauchgase und des Wärmewertes beider. Man versäume nicht, die zur Verwendung kommenden Instrumente untereinander zu vergleichen und ihre Fehler auszumitteln, eine kleine Mühe, welche leider nicht immer vorgenommen wird, trotzdem oftmals dieses oder jenes erhaltene Resultat als eine fundamentale Größe hingestellt wird.

Temp era türm es sungen.

Zur Bestimmung von Temperaturen bis 500° C. verwendet man vorteilhaft nur gläserne Quecksilberthermometer, welche bei Benutzung in Temperaturen über den Siedepunkt des Quecksilbers unter Druck mit Kohlensäure gefüllt werden, womit die sichere Verwendung bei höheren Temperaturen durch Verzögerung des Siedepunktes gewährleistet wird. Hat man ein im Kaliber vollkommenes Glasrohr und trägt den Fundamentalabstand 0 — 100° C. in irgend einem Maßstab auf, beispielsweise 100° C. = 100 mm Länge, so liegen die Punkte 200, 300, 400, 500° nicht bei 200, 300, 400, 500 mm vom Null-

punkt ab, sondern infolge der nicht proportionalen Ausdehnung des Quecksilbers in dem Glasrohr nach den Untersuchungen der Physikalisch-Technischen Reichsanstalt bei

300    400    500° C. =

200,4    304,1    412,3    527,8

200

mm

Länge,

gemessen von dem Temperaturnullpunkt ab. Es ist hierbei vorausgesetzt, daß das Instrument aus dem Jenenser Borosilikat-Glas 59¹¹¹ ist, und daß dasselbe immer bis zu dem augenblicklich herrschenden Temperaturgrad in das hochtemperierte ' Medium taucht. Da man bei Verwendung solcher Instrumente zur Bestimmung der Rauchgastemperatur immer nicht angängig machen kann, dasselbe vollkommen bis zum abgelesenen Temperaturgrad einzutauchen, ergeben sich Korrektionen, welche speziell bei langen Thermometern und kurzen Eintauchlängen bedeutend hohe Werte erreichen, 50° C. und darüber. Es ist deshalb in allen Fällen vorzuziehen, dem Verfertiger die Verwendungsart anzugeben, also daß z. B. bei einem Instrument von 1500 mm Länge die Justierung so vorgenommen wird, daß der Nullpunkt bei einer Eintauchtiefe von 1300 mm bestimmt und die übrigen Skalenwerte dementsprechend ausgewertet werden. Bestimmt man Temperaturen mit kürzeren Thermometern, z. B. in Rohrleitungen, welche überhitzten Dampf führen, so kann hierbei eine Korrektur wegen des herausragenden Fadens leicht vorgenommen werden, weshalb eine spezielle Berücksichtigung bei der Justierung der Instrumente unterbleiben kann.

Zur Bestimmung von Temperaturen über 500° C., also etwa bei der Ermittelung der Anfangstemperatur auf dem Rost, hat man in den nach Angaben von Holborn und Wien unter Benutzung eines Vorschlags von Le Chatelier gefertigten Thermoelementen ein' äußerst einfaches, betriebssicheres und hohe Genauigkeit gewährleistendes Instrument, welches auf Wunsch von der Physikalisch-Technischen Reichsanstalt untersucht und mit entsprechender Ivorrektionsnachweisung versehen wird. Dasselbe besteht aus einem Platin- und einem

Platinrhodiumdraht, welches die an der Erhitzung der Lötstelle beider entstehenden Tliermoströme als Funktion der Temperatur an einem Galvanometer abzulesen gestattet. Die beiden Drähte sind auf schwer schmelzbare Porzellanrohre gewickelt, welche wiederum in Eisen- oder Nickelrohre untergebracht werden. Zweckmäßig umkleidet man letztere mit Asbestschnur oder Chamotteröhren.

Fig. 13.

Druckmessungen.

Druckmessungen werden sowohl an dem erzeugten Dampf zur Bestimmung seiner Spannung und seiner Geschwindigkeit als auch an den Rauchgasen innerhalb der Feuerzüge ebenfalls zur Geschwindigkeits- resp. Volumenermittelung vorgenommen. Während man im ersten Fall rundweg den Überdruck gegenüber dem Druck von 1 kg pro 1 qcm bestimmt, hat man es bei der Geschwindigkeitsmessung lediglich mit der Ermittelung von Druckdifferenzen zu tun, welche immer in Millimeter Wassersäule ausgedrückt werden. Der Überdruck wird durchweg mit den bekannten Federmanometern gemessen, welche bequem mit einem Kontrollinstrument verglichen werden können. Die Messung der Dampf- und Rauchgasgeschwindigkeit kann mit speziell hierzu gefertigten Instrumenten, welche ebenfalls wie die Federmanometer Zeigerinstrumente sind, ausgeführt werden. Diese Apparate sind für die laufende Betriebskontrolle in anderer, z. B. der unten beschriebenen, Ausführung nicht verwendbar, jedoch erübrigt sich eine Beschreibung derselben und kann auf die von den Fabrikanten gebrachten Ausführungen verwiesen werden. Für spezielle Untersuchungen kann man entsprechend armierte Differenzmanometer, in der Hauptsache aus einem kommunizierenden Glasrohr bestehend, verwenden. Zur Ausführung der Untersuchung kann man sich der Anordnung nach Figur 13 bedienen. Es bedeute a den Oberkessel und b das Hauptdampfentnahmerohr, dasselbe ist an zwei Stellen angebohrt und mit den Röhren c armiert, welche in ein Differenzmanometer e münden. Zwei Hähne, e und el5 sind durch einen Lenker gemeinschaftlich verbunden, sodaß dieselben durch Umlegen immer gleichzeitig geöffnet oder gleichzeitig geschlossen werden.

Als Manometerflüssigkeit wendet man entweder Chloroform, spezifisches Gewicht 1,526, Schwefelkohlenstoff, spezifisches Gewicht 1,292, Anilin etc. an, Substanzen, die schwerer als Wasser und unlöslich in demselben sind. Der Rest der

Rohrleitung füllt sich von selbst mit Wasser, herrührend aus dem kondensierten Dampf, an. Es ist vorteilhaft, in den Schenkeln c vor den Hähnen zwei gleichdimensionierte Schleifen anzubringen, in welche sich Fremdkörper aus der Hauptdampfleitung absetzen können und so nicht in die Meßrohre gelangen.

Analog dieser Anordnung ist die zur Ermittelung der Zuggeschwindigkeit. Man verwendet hierzu ebenfalls die bekannten U-förmigen Glasröhren, verbindet den einen Schenkel mit einer über dem Rost gleich Anfang der Heizfläche mündenden Rohrleitung, während der andere Schenkel am Ende der Heizfläche gleich Anfang Abzugskanal endet.

Münden von mehreren Kostflächen Feuerzüge in einen mit gemeinschaftlichem Schieber versehenen Abzugskanal, zwei beispielsweise bei Zweiflammrohrkessel, so teilt man einen der Manometerschenkel derart, daß zwei Abzweigröhren in die Flammrohren münden. In allen Fällen legt man die Rohrleitungen zu den Manometern sowohl bündig mit der inneren Peripherie des Hauptdampfentnahmerohres als auch bündig mit dem Mauerwerk am Heizflächenanfang und -ende.

Rauchgaszusammensetzungsmessung.

Wie bei den Druckmessungen hat man auch hier zu unterscheiden in Apparaten für die laufende Betriebskontrolle, welche kontinuierlich arbeiten und die gewonnenen Resultate in einem Diagramm selbständig aufzeichnen, und ferner in Instrumenten, welche für einzelne Untersuchungen verwandt werden und einer persönlichen Bedienung des jeweiligen Beobachters bedürfen.

Für die erste Kategorie sind zwei Methoden zur Ermöglichung der fortlaufenden Analyse der Rauchgase benutzt worden, eine physikalische und eine chemische. Während die erste aus Gewichtsdifferenzen zwischen atmosphärischer Luft und Rauchgas nur den Kohlensäuregehalt — und diesen auch nicht exakt abzuleiten gestattet, können mit dem nach dem zweiten Prinzip gefertigten Instrumente der C0₂-Gehalt oder der Sauerstoffgehalt der Rauchgase und hiermit direkt der Luftüberschuß gemessen werden, indem durch entsprechende Absorptionsmittel dieser oder jener Bestandteil aus den Rauchgasen entfernt und durch ein Schreibwerk die Größe seines Anteils registriert wird. Aus rein betriebstechnischen Gründen, ganz abgesehen von der Exaktheit der Angaben, empfehlen sich nur die nach der chemischen Methode arbeitenden Instrumente, für welche eine Beschreibung aus den Prospekten der Erbauer der Instrumente zu entnehmen ist.

Ein zur zweiten Kategorie gehörendes Instrument ist in der Figur 14 abgebildet. Dasselbe kann zur Ermittlung des

Kohlensäure- oder Sauerstoffgehaltes der Rauchgase etc. dienen. Die Gasbürette a, welche 50 oder 100 ccm Inhalt besitzt, ist von einem Zylinder umgeben, in welchem eventuell Wasser

SE

Ivl

71t

7t O Jt

SS

ccm 15°C

US

\a/

20

75

il

=h£

It Eli

'd

Fig. 14.

zur Vermeidung von größeren Temperaturschwankungen befindlich ist. Eine Luftumhüllung ist jedoch in den meisten Fällen allein genügend ausreichend, da Temperaturvariationen zwischen Anfang und Ende der Absorption selten auftreten. Der Endpunkt der Gasbürette, 50 oder 100 ccm Volumen vom Nullpunkt besitzend, wird durch den Schlüssel des Dreiweg-

haïmes b begrenzt. Unterhalb des Nullpunktes an der Burette ist ein Schlauchstück angeblasen und verbindet ein Gummi-rohr c dieselbe mit der Wasser als Sperrflüssigkeit enthaltenden Druckflasche d. Die Absorptionsgefäße f bestehen aus zwei zylindrischen Glaskörpern, welche durch ein Bohr ft leitend miteinander verbunden sind. Das Unterteil ist durch Hahn g verschließbar, welcher in ein kurzes mit Schlauchstück versehenes kapillares Bohr endet; man füllt dasselbe zur Vermehrung der Absorptionsoberfläche mit Glasröhren oder Glaskugeln an. Die Nulllage der Absorptionsflüssigkeit wird durch Hahn g begrenzt. Die Beagentien werden so weit eingefüllt, bis gerade die Hahnhülse erreicht wird. Eine Verbindung der Absorptionsgefäße f mit der Bürette a bewerkstelligt Bohr i; an dasselbe ist ferner Wattefilter k angeschlossen, welches einen Absperrhahn zur Verbindung mit der Bauchgasrohrleitung oder Absperrung von derselben hat. Der Dreiweghahn b, die Absorptionsgefäße f und Wattefilter k sind durch kurze Gummischläuche untereinander verbunden. Vermittels Aspirators m können fiauchgase durch den Apparat gesogen werden. Zur Vornahme einer Bauchgasanalyse hätte man folgendermaßen zu operieren:

Dreiweghahn b befindet sich in Stellung n, durch Heben der Druckflasche d stellt man das Sperrwasser in der Bürette a bis zum Hahn ein; durch Drehung wird derselbe nunmehr in Lage o versetzt und der Hahn des Wattefilters k geöffnet. Durch Aspiration saugt man, selbstverständlich bei geschlossenen Hähnen g, Bauchgase durch den Apparat und stellt den Dreiweghahn b sodann in Stellung p. Das Sperrwasser läßt man jetzt bis zum Nullpunkt der Teilung sinken und schließt den Hahn des Wattefilters.

Das in einem bestimmten Quantum abgesperrte Bauchgas wird durch Hineindrücken des Gases in die geöffneten Absorptionsgefäße von diesem oder jenem Bestandteil, je nach der verwandten Beagenzflüssigkeit, befreit. Ist die Absorption vollendet, so stellt man durch Senken der Flasche d die Flüssigkeit wieder bis zum Hahn g ein, verschließt diesen und bringt die Niveaus der Sperrflüssigkeit sowohl in d als in a auf gleiche Höhen und liest an der Teilung das Resultat in Vol.-Prozenten ab.

Man absorbiert zuerst die Kohlensäure, dann den Sauerstoff und eventuell das etwa vorhandene Kohlenoxyd mit folgenden Substanzen.

Kohlensäure. Verwandt wird ausschließlich Kalilauge und zwar gelangen auf ein Gewichtsteil käufliches Kaliumhydroxyd ca. zwei Gewichtsteile Wasser.

Sauerstoff. Verwandt wird pyrogallussaures Kali oder Phosphor. Im ersten Fall gelangen auf 5 g Pyro-gallussäure 15 ccm Wasser, in welches eine Lösung von 120 g Kaliumhydroxyd und 80 ccm Wasser gemischt wird. Die beste Absorptionstemperatur liegt bei — 20° C. Aus dem Rauchgas muß selbstverständlich erst die Kohlensäure abgeschieden sein, ehe man mit diesem Reagens den Sauerstoffgehalt ermitteln kann. Im zweiten Fall verwendet man Phosphor in Stangenform von 3—4 mm Durchmesser; derselbe ist ein sehr energisches Absorptionsmittel, muß vor Licht geschützt und in Wasser aufbewahrt werden, welches vorteilhaft von Zeit zu Zeit erneuert wird. Die beste

Wirkung erhält man bei Temperaturen von Gegenwart von Kohlenwasserstoffen wie Äthylen etc. verhindern die Absorption.

Kohlenoxyd. Zur Absorption verwendet man ammo-niakalische Lösungen des Kupferchlorürs. Der Ermittlung des Kohlenoxyds stellen sich wegen der trägen und unbeständigen Absorption sowie wiegen der immer nur gering auftretenden Mengen bedeutende Schwierigkeiten entgegen. Nach dem Vorschläge von Drehschmidt verwende man deshalb zwei Absorptionsgefäße, bei Verwendung von Apparaten mit gröberer Einteilung unterläßt man besser die ganze Bestimmung.

Durch einfache Umformung k& m dieser Apparat zu einem Luftüberschußmesser, u. flier direkt den Luftüberschuß in

20° C.,

Vielfache der theoretischen Luftmenge an der Bürette abzulesen gestattet, umgebildet werden. Es ist hierzu ein mit Phosphor gefülltes Absorptionsgefäß nötig, welcher den freien Sauerstoff in den Rauchgasen absorbiert. Die Teilung der Bürette ist dann nicht in ccm, sondern mit Bezug auf die in Tabelle Seite 9 angeführten Verhältnisse zwischen Luftüberschuß und Sauerstoffgehalt durchgeführt.

14. Methoden zur laufenden Brennstolfuntersuchung.

Die laufende Brennstoffuntersuchung gehört zu den wesentlichsten Faktoren der Betriebsübersicht, weil die Rentabilität der Dampferzeugungsanlagen von dem mehr oder minder großem Wärmewert des zur Verwendung gelangenden Brennstoffes abhängt. Von den beiden möglichen Kontrollmethoden, der Ermittelung des Heizwertes im Kalorimeter und der Bestimmung des Brennwertes in einem praktischen Verdampfungs-resp. Feuerungsversuch, kommt für die Betriebskontrolle nur die zuletzt genannte Methode in Betracht. Es sprechen hierfür verschiedene Gründe; einmal können sich nur sehr große Betriebe die laufende Brennstoffkontrolle durch ein Kalorimeter im Laboratorium leisten, zweitens ist der erhaltene Durchschnittswert aus einem Verdampfungsversuch für die Beurteilung der Qualität des Brennstoffes bei weitem wertvoller und endlich gibt der Heizwert, ausgedrückt in W. E., allein überhaupt keinen Maßstab für die Güte und Verwendbarkeit von Brennstoff im Feuerungsbetrieb.

Da nun das Wärmeaufnahmevermögen der Kesselheizfläche von der Geschwindigkeit und der Temperatur des Wärmegebers stark abhängig ist, muß man deshalb bei laufenden Brennstoffuntersuchungen möglichst gleichartige Bedingungen einhalten, damit das Resultat nur die Variationen in der Brennstoffqualität, nicht der Art der Betriebsführung zum Ausdruck bringt. Man wird deshalb möglichst immer die gleiche Kesselart verwenden und eine gleichmäßige Belastung der Kesselheizfläche anstreben.

Fuchs.

Daß dieser oder jener Brennstoff praktisch nicht immer mit dem gleichen Luftüberschuß verfeuert werden kann, hängt, wie vorher gezeigt, von seinem Konglomerat und seiner Zusammensetzung ab, und gelangt deshalb neben dem Wärmewert des Brennstoffes im Quantum verdampften Wassers auch die Betriebsbrauchbarkeit nach dieser Richtung hin zum Ausdruck.

Die laufende Untersuchung kann neben dem exakten Verdampfungsversuch näherungsweise mit vollkommen genügender Genauigkeit auf verschiedene Weise durchgeführt werden. Vorausgesetzt, daß der verfeuerte Brennstoff gewogen wird und daß die Betriebsspannung als auch die Temperatur des zugeführten Speisewassers wenig schwankt, kann aus der Registrierung der Angaben des Dampfgeschwindigkeitsmessers laufend eine Übersicht über die pro Brennstoffeinheit verdampfte Wassermenge erhalten werden. Dieses Resultat kann natürlich, wenn die Speisewassertemperatur und die Dampfspannung registriert wird, auf normale Vergleichszustände, d. h. auf pro Brennstoffeinheit verdampfte Wassermenge von je 636,72 W. E. Erzeugungswärme reduziert werden, ein Umstand, der für die laufenden Werte nur dann vorzunehmen ist, wenn in den Betriebsbedingungen große Schwankungen Vorkommen. Bezeichnet man mit Vb die erhaltene Betriebsverdampfungsziffer (Kilogramm Wasser pro 1 kg Brennstoff), mit Vc die korrigierte Verdampfungsziffer, mit Flw. die Flüssigkeitswärme des zugeführten Speisewassers pro Kilogramm, mit q die Gesamtwärme des Betriebsdampfes pro Kilogramm und mit 636,72 die totale Erzeugungswärme des gebildeten Dampfes, so erhält man die korrigierte Verdampfungsziffer nach dem Ansatz

Yb (q-Flw.)

636,72

Hat man z. B. Vb = 7,83 kg, q == 661,060 W. E., entsprechend Dampf von 10 kg pro Quadratzentimeter absolut, Flw. = 80,34 W. E., so erhält man

7,83 • (661,060 — 80,34)

636,72

zu 7,14 kg.

Zur Kontrolle der erhaltenen Verdampfungsresultate der laufenden Brennstoffuntersuchungen als auch zur Festsetzung des Nutzeffektes der Dampferzeugungsanlage wird die Ermittlung des Heizwertes nötig. Es empfiehlt sich für diesen Fall die Benutzung der kalorimetrischen Bombe in der von Mahler-Kröcker angegebenen Konstruktion, weil mit derselben mit vollkommen ausreichender Genauigkeit die Zusammensetzung der gebildeten Yerbrennungsgase mit durchgeführt werden kann. Die spezielle Beschreibung des Instrumentes etc. übergehend, mögen jedoch an dieser Stelle einige Winke für die Ableitung der Instrumentkonstanten und Verwendbarkeit der erhaltenen Messungen mitgeteilt werden.

Die Wasserwertbestimmung des Kalorimeters kann auf verschiedene Art durchgeführt werden, z. B. durch die Mischungs-methode oder auch durch Verbrennen von Substanzen, deren Wärmewert möglichst absolut feststeht und die in genügender Reinheit bequem beschafft werden können. Es empfiehlt sich hierzu die Verwendung von Kampfer und Benzoesäure; die mittleren Wärmewerte betragen nach Berthelot und Stohmann für Kampfer 9279,8 W. E. und für Benzoesäure 6322,1 W. E. Es wurde z. B. beobachtet:

Angewandte Substanz:

1,0094 g Benzoesäure = 1,0094 • 6322,1 W. E...... 6381,52 W. E

0,0160 - Eisendraht = 0,0160 • 1600 W. E.....

Bildungswärme der entstandenen Salpetersäure .    .

25,60    -

15,30    -

Q = gesamt erzeugte Wärmemenge........

A = beobachtete Temperaturerhöhung des Kalorimeterwassers .................

6422,62 W. E.

2,583° C.

~2i — pro 1° C. Temperaturerhöhung ermittelte Wärmemenge 2486,4 W. E.

w — im Kalorimeter verwandte Wassermenge ....    2201,7

284,7 W. E.

= Wasserwrert des Kalorimeters

Die Ermittlung des Heizwertes und der Zusammensetzung stellt sich ferner beispielsweise:

5*

1. Bestimmung des hygroskopischen Wassers.

Gewicht des Trockengefäßes und des Brennstoffes .    .

Desgl. allein............. .

Gewicht des zu trocknenden Brennstoffes.....

. . 34,7264 g . . 27,5944 -

Gesamtgewicht vor dem Trocknen Desgl. nach dem Trocknen . Trockenverlust

Feuchtigkeit :

0,0664 • 100

7,1320

2. Verbrennung im Kalorimeter.

7,1320 g

34,7264 g 34,6600 -

0,0664 g

0,93 °/₀

Gewicht des Brennstoffes und des Eisendrahtes zum Entzünden 0,9036 g

Gewicht des    Eisendrahtes allein.......

Gewicht des    untersuchten Brennstoffes.....

Gewicht des    angewandten Kalorimeterwassers    .    .

Wasserwert des Instruments.........

Gesamte verwandte Wassermenge.......

0,0174 -

.    .    0,8862    g

.    .    2205,3    g

.    .    284,7 -

2490,0 g

No.

Vorversuch

Hauptversuch

Nachversuch

HOOiOCOh^CÛOiO O Û Ci O Oî Q Ci tS zo 10

tH tH t-H

0,007

15,950

18,000

18,750

18,757

18,740

725

710

695

680

665

650

635

620

oi

0,007

18,605

Unkorrigierte Temperaturerhöhung in ~ 3 Minuten — (18,757 - 15,950).............

Mittlere Abkühlung v pro Minute.......

Desgl. v' pro Minute.............

Gesamte mittlere Abkühlung pro Minute.......

Temperaturerhöhung in 3 Minuten — 0,033 + 2,807

0,015

15

15

15

15

15

15

15

0,015

2,807° C.

0,007° C. 0,015 -

0,011 °C.

2,840° C.

Erzeugte Wärmemenge = 2490,0 • 2,840 .....

. 7079,60 W. E. . — 27,84    -

Davon ab Verbrennungswärme des Eisendrahtes .    .

7051,76 W. E. 7957,30    -

Aus dem Brennstoff erzeugte Wärmemenge ....

Desgl. pro 1 g Substanz = 7051,76:0,8862    .    .    .

Nach Seite 3 werden die Brennwerte nicht auf flüssiges, sondern auf gasförmiges Wasser bezogen; man muß mithin die Kondensationswärmen in Abzug bringen; zu diesem Zweck ist das resultierende Rauchgas auf seine Bestandteile untersucht worden und zwar erhielt man:

0,3670 g Wasser,

2,6220 - Kohlensäure und ferner 0,0582 - unverbrennliche Rückstände.

0,3670 g Wasser sind 41,41 % vom total verbrannten Brennstoff, welches, wie eingangs erwähnt, mit 600 W. E. pro Gewichtseinheit in Abzug gebracht wird; man erhält hier demnach 248,46 W. E., welche abgezogen werden müssen:

(7957,30 - 248,46) = 7708,84 W. E.

für den lufttrockenen Brennstoff; für den ursprünglichen mit Feuchtigkeit beladenen Brennstoff läßt sich der ursprüngliche Heizwert mit 7637 W. E. zurückrechnen.

Die Zusammensetzung erhält man weiterhin aus:

1.

41,41% H₂0 • 11,11

100

4,60 o/₀ H

₀ 2,6220 • 100 0,8862

2,9587 • 27,28

= 2,9587 g C0₂ pro Einheit =

100

80,71 % C

0,0582 • 100 0,8862

Zur Vervollständigung läßt sich weiter folgern:

6,57 % Rückstände.

Verbrennungswärme des Kohlenstoffs = Im Kalorimeter wurden ermittelt .    .

80,71 • 8100

100

. . 6537,51 W.E. . . 7708,84    -

mithin verbleiben für den disponiblen Wasserstoff (7708,84 - 6537,51) = 1171,33 W. E.,

d. h. der disponible Wasserstoff muß

= 4,03%

1171,33-29 000

100

betragen; gefunden wurden 4,60% H, gleich 0,57% weniger; mithin beträgt der den disponiblen Wasserstoff bildende Sauerstoff (0,57.8) — 4,56 %. Man hat mithin für die lufttrockene Substanz :

Heizwert

Rückstände................

Differenz (Schwefel, Stickstoff und Analysenfehler) .    .

7708,84 W. E. 80,71 % 4,60 -

4.56    -

6.57    -3,56 -

2 = 100,00%

ferner für die ursprüngliche Substanz:

Heizwert

50

I-

05

Rückstände .    .

Feuchtigkeit .    .    .

Differenz für S + N

za © Oi ^ ^ ^

.....W

2 = 100,00%

Nach dieser Methode erhält man neben dem Heizwert im ursächlichen Zusammenhang und mit genügender Genauigkeit auch die Zusammensetzung der brennbaren und unbrennbaren Komponenten des verwandten Brennstoffes.

Mit der laufenden Erkenntnis der Brennstoffqualität ist jedoch für die Art der Betriebsführung nichts gewonnen, weshalb eine zweite und gleiche Wichtigkeit besitzende Kontrolle in Bezug auf Belastung der Heizfläche und Nutzeffekt der Feuerungsanlage kontinuierlich durchgeführt werden muß und welche sich demnach eigentlich auf die Tätigkeit des Heizers erstreckt.

15. Die laufende Kontrolle des Feuerungsprozesses und der Belastung der Dampferzeugungsanlage.

Es ist vorher gezeigt worden, daß mit der Zunahme des Luftüberschusses der Nutzeffekt der Feuerungsanlage fällt und daß es eine Belastung der Heizfläche gibt, bei welcher die beste Absorption der derselben angebotenen Wärmemengen erfolgt. Es ist nun von Wichtigkeit, die Größe des Anteils bei Variationen beider Verhältnisse im Brennstoffmehrverbrauch zu wissen. Die hier mitgeteilten Versuche beziehen sich auf den eingangs erwähnten Kessel von 425 qm Heizfläche und 6,41 qm Rostfläche. Es sind, wie schon vorher erwähnt, gleiche Brennstoffmengen mit wechselndem Luftüberschuß verfeuert worden und diese Beobachtungen bei verschiedener Beanspruchung der Kesselheizfläche durchgeführt. Die Rostbelastung ist, da Schwankungen in der Brennwertqualität vorhanden waren, in Kilo-Kalorien angegeben.

Der Vollständigkeit wegen folgen hier die erhaltenen Versuchsdaten teilweise nochmals, welche graphisch in dem Diagramm Figur 15 a, b, c dargestellt sind und zwar in a die Versuche No. 1, 3, 5, 7, 9, in b die Versuche No. 2, 4, 6, 8, 10, in c die Differenzen der Abwärmeverluste und der Nutzeffekte der Dampfanlage. Es bedeutet ferner d der Abwärmeverlust, e der Differenzverlust für Strahlung und Leitung, f der Nutzeffekt, g die Differenzen af—bf und h endlich die Differenzen ad — b d.

Die mögliche Brennstoffersparnis durch mehr oder minder gute Betriebsführung beträgt mithin bei Verteuerung von stündlich pro 1 qm Rostfläche

50    kg    =    13,66    %

90

Wärme rertei/ung in Prozenten

65

wärmeizertei/ung in Prozenten ^ 8 § & $

yy

yy

y>

W 850 900 950 7000 Ki/o Ka/orien pro Stunde u. qm Rostf/äche

Fig. 15 a.

WO 050 500 550 600 650 700 750

!5ä$

mmmwm

liiliÄSIS

V 750 500 550 600 650 700 750 800 850 900 Ki/o Kalorien pro Stano/e u. qm RostJ'/äche

Fig. 15 b.

Man erkennt, daß mit der Zunahme der Beanspruchung der Zugansaugungsanlage die Größe des Luftüberschusses fällt und schließlich bei einer maximalen Inanspruchnahme ein variables Verfeuern in Bezug auf Luftüberschuß unmöglich ist, d. h. die Zugansaugungsanlage ist erschöpft. Das Minimum an Luftüberschuß, mit welchem dieser oder jener Brennstoff verfeuert werden kann, hängt neben den zuerst angeführten Gründen auch von örtlichen, in der Feuerungsanlage selbst gegebenen Verhältnissen ab: Hat man beispielsweise eine Anordnung, bei welcher der Zugang zu der Rostfläche durch 4 Feuertüren ermöglicht wird und die Rauchgase in einem mit

700

IVärmererteilung in Prozenten

§ §

W"

¥00 ¥50 500 550 600 650 700 750 800 850 900 950 1000 Ki/o Ka/orien pro Stunde u. qm Postf/äche

Fig. 15 c.

B8888$^

gemeinschaftlichem Schieber versehenen Abzugskanal die Heizfläche verlassen, so muß beim Öffnen einer Feuertür ein überschüssiges Quantum Luft mehr durch die Heizfläche als bei geschlossener Tür gelangen, weil der zuströmenden Luft ein sehr viel größerer Reibungswiderstand durch die Brennstoffschicht als durch die Feuertüröffnung geboten wird. In diesem Fall würde man bei Verwendung mechanischer Rostbeschickung mit einem geringeren Luftübeschuß auskommen als bei der soeben erörterten Anordnung. Ferner wird der Luftüberschuß

10

7132 W. E.

134,60 kg 959,9 kg Kal. 6271 kg 49 604 kg

16,06 kg 36,20° C. 10,55 kg abs. 7,91 kg

7,77 kg 1,52 fach

326,9° C. 69,37 %

15,64%

10,99%

7050    6950    7002

6876 i 6789    7342    6971

7041 j 7077

51,86    67,95    68,05    92,38    91,49    110,73 112,81 144,89

367,1 367,0    467,2    461,9    678,2    637,7    780,6 784,3 1014 5

2602    2509

4633    5314    5556    7063

21 471 j 28 382j 26 7571 41 437| 37 421 45 284 43 680 54 670

3375    3440    4569

52,15

24 860!

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310,6

69,24

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-H CO O, CO ÖG) rH

286,8 304,5 75,49 70,88 12,43 18,33 11,08 10,79

O W CO Ol KO "# Ą O

1-0 tv» T—t T-H

04 i^ tH tH

240,9 241,4 239,9 258,6 82,26 72,37 77,45 70,78 13,32 21,53 11,82 20,76 M2 6,10    10,73    9,16

100,00! 100,00! 100,Oo! 100,00 100,00 100,00 100,00' 100,00 100,oo! 100,00 2’

Versuch No.

Heizwert des Brennstoffes.....

Stündlich pro 1 qm Rostfläche verfeuerte

Kohlenmenge.......

Desgl. in Kilokalorien......

Total verfeuerte Brennstoffmenge Total verdampfte Wassermenge . Desgl. pro Stunde und Quadratmeter

Heizfläche..........

Temperatur desselben.......

Dampf, Spannung in Kilogramm abs. .

Verdampfungsziffer.......

Desgl. reduziert auf 636,72 W. E. Erzeugungswärme ........

Luftüberschußkoeffizient......

Endtemperatur der Rauchgase am Heizflächenende .........

Nutzeffekt der Dampfkessehmlage

Abwärmeverlust.........

Differenzverlust für Leitung etc. .    .    .

hierbei um so mehr anwachsen, als die Eigenart dieses oder jenes Brennstoffes mehr oder minder große Bearbeitung mit dem Schürhaken etc. erfordert, wozu selbstverständlich ein öfteres Öffnen der Feuertür erforderlich ist, d. h. mehr Verbrennungsluft pro Zeiteinheit durch die Heizfläche abzieht. Wie groß diese Anteile überschüssiger Luft sind, zeigen einige Beobachtungen mit annähernd gleichem Brennstoff an der hier schon öfters erwähnten Feuerungsanlage. In allen Fällen wurde der Luftüberschuß möglichst gering gehalten: in Versuch 1 blieb der Essenschieber konstant geöffnet, in Versuch 2 wurde konstante Zuggeschwindigkeit sowohl während des Beschickens als auch des Abbrennens eingehalten, in Versuch 3 endlich wurde bei jedesmaligem Öffnen der Feuertür die Zuluft bis auf ein denkbar geringstes Quantum gedrosselt. Es wurde erhalten :

Versuch No.

Versuchsdauer........

Kohlen, verfeuert total.....

Desgl. pro Stunde......

Desgl. pro Stunde und Quadratmeter

Rostfläche........

Summa des Öffnens der Feuertür . Anteil der Zeit der offenen Feuertür im Verhältnis zur Versuchsdauer ..........

Zuggeschwindigkeit bei geöffneter

F euertür.........

Desgl. bei geschlossener Feuertür . Desgl. mittlere Zuggeschwindigkeit Geschwindigkeit der Zuluft in

kg/m/sek.........

Stündlich zutretende Luftmenge Pro 1 kg Brennstoff verwandte Luftmenge .........

Theoretische Luftmenge pro 1 kg

Brennstoff........

Luftüberschußkoeffizient ....

8 Std. 10' ¹ 8 Std. 9' 8 Std. 9 6002    5378 kg

735,8 I 659,5 -

6218

760,8

118,7

114,8

318

336

102,9 -306 mal

32,4

30,8

29,6%

18,75

15,46

16,52

14,68

15,14

14,82

4,60 mm 13,55 -

10,90 -

1,90

1,80

11204

10 611

1,49 m/sek. 8786 kg

14,72

14,42

13,32 -

9,51

9,43

9,22

1,54

1,52

1,44 fach

Man erreicht bei der Drosselung während des Öffnens der Feuertür wohl einen Erfolg, jedoch so minderwertiger Natur, daß derselbe in gar keinem annehmbaren Verhältnis zu der aufgewandten Arbeitsleistung beim Drosseln der Zuluft steht, weshalb diese Luftüberschußverhinderung füglich unterbleibt. Außerdem geht hier die Leistungsfähigkeit der Rostanlage in Versuch No. 2 um 3,29 und in Versuch No. 3 um 13,32 % gegen die in Versuch No. 1 herunter, ein Umstand, der nicht eintritt, wenn für jede Feuertür nebst dazu gehöriger Rostfläche ein Gasweg mit besonderer Absperrvorrichtung vorhanden wäre.

Man würde in diesem Fall also im Mittel einen anderthalbfachen Luftüberschuß bei einer stündlichen Rostbelastung von 120 kg Brennstoff pro 1 qm als Norm bezeichnen können. Neben Spalten im Kesselmauerwerk wird der Luftüberschuß auch durch ungleiches Bedecken der Rostfläche begünstigt werden, weil der Reibungswiderstand an dieser Stelle geringer wird und bei gleicher Zuggeschwindigkeitsenergie pro Zeiteinheit mehr Luft durchtreten wird. Registriert man außer dem Luftüberschuß, welcher, wie eingangs erwähnt wurde, aus der Absorption des freien Sauerstoffes in den Rauchgasen direkt abgeleitet werden kann, auch noch die Zuggeschwindigkeit, so kann man sowohl auf die Güte der Arbeit — in Bezug auf Luftüberschuß — als auch auf die geleistete Arbeitsmenge — in Bezug auf pro Zeiteinheit verfeuerte Brennstoffmenge — einen Rückschluß machen.

Es kann hierzu auf das Seite 21 befindliche Beispiel hingewiesen werden. Diese Doppelkontrolle ist unumgänglich, sobald man mehrere Kessel in Betrieb hat, welche wohl das verlangte Quantum Dampf vorgeschriebener Spannung erzeugen, jedoch unter Umständen mit ganz verschiedener Beanspruchung, sodaß beispielsweise von 10 in Betrieb befindlichen Kesseln 4 Stück 55 % und 6 Stück 45 % des total produzierten Dampfquantums liefern.

Würde man neben der Luftüberschußmessung den Brennstoff wiegen, so erhielte man nur einen Mittelwert in Bezug auf geleistete Arbeit seitens des Heizers, niemals aber den

Verlauf der Arbeit während der Betriebszeit. Zudem gibt ja gerade die Zuggeschwindigkeitsmessung einen klaren Einblick in die Art der geleisteten Arbeit; aus dem Diagramm ersieht man, wie oft die Feuertür zwecks Beschickung oder Druck -krückung des Bostbelages geöffnet wurde, wie lange die Abbrennzeit dauerte etc., weil ja die Zuggeschwindigkeit beim Öffnen der Feuertür sofort ansteigt, ln Figur 16 ist ein solches Doppeldiagramm dargestellt. Bildet man die mittleren Werte, so erhält man während der in der Figur gekennzeichneten

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Fig. 16.

Betriebsdauer und unter Benutzung der in Figur 4 dargestellten Zuggeschindigkeitskurve :

.    16,3 mm Wassersäule

1,63 fach 1,88 m/sek.

. 11 085 kg

Mittlerer Zuggeschwindigkeitsausschlag .    .    .

Mittlerer Luftüberschuß........

Mittlere Geschwindigkeit der zuströmenden Luft Stündlich angesaugtes Luftquantum ....

PL

9,5

Theoretische Luftmenge pro 1 kg Brennstoff .

15,9 -697 -~ 108 -

Tatsächlich verwandte Luftmenge desgl. .    .

Verfeuerte Brennstoffmenge pro Stunde .

Desgl. pro 1 qm Rostfläche.......

Qualität und Quantität der Arbeitsleistung gut.

Diese Kontrollmethode gibt also wertvolle Daten, erfordert jedoch immerhin zur kontinuierlichen Durchführung einen vollkommen geschulten Aufsichtsbeamten, welcher aus den Diagrammen die notwendigen Konsequenzen zu ziehen weiß.

Deshalb erscheint diese Methode für viele Zwecke zu kompliziert.

Eine sehr einfache Kontrollmethode erhält man jedoch aus der Kombination der Zug- und Dampfgeschwindigkeitsmesserangaben.

Auf Seite 44 ist die Verwendung der Ausschläge des Dampfgeschwindigkeitsmessers und der Angaben des Zuggeschwindigkeitsmessers erwähnt worden.

Da aus den angeführten Versuchen das günstigste Luftquantum zu den produzierten Dampfmengen bekannt ist, brauchte man neben der Belastungsteilung des Dampfgeschwindigkeitsmessers nur die zugehörigen Zuggeschwindigkeitszahlen einzutragen, welche der Belastung entsprechend als günstigste bekannt sind.

Zeigt also beispielsweise (Seite 44) der Dampfgeschwindigkeitsmesser

Zuggescłrwindigkeit,

mm

j 7,51 8,65 12,63 14,24 | Dampf pro Stunde und Quadratmeter (6,03 6,76    8,38 10,76 J

so heißt das nichts anderes, als daß der Essenschieber etc. so eingestellt werden muß, daß am daneben befindlichen Zuggeschwindigkeitsmesser die unter der Belastungsziffer stehenden Zuggeschwindigkeitszahlen resultieren.

Die diesen Geschwindigkeitszahlen entsprechenden Luftmengen sind dann wirklich die zum Verfeuern der notwendigen Brennstoffmengen günstigsten, d. h. der Feuerungsnutzeffekt ist der denkbar beste.

Buchdruckerei von Gustav Schade (Otto Frahcke) Berlin N.

61]

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WYDZIAŁY POLITECHNICZNE KRAKÓW

BIBLIOTEKA GŁÓWHA

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Druk. U. J. Zam. 356. 10.000.

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